/
Автор: Кащеев И.Д.
Теги: стекольная промышленность керамическая промышленность промышленность вяжущих металлургия обработка металлов цветные металлы огнестойкость
ISBN: 5-98457-011-4
Год: 2004
Текст
И. Д. Кащеев
СВОЙСТВА И ПРИМЕНЕНИЕ
ОГНЕУПОРОВ
“Теплотехник”
Москва, 2004
УДК 666
К31
К31 Кащеев И. Д. Свойства и применение огнеупоров: Справочное издание. — М.:
Теплотехник, 2004. — 352 с.
Изложены основные свойства огнеупорных материалов и применение их в металлур-
гии. Наряду с описанием службы традиционных огнеупоров приведены физико-хими-
ческие и технологические основы применения новых огнеупорных изделий и неформо-
ванных масс, их рациональной эксплуатации в производстве чугуна и стали, внепечной
обработке и разливке металлов. Изложен опыт применения огнеупоров отечественных
и зарубежных фирм. Предназначена для инженерно-технических и научных работни-
ков черной и цветной металлургии, студентов высших учебных заведений, специализи-
рующихся по технологии огнеупоров, производству черных и цветных металлов, про-
ектировщиков тепловых агрегатов.
Ил. 143. Табл. 146. Библиогр. список. 302 назв.
Справочное издание
Кащеев Иван Дмитриевич
СВОЙСТВА И ПРИМЕНЕНИЕ ОГНЕУПОРОВ
Компьютерная верстка А. Г. Борисов
Корректор Л. Г. Александрова
Сдано в набор 01.06.04. Подписано к печати 01.08.04. Формат 70x100 1/16. Бумага офсетная. Печать
офсетная. Усл. печ. л. 28,6. Усл. кр.-отт. 28,6. Уч. изд. л. 27.46. Тираж 1000 экз. (1-й завод 200 экз).
Заказ № 10510.
Издательство “Теплотехник”
103064, Москва, ул. Земляной Вал, 27, стр. 3
Электронный вывод и печать в ППП «Типография «Наука
121099, Москва, Шубинский пер., 6
ISBN 5-98457-11-4 (1-й з-д)
© Кащеев И.Д., 2004 г.
© Теплотехник, 2004 г.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие....................................................................5
Введение.......................................................................6
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов.........______.................. 9
1.1. Классификация огнеупорных материалов.................................9
1.2. Макроструктура......................................................16
1.3. Термомеханические свойства..........................................18
1.4. Теплофизические свойства............................................20
1.5. Термические свойства................................................25
1.6. Химическая стойкость................................................26
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии ......________............-33
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна.........................40
2.2. Огнеупорные материалы для воздухонагревателей доменных печей........57
2.3. Огнеупоры для чугуновозных ковшей и миксеров........................60
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали ............._................. 65
3.1. Огнеупоры для мартеновских печей....................................65
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров.......................75
3.2.1. Механизм износа углеродсодержащих изделий...........................80
3.2.2. Механизм локального износа футеровки конвертера...............82
3.2.3. Увеличение срока службы футеровки конвертера..................85
3.2.4. Огнеупоры зарубежных фирм для футеровок конвертеров...........93
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей..................98
3.3.1. Огнеупорная футеровка отдельных элементов ДСП.................99
3.3.2. Другие типы дуговых печей...........................................113
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей ............-------............_126
4.1. Футеровка ковшей из формованных изделий............................129
4.2. Огнеупоры для монолитных футеровок ковшей..........................137
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей...........141
4.4. Сушка футеровок ковшей.............................................160
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов....---------..........___169
5.1. Торкретирование футеровки мартеновских печей.......................172
5.2. Торкретирование футеровки конвертеров..............................174
5.2.1. Факельное торкретирование ковшей.............................176
5.3. Торкретирование футеровки сталеразливочных ковшей.........................184
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали........................190
6.1. Огнеупорная футеровка агрегата ковш-печь...........................194
6.2. Футеровка крышек сталеразливочных ковшей...........................205
3
Содержание
Глава 7. Огнеупоры для установок внепечного вакуумирования стали______210
7.1. Особенности эксплуатации футеровок в агрегатах
внепечного вакуумирования стали................................213
7.2. Огнеупоры для установок внепечного вакуумирования ковшевого типа.215
7.3. Огнеупоры для установок струйного вакуумирования стали.....221
7.4. Огнеупоры для порционного и циркуляционного вакууматоров...223
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия
для продувки жидкой стали газами----...........______.........._237
8.1. Продувочные устройства, применяемые в процессе выплавки стали....241
8.1.1. Огнеупоры для донной продувки мартеновских печей......241
8.1.2. Огнеупоры для донной продувки конвертеров.............243
8.1.3. Огнеупоры для донной продувки электродуговых печей....245
8.2. Продувочные устройства для внепечной обработки стали.......248
8.3. Огнеупоры для погружаемых продувочных фурм.................256
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали...........................258
9.1. Сталеразливочные стаканы...................................260
9.2. Гнездовые кирпичи (блоки)..................................262
9.3. Огнеупоры для бесстопорной разливки стали..................264
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок.......272
9.4.1. Механизм износа футеровки промежуточного ковша........284
9.4.2. Погружаемые сталеразливочные стаканы........................291
9.4.3. Стопор-моноблоки, стаканы-дозаторы и стаканы-коллекторы.....300
9.4.4. Защита углеродсодержащих изделий от окисления.........307
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей___........... 315
10.1. Классификация индукционных печей................................315
10.2. Футеровка тиглей индукционных печей.............................316
10.2.1. Огнеупорные материалы для футеровки..................319
10.2.2. Футеровка тиглей вакуумных индукционных печей........328
10.3. Огнеупоры для футеровок индукционных канальных печей......329
10.3.1. Классификация индукционных канальных плавильных печей......331
10.3.2. Технология изготовления подовых камней...............332
10.4. Примеры применения огнеупоров для футеровки индукционных печей..335
10.4.1. Футеровка индукционных печей для плавки меди и медных сплавов .335
10.4.2. Огнеупорная футеровка индукционных печей для плавки алюминия . 338
Приложение 1....................................................345
Приложение 2....................................................346
Приложение 3....................................................347
Приложение 4....................................................349
Приложение 5....................................................350
Приложение 6....................................................352
4
ПРЕДИСЛОВИЕ
Огнеупоры играют важную роль в металлургии и при современных тенден-
циях к применению крупнотоннажных агрегатов и все более высоких темпе-
ратур требования к огнеупорам в перспективе будут непрерывно повышаться,
в особенности с учетом нужд новых технологических процессов.
В настоящее время выбор огнеупорных материалов значительно расширил-
ся и стал весьма сложным в связи с переходом от мартеновского способа про-
изводства металла к конверторному и появления новых переделов в техноло-
гии стали, а также значительным увеличением применения неформованных
материалов не только в черной, но и в цветной металлургии.
Правильный выбор огнеупорных материалов, технологии футеровки печей,
а также выяснение возможности повышения стойкости огнеупорной футеров-
ки в тепловых агрегатах выявилась необходимость знать условия эксплуата-
ции, конструктивные особенности и процессы разрушения огнеупоров при их
взаимодействии с расплавами металлов и шлаков. Выяснение и анализ этих
вопросов позволи повысить эффективность использования выпускаемых ог-
неупорных материалов и изделий и наметить пути к дальнейшему совершен-
ствованию огнеупоров и технологии их производства.
В предлагаемой книге сделана попытка обобщить имеющийся в отечествен-
ной и зарубежной практике опыт эксплуатации огнеупоров в футеровках теп-
ловых агрегатов, характере разрушения и повышения надежности путем ра-
ционального выбора огнеупоров и технологии их применения.
Основной задачей данной книги является практическая помощь инженерно-
техническим работникам промышленных предприятий связанных с производ-
ством и эксплуатацией огнеупорных материалов и изделий в тепловых агрега-
тах черной и цветной металлургии. В ней недостаточно полно изложены тео-
ретические вопросы технологии производства и формирования структуры ог-
неупорных материалов. Ответ на эти вопросы читатель найдет в специальной
технической литературе по огнеупорам.
Автор благодарит работников предприятий ОАО “Комбинат “Магнезит”, ОАО
“Динур”, Богдановичское ОАО “Огнеупоры” и других предприятий, оказав-
ших большую помощь при подготовке книги.
Книга издана при финансовой поддержке ОАО “Комбинат “Магнезит”, Бог-
дановичское ОАО “Огнеупоры”, АО “Семилукский огнеупорный завод” и ОАО
“Динур”.
5
ВВЕДЕНИЕ
Огнеупорными называют материалы, изготовляемые на основе минерально-
го сырья и отличающиеся способностью сохранять без существенных нару-
шений свои функциональные свойства в разнообразных условиях службы при
высоких температурах. К огнеупорным материалам (ГОСТ 28874-90) отно-
сятся материалы с огнеупорностью выше 1580 °C; в некоторых странах ниж-
ний предел огнеупорности составляет 1500 °C, в США он не нормируется.
Значение огнеупоров в народном хозяйстве определяется тем, что без них
практически нет целесообразного способа поддержания высоких температур
в промышленных печах. В индустриально развитых странах доля стоимости
огнеупоров составляет примерно 0,1 % валового национального продукта и
составляет до 8-10 % в себестоимости металла.
Огнеупорные материалы применяют практически во всех отраслях промыш-
ленности, ракетостроении и др.
Отличительной способностью отечественной огнеупорной промышленнос-
ти является большая производственная мощность отдельных заводов. Концен-
трация производства огнеупоров в России выше, чем в промышленно разви-
тых странах. Более 85 % всей огнеупорной продукции России производится
на 16-ти специализированных заводах. Кроме того, 11 металлургических пред-
приятий имеют собственные огнеупорные заводы.
Промышленность огнеупоров в настоящее время развивается по пути не-
прерывного повышения качества и стойкости огнеупоров, благодаря чему
удельный расход огнеупорных материалов и материалоемкость производств,
применяющих огнеупоры, непрерывно снижается. В сравнении с передовыми
промышленными странами удельный расход огнеупоров, отнесенный к 1 т
стали, в России выше. Это объясняется преобладанием мартеновского спосо-
ба в производстве стали, сифонной разливкой (примерно 40 %) и большим
расходом огнеупоров в неметаллургических отраслях промышленности (см.
табл. В1).
Таблица В1
Распределение огнеупоров по отраслям промышленности
Страна Черная металлургия Цветная металлургия Машино- строение Строительные материалы Химическая Прочие потребители Экспорт
Россия 60,1 4,0 10,3 8,1 4,7 10,9 1,9
США 62,0 9,0 — 13,5 5,5 1,0 9,0
Япония 71,7 2,2 3,0 8,9 6,1 4,1 4,0
6
Введение
Таблица В2
Производство огнеупорных изделий в России, тыс. т
Виды огнеупоров Годы
1990 1995 1996 1997 1998 1999 2000
Алюмосиликатные 3229,5 1673,1 1349,3 1290,1 1160,7 1400,7 1726,8
Динасовые 333,2 106,3 68,9 95,5 76,2 148,5 110,0
Периклазовые 867,0 641,2 589,8 509,3 379,8 501,6 413,2
Всего 4429,7 2420,6 2008,0 1894,9 1616,7 2050,8 2250,8
Производство огнеупорных изделий в России за период с 1990 по 2000 г.
представлено табл. В2, из которой следует что наибольшее снижение наблю-
дается алюмосиликатных огнеупоров с 3229 до 1726,3 тыс.т/год.
Анализ табл. В2 показывает, что пик кризиса в огнеупорной подотрасли при-
шелся на 1998 г. В 1999 г. наметилась тенденция увеличения объемов выпуска
продукции.
Удельный расход огнеупорных изделий за этот период в черной металлур-
гии практически не менялся: в 1986 г. — 26,9 кг/т стали; в 1990 г. — 27,5; в
1995 г. — 27,6 кг/т стали. На это же уровне этот показатель сохранился до
2000 г.
Столь высокое значение удельного расхода огнеупоров связано частично с
отсутствием или недостаточностью объемов производства многих современ-
ных огнеупоров. В связи с таким положением на рынке огнеупоров в России
присутствуют известные иностранные фирмы: “Veitsch - Radex”, “Vesuvius”,
“Plibrico”, “Mayerton” и др.
Задача повышения эффективности огнеупоров решается как созданием прин-
ципиально новых огнеупоров (например, периклазоуглеродистых, огнеупоров
на основе волокнистых материалов: каолиновая вата, плиты, ткани; изделий
из стеклокристаллических волокон; конструкционных и порошкообразных
материалов на основе корундовых микросфер, композиционных материалов
систем: Si - Al - О - N, SiCON; оксид - углерод; огнеупоров из чистых окси-
дов; эластичных огнеупоров органоминерального состава и др.), а также рас-
ширением ассортимента и повышением качества обычных огнеупоров путем
использования высококачественного сырья; получением изделий с прямой свя-
зью кристаллов, с низкой оптимальной пористостью; пропиткой; использова-
нием высококачественных материалов; формированием эффективной струк-
туры изделий; разработкой широкого ассортимента неформованных огнеупо-
ров (бетонов) вместо традиционных кирпичных материалов; применением
новых методов формования и др.
7
Введение
Таблица ВЗ
Структура сталеплавильного производства, %
Процесс Годы
2001 2010*
Кислородно-конверторный 58,6 68,0
Электросталеплавильный 14,9 28,0
Мартеновский 26,5 4,0
Всего * Прогноз. 100,0 100,0
Современная тенденция мирового развития в производстве огнеупоров со-
стоит во внедрении ресурсосберегающих технологий, в увеличении производ-
ства неформованных огнеупорных материалов, что сопровождается, значитель-
ным сокращением выпуска обожженных огнеупорных изделий.
В мировом производстве стали мартеновский способ получения стали в наи-
большей степени сохранился в России и Украине, производящих этим спосо-
бом 87 % мирового производства этой стали, соответственно 15,6 и 16,0 млн.т.
Структура сталеплавильного производства (%) в России представлена в
табл.ВЗ.
Средний коэффициент использования производственных мощностей стале-
плавильного производства России в 2001 г. составил 80,5 %. По прогнозу, в
период до 2010 г.составит 80,6 %. По прогнозам, в период до 2010 г. объем
производство готового проката может увеличиться примерно на 15 %, т.е. при-
мерно на 17 % по сравнению с уровнем 2001 г. Объем производства стали при
этом может увеличиться примерно на 15 %, т.е. до 68 млн.т Для выплавки та-
кого количества стали необходимо иметь не менее 73 млн.т производственных
мощностей.
Новые технологические процессы в черной металлургии требуют оригиналь-
ного подхода к выбору соответствующих огнеупорных изделий, необходимых
для успешного их осуществления.
8
Гпава 1.
СВОЙСТВА ОГНЕУПОРНЫХ МАТЕРИАЛОВ
1.1. Классификация огнеупорных материалов
Классификация огнеупорных материалов по основным признакам — хими-
ко-минеральному составу, огнеупорности, пористости, способу формования,
термической обработке форме и размерам — определена по ГОСТ 28874—90,
согласно которому различают огнеупорные материалы с огнеупорностью от
1580 до 1770 °C, высокоогнеупорные — от 1770 до 2000 °C, с высшей огне-
упорностью — выше 2000 °C.
В табл. 1.1 представлена классификация огнеупорных изделий. Огнеупор-
ные материалы бывают штучным изделиями (кирпичами, блоками, отдельны-
ми изделиями) и неформованными, к которым относят огнеупорные бетонные
смеси и массы, материалы для покрытий, мертели, заправочные порошки, во-
локнистые теплоизоляционные материалы, огнеупорные цементы, специаль-
ные матрицы, заполнители и другие специальные набивные и формуемые мас-
сы, применяемые для огнеупорных бетонов и торкретирования. Огнеупорные
материалы кроме этого классифицируют по форме и размерам, пористости,
способу формования, характеру термической обработки. Например, по спосо-
бу формования огнеупоры подразделяют на полусухого формования из порош-
ковых малопластичных масс методами гидравлического прессования (стан-
дартные кирпичи для миксеров и ковшей); виброуплотнения или трамбования
(набивная футеровка желобов доменных печей, гнездовые блоки); пластичес-
кого формования из пластичных масс методами выдавливания (фильтры для
жидких металлов), допрессовки; литые и вибролитые из текучих масс (кера-
мобетоны, пеноматериалы для теплоизоляции); саморастекающиеся (дилатан-
тные бетонные смеси для футеровок стальковшей); центробежного формова-
ния (кварцевые сталеразливочные стаканы), а также горячего прессования;
торкретированные (торкрет-слой в промковшах); напыленные из плазмы (за-
щитный износостойкий слой из тугоплавких нанопорошков на огнеупорах с
повышенными требованиями — стаканов и стопоров МНЛЗ) и д]\|
Огнеупорные изделия различают также по назначению, например, шамот-
ные изделия для кладки доменных печей, безстопорной разливки стали вне-
печного вакуумирования и и т.п.
’В зависимости от химических свойств огнеупорных материалов их разделя-
ют на три основных вида — кислые, нейтральные и основные. Поводом для
такого разделения служит способность при высоких температурах кислых и
9
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
Таблица 1.1
Классификация огнеупорных изделий
Тип Группа Доля определяющих химических ком- понентов на прокаленное вещество, %
Кремнеземистые Из кварцевого стекла Динасовые Динасовые с добавками Кварцевые SiO2 > 97 SiO2 > 93 80 < SiO2 < 93 SiO2 > 85
Алюмосиликатные Полукислые Шамотные Муллитокремнеземистые Муллитовые Муллитокорундовые Из глинокремнеземистого стекла SiO, < 95, A12O3 < 28 28<A12O3<45 45 < A12O3 <62 62 < AI2O3 < 72 72<Al2O3<90 40 < A12O3 < 90
Глиноземистые Корундовые AI2O3 > 90
Глиноземизвестковые Алюминаткальциевые A12O3>65, 10 < CaO <35
Магнезиальные Периклазовые MgO >85
Магнезиально- известковые Периклазоизвестковые Периклазоизвестковые стабилизированные Известковопериклазовые 50 < MgO < 85, 10 < CaO < 45 35 < MgO < 75, 15 < CaO < 40, CaO:SiO2 > 2 50 < MgO < 50,45 < CaO < 85
Известковые Известковые CaO > 85
Магнезиально- шпинелидные Периклазохромитовые Хромитопериклазовые Хромитовые Периклазопшинелидные Периклазопшинельные Шпинельные MgO > 60, 5 < Cr2O3 < 20 40 < MgO < 60,15 < Cr2O3 < 35 MgO < 40, Cr2O3 > 30 50 < MgO < 85,5 < Cr2O3 < 20, AI2O3 < 25 MgO > 40, 5 < AI2O3 < 55 25 < MgO < 40,55 < A12O3 < 70
Магнезиально- силикатные Периклазофорстеритовые Форстеритовые Форстеритохромитовые 65 < MgO < 85, SiO2 > 7 50 < MgO < 65,25 < SiO2 < 40 45 < MgO < 60,20 < SiO, < 30, 5<Сг2О3<15
Хромистые Хромоксидные Сг2Оз > 90
Цирконистые Бадделеитовые Бадделеитокорундовые Цирконовые ZrO2 > 90 20<ZrO2<90, Al2O3<65 ZrO2 > 50, SiO2 > 25
Окисные Специальные из огнеупорных оксидов: ВеО, MgO, CaO, А12О3, Cr2O3, SiO2, V2O3, Sc2O3, ZnO2, ZrO2 и др. Максимально достижимое содержание перечисленных оксидов, соединений и твердых растворов на основе этих оксидов
Углеродистые Графитированные Угольные У глеродсодержащие С >98 С >85 8 < С < 85
Карбидкремниевые Карбидкремниевые Карбидкремнийсодержащие SiC > 70 15 < SiC <70
Бескислородные Из нитридов, боридов, карбидов, силицидов и других бескислородных соединений (кроме углеродистых) Максимально достижимое содержание бескислородных соединений
10
1 1 Классификация огнеупорных материалов
основных огнеупоров взаимодействовать между собой. Определяющим ком-
понентом кислых огнеупоров является SiO2, основных — СаО и MgO. Чисто
нейтральными являются углеродистые огнеупоры; к ним относят также алю-
мосиликатные огнеупоры, содержащие более 45 % А1,О, и хромсодержащие,
в состав которых входит более 15 % Сг2О,.
Неформованные материалы (огнеупорные бетоны, набивные массы, огнеупор-
ные растворы, мертели, покрытия и и т.п.) классифицируют по специальным
признакам и в зависимости от назначения разделяют на группы (табл. 1.2) [1].
В зависимости от максимального размера зерна неформованные огнеупоры
подразделяют на группы (табл. 1.3), а по типу связки по аналогии с изделиями
подразделяют на группы (табл. 1.4).
По физическому состоянию во время поставки неформованные огнеупоры
подразделяют на сухие, пластичные и жидкотекучие. Кроме того, огнеупорные
массы, покрытия и смеси по способу нанесения, укладки и уплотнения допол-
нительно подразделяют на полученные литьем, торкретированием, обмазкой,
виброуплотнением, трамбованием, прессованием, напылением, набивкой.
Кроме того, огнеупорные массы, покрытия и смеси по способу нанесения,
укладки и уплотнения дополнительно подразделяют на: полученные литьем,
торкретированием, обмазкой, виброуплотнением, трамбованием, прессовани-
ем, напылением, набивкой.
Часто применяют и другую классификацию, в соответствии с которой раз-
личают:
а) мертели, используемые после затвердения водой в виде растворов для свя-
зывания отдельных изделий и заполнения швов кладки. Это одна из разновид-
ностей неформованных огнеупоров;
б) набивные массы, применяемые для выполнения монолитных огнеупор-
ных футеровок взамен кирпичной кладки. По способу выполнения и техно-
логическим приемам набивные массы могут быть отнесены и к огнеупорным
бетонам, но по ряду специфических требований их выделяют в самостоятель-
ную группу, так так они приобретают прочность не за счет гидравлического
или химического взаимодействия своих компонентов при нормальных темпе-
ратурах или сушке, а в результате керамического спекания при высоких тем-
пературах, когда в набивной массе образуется вязкий расплав, связывающий
отдельные частички в прочный огнеупор;
в) массы для наварки и заправки, и получаемые путем смешения соответ-
ствующих порошков со связкой и применяемые для устройства и ремонта по-
дин и откосов различных печей (электросталеплавильных, мартеновских и др.);
11
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
г) огнеупорные покрытия (торкрет-массы и обмазки), применяемые для по-
вышения стойкости футеровки против воздействия шлаков и резких колеба-
ний температур;
Таблица 1.2
Классификация иеформованных огнеупоров по специальным признакам
Группа Характеристика Назначение
Огнеупорные порошки и заполнители Огнеупорные материалы определенного зернового состава Для изготовления огнеупорных изделий, масс, смесей, мертелей, изготовления и ремонта тепловых агрегатов, теплоизоляции и др.
Огнеупорные цементы Микрозернистые, тонкодисперсные и ультрадисперсные огнеупорные материалы, твердеющие после смешивания со связкой Для изготовления бетонных изделий, смесей, масс, покрытий и мертелей
Огнеупорные массы и смесей, в т.н. бетонные Массы — огнеупорные материалы, состоящие из огнеупорных порошков и заполнителей, связки (бетонные массы - вяжущего) и в необходимых случаях добавок (пластифици- рующих, структурообразующих и др.), готовые к применению. Смеси — огнеупорные материалы, состоящие из огнеупорных порошков и заполнителей (бетонные смеси — также огнеупорного цемента), требующие введения связки Для изготовления изделий, в т.ч. бетонных монолитных футеровок и их элементов, а также ремонтов огнеупорной кладки
Огнеупорные материалы для покрытий Смесь тонкодисперсных огнеупорных материалов со связкой или без нее Для нанесения в виде слоя, не несущего строительной нагрузки на рабочую поверхность огнеупорной или металлической конструкции с целью защиты ее от износа
Огнеупорные мертели Смесь мелкозернистых огнеупорных материалов с пластифицирующими добавками или без них Для заполнения швов и связывания огнеупорных изделий в кладке
Огнеупорные порошковые и кусковые полуфабрикаты Огнеупорные материалов, нуждающиеся в дополнительной технологической обработке (плавлении, дроблении, измельчении, смешивании, формовании, рассеве и др.) Для изготовления огнеупоров
Волокнистые теплоизоляционные материалы Огнеупорные материалы, состоящие преимущественно из частиц, имеющих форму волокна Для изготовления теплоизоляционных изделий и футеровок, уплотнения огнеупорной кладки и заполнения компенсационных швов
12
1.1. Классификация огнеупорных материалов
Таблица 1.3
Классификация неформованных огнеупоров по максимальному размеру зерен
Группа Максимальный размер зерна, мм Группа Максимальный размер зерна, мм
Кусковые >40 Т онкозернистые 0,5
Грубозернистые 40 Микрозернистые 0,09
Крупнозернистые 10 Т онкодисперсные 0,05
Среднезернистые 5 Ультрадисперсные 0,0001
Мелкозернистые 2
Таблица 1.4
Типы связок, используемых для неформованных огнеупоров
Группа Тип связки Преобладающий механизм твердения
На неорганических связках Глины, бентониты (в сочетании с водой)и другие Гидравлически твердеющие, вяжущие Высококонцентрированные вяжущие суспензии Растворы фосфатов, хлоридов, сульфатов, щелочных силикатов и других солей Твердение происходит в результате коагуляционных процессов Твердение осуществляется в результате реакции взаимодействия цемента с водой Твердение в результате полимеризации Твердение происходит в результате реакции взаимодействия с водными и другими растворами различных соединений, а также вследствие поликонденсации
На органических связках Смолы термопластичные и термореактивные, пеки, битумы, элементоорганические соединения, латексы, сульфонаты технические, декстрин, клеи и т.п. Твердение происходит в результате процесса полимеризации (поликонден- сации) и коксования при нагреве
д) внешние газоуплотнительные покрытия, применяемые для уплотнения
наружной поверхности кладки промышленных печей;
е) покрытия по металлу, защищающие металлическую поверхность от раз-
рушающего воздействия различных корродиентов (газов, пыли, шлаков) при
температуре эксплуатации.
По виду инертного наполнителя, как и в случае обжиговых огнеупоров, раз-
личают огнеупорные массы, растворы и покрытия: кремнеземистые (динасо-
вые), алюмосиликатные (полукислые, шамотные, высокоглиноземистые и ко-
рундовые), магнезиальные (периклазовые, периклазохромитовые, хромитопе-
риклазовые и др.), углеродистые и др. По составу наполнителя массы, раство-
13
Таблица 1.5
Примеры применения неформованных огнеупоров в черной металлургии
Агрегаты и процессы Область применения Наиболее распространенный тип материала
Доменные печи Колошник печи Желоба на литейном дворе Горн Верхняя часть шахты Фурменный пояс Летка Ремонтные материалы для шахты Шамотные бетоны AI2O3- S1C - С (60-75, 10-25; 1-4 %), А12О3- SiO2- S1C - С или А12О3- Сг- бетоны, пластичные массы сухого виброуплотнения или предварительно литые фасонные блоки А12О3 - Сг или MgO - Сг - бетоны Высокоглиноземистые торкрет-массы Предварительно литые высокоглиноземистые блоки А12О3- SiO2- Сг S1C или Сг Алюмосиликатные глины с добавкой (или без) S1C или Сг; андалузитовые пластичные массы на полимерной связке
Чугуновозные ковши Набивка конических частей Г орловина Материалы для ремонта футеровки Фурмы для десульфурации Шамотные пластичные массы Высокоглиноземистые А12О3- SiO2 бетоны Торкрет-массы с 50 % А12О3 на цементной связке Высокоглиноземистые бетоны с добавкой (или без) стальной проволоки, SiO3, шпинели и др.
Кислородные конвертеры Уплотнение горловины Защитные плиты в зоне завалки Сталевыпускное отверстие Ремонтные смеси Магнезиальные набивные массы; пластичные массы с 85 % А12О3 Высокоглиноземистые предварительно литые блоки Пластичные массы из пластинчатого глинозема Магнезиальные на смоляной связке или MgO - Сг - торкрет-массы
Электродуговые печи Сводовые блоки и кольца для уплотнения электродов Рабочий слой подины Сталевыпускиое отверстие Защитные плиты в зоне завалки Ремонтные смеси Высокоглиноземистые (70-97 % А12О3) или А12О3 - Сг набивные массы, бетоны или предварительно литые блоки Магнезиальные набивные массы или бетоны Пластичные массы пластинчатого глинозема Высокоглиноземистые предварительно литые блоки Торкрет-массы на основе спеченного MgO
Глава 1 Свойства огнеупорных материалов
Продолжение табл. 1.5
Агрегаты и процессы Область применения Наиболее распространенный тип материала
Ковши внепечного рафинирования (сталеразливочные)* Защитная плита в зоне падения струи Гнездо для стакана Защитный слой футеровки Рабочий слой футеровки Крышка Шлаковый пояс Ремонтные смеси Глиноземистые (80 % АЬОз), глиноземно-шпинелидные или АЬОз - Сг - бетоны или предварительно литые блоки Высокоглиноземистые (90 %) или АЬОз - Сг пластичные массы Высокоглиноземистые (60-85 % АЬОз) бетоны/пластичные массы 80-90 % АЬОз + 10-20 % шпинели, А12Оз- Сг или цирконовые бетоны и предварительно литые блоки Высокоглиноземистый (75+90 % АЬОз) предварительно литой огнеупор 90 % MgO - 10 % Zr - бетон Глиноземошпинельная смесь для торкретирования
Вакууматоры Рабочий слой футеровки купола Опорный слой футеровки купола Футеровка нижней части Футеровка патрубков Высокоглиноземистый (94-95 % АЬО3) бетон Легковесный теплоизоляционный бетон Высокоглиноземистый (94-95 % АЬО3) бетон Бетон на основе пластинчатого глинозема
Промежуточный ковш *Японский опыт Сменная футеровка Обновляемая/расходуемая футеровка Внутренний защитный слой Покрытие Перегородки, пороги, экраны Участок падения струи Глиноземистые (60 % АЬОз) пластичные массы нли бетоны Торкретирование материалом на магнезиальной основе Глиноземистый бетон Глиноземистые (60 % АЬОз) бетоны Глиноземистые (60 % АЬОз) предварительно литые блоки Высокоглиноземистые предварительно литые блоки
1.1. Классификация огнеупорных материалов
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
ры и покрытия отличаются большим многообразием. В конечном счете вся-
кий огнеупорный безусадочный материал может быть наполнителем.
Огнеупорные мертели и растворы бывают пластифицированными и неплас-
тифицированными. Пластифицированные растворы, так правило, содержат в
1,5-5-2 раза меньшее количество воды, позволяют выполнять кладку с мини-
мальной толщиной шва, обладают постоянством объема при нагревании, боль-
шей плотностью и шлакоустойчивостью.
Использование неформованных огнеупоров в черной металлургии обуслов-
лено рядом экономических и социальных факторов, из которых прежде всего
следует отметить возможность механизации ремонтных работ при одновре-
менном сокращении удельных затрат на производство стали. Кроме того, в
емкостях для транспортирования жидкого металла позволяет получить одно-
родный (без швов) рабочий слой футеровки. Формирование рабочего слоя
монолитной футеровки путем спекания в ходе технологического процесса обес-
печивает значительную экономию энергоресурсов в результате исключения
операции обжига штучных изделий.
Наибольший износ огнеупорных футеровок отмечен в сталеплавильных аг-
регатах и средствах для транспортирования жидкого металла. Поэтому инте-
рес представляет использование неформованных огнеупоров для ремонта спо-
собом торкретирования футеровки сталеплавильных агрегатов, сталеразливоч-
ных ковшей и промежуточных ковшей МНЛЗ, а также изготовление монолит-
ных футеровок ковшей.
Под определение неформованных огнеупоров подпадает весьма широкий
набор продуктов различного назначения, которые могут содержать более 15
различных компонентов. Эти огнеупоры обычно классифицируют не столько
по составу, сколько по способам применения, выделяя в качестве основных
групп бетоны, пластичные массы и смеси для торкретирования (табл. 1.5) [2].
1.2. Макроструктура
Под макроструктурой понимают количественное соотношение и взаимное
распределение зерен, вещества и пор. Макроструктура характеризуется пори-
стостью, газопроницаемостью, удельной поверхностью, анизотропностью и
другими показателями.
Пористость. С учетом зависимости многих свойств огнеупорных изделий
от пористости установлено 8 групп пористости:
16
1.2. Макроструктура
Пористость, %
Особоплотные Открытая <3 Общая
Высокоплотные >3 до 10 —
Повышенноплотные >10 до 16 —
Уплотненные >16 до 20 —
Среднеплотные >20 до 30 —
Низкоплотные >30 <45
Высокопористые — 45-75
Ультрапористые — >75
Общая классификация пористости по принципу проницаемости приведена
на рис. 1.1.
Отношение массы абсолютно сухого образца огнеупора а к его объему V
будет равно кажущейся плотности ркаж= а/V. Тогда,
П =100(1 -р /р),
где р — плотность истинная материала.
Закрытая пористость определяется разностью П = П - Пористость
некоторых огнеупорных изделий находится в следующих пределах, %: для
динасовых 20-25; шамотных — 24-30; высокоглино-земистых — 10-30;
периклазовых — < 25; периклазохромитовых — < 23.
Газопроницаемость. Эта характеристика является функцией структуры из-
делий. Наибольшая газопроницаемость соответствует размеру пор 20-100 мкм.
Рис. 1.1. Общая классификация пористости по принципу проницаемости
17
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
Газопроницаемость характеризуется коэффициентом К, мкм2, рассчитываемым
по формуле:
К= W102(Ql/SAp),
где Q — расход воздуха, см3/с; I — высота образца, см; S — площадь сечения,
см2; Др — перепад давления, Па; 18,4-102 — коэффициент, учитывающий вяз-
кость воздуха при температуре 20 °C.
Средние коэффициенты газопроницаемости огнеупорных изделий находит-
ся в следующих пределах: для шамотных — 0,2-1,0; динасовых — 0,1—1,2;
магнезитовых — 0,6-1,2; хромомагнезитовых — 0,8-2,5 мкм2.
Удельная поверхность. Различают внешнюю и полную удельную поверх-
ности. Полная поверхность состоит из внешней, включающей суммарную по-
верхность частиц, и поверхности открытых пор внутри частиц. Удельную по-
верхность выражают в квадратных сантиметрах (метрах) на 1 г вещества и на
1 см3 объема тела, которые связаны между собой выражениями:
SV=A-
I173 ( см2'
V К. см3 ,
и5г
где П — открытая пористость,%; К — газопроницаемость, мкм2; ро6 — объем-
ная плотность, г/см3; А — коэффициент, учитывающий форму пор (в среднем
равен 7).
Полную поверхность порошков и изделий определяют методом ПСХ или
адсорбционными методами (низкотемпературной адсорбцией азота) — по те-
ории Брунауэра, Эммета, Теллера (БЭТ). Полная удельная поверхность ша-
мотных изделий по теории БЭТ, (открытая пористость 23 %; ро6 = 2,0 г/см3)
составляет около 0,14 м2/г; динасовых (открытая пористость 16,6 %; ро6 = 1,9 г/
см3) — 0,1 м2/г; периклазовых — (открытая пористость 22 %; ро6 = 2,8 г/см3) —
0,18 м2/г.
1.3. Термомеханические свойства
Механическая прочность огнеупоров при комнатной температуре. Ог-
неупоры характеризуются хрупким разрушением; в пределах упругой дефор-
мации к ним применим закон Гука.
Прочность огнеупорных изделий при обычных температурах характеризу-
ются пределом прочности при сжатии о . Для обычных изделий осж составля-
ет 20-50 МПа, для плотных — 50-100 МПа.
18
1.3. Термомеханические свойства
Прочности огнеупоров при деформации изгиба аюг и растяжения арас ориен-
тировочно равны: omr ~ (0,3-0,12)асж; <драс ~ (0,16-0,12)асж. Теоретическая проч-
ность ат для кристаллических оксидов составляет 10—100 ГПа, что на 2-3 по-
рядка выше практической.
Прочность зависит от пористости огнеупора. Существует ряд зависимостей
прочности от пористости:
а = а.(р /р.)”; а = o.exp(-WT); а = а.(1 - П)т,
п (Агкэж г0' 5 п 0 г\ п 0v 7 ’
где <Тп — предел прочности при кажущейся плотности ркаж; о0 — предел проч-
ности материала с теоретической плотностью р0; П — общая пористость в
долях единицы; n, b и т — эмпирические коэффициенты.
Механическая прочность некоторых огнеупорных изделий равна (МПа): ди-
насовых — 17,5-25; шамотных — >25; высокоглиноземистых — >45; магне-
зитовых — >40; хромомагнезитовых — >25.
Температура деформации под нагрузкой. Стандартное испытание огне-
упорных материалов — нагревание под нагрузкой 0,2 МПа. При этом отмеча-
ют температуру начала размягчения (HP), 4%-х и 40%-ное сжатие образца.
Деформация под нагрузкой при высоких температурах определяется количе-
ством образующейся жидкой фазы и ее распределением. Температура дефор-
мации повышается, когда кристаллы имеют прямую связь, и понижается, ког-
да между ними находится прослойка жидкости (табл. 1.6).
Ползучесть (крип). Это вид необратимой пластической деформации огне-
упоров при высокой температуре под воздействием напряжений, меньших пре-
дела прочности. Ползучесть зависит от величины приложенного напряжения,
размера зерен, величины пористости, количества примесей, времени и др. Она
Таблица 1.6
Деформационные свойства огнеупоров
4 Огнеупор и его характеристика Количество стекла, % масс. Огнеупор- ность, °C Температура деформации под нагрузкой 0,2 Н/мм2, °C Интервал деформации, °C
начало размягчения 40%-ное сжатие
1. Динасовый (96 % масс. SiOj) 10-15 1730 1660 1670 10
2. Периклазовый (92 % масс MgO) 5-8 2300 1550 1580 30
3. Шамотный (40 % масс. АЬОз + 55 % масс. 5Юз) ~50 1750 1400 1600 200
* 4. Корундовый (99 % масс. АЬОз) ~0,5 2050 1900 1950 50
19
7» '
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
Таблица 1.7
Скорость деформации при о = 0,2 МПа
Огнеупор Основной оксид Содержание основного оксида, % Время испытания, с Скорость деформации при температуре 1600 °C, мм/(мм-ч)
1. Алюмосиликатный А12Оз 39,1 78,0 50 10 1,2-10-| 3,0-10“2
2. Периклазовый SiO2 96,2 93 50 6 6,0-10"4 1,3-10 2
3. Магнезитовый MgO 98,2 — 12,3-10”3
является решающим фактором при выборе огнеупоров, работающих длитель-
ное время под нагрузкой при высоких температурах, например, в воздухонаг-
ревателях доменных печей.
Ползучесть определяется проскальзыванием зерен друг относительно дру-
га. При образовании структуры заклинивания дальнейшая ползучесть проис-
ходит по механизму вязкого течения межкристаллического вещества, дисло-
кационной и диффузионной текучести.
Суммарная скорость деформации Ё описывается формулой
Ё = Ас exp(-QJRT),
где А — фактор структуры; а — нагрузка, кПа; Q — кажущаяся энергия акти-
вации ползучести, Дж/моль; R — газовая постоянная; Т — температура, К;
п > 1 (табл. 1.7).
1.4. Теплофизические свойства
Теплоемкость. По закону Дюлонга - Пти, теплоемкость всех твердых тел
примерно одинакова: 25,116 Дж/(г-атом-К). Теплоемкость огнеупоров оцени-
вается по теплоемкости “ведущих” оксидов: MgO, А12О3, SiO2 и СаО, удель-
ная теплоемкость которых соответственно равна 37,920; 70,101; 44,496 и 50,447
кДж/(моль-К). Огнеупоры имеют теплоемкость 0,84—0,96 кДж/(кг-К).
Термический коэффициент линейного расширения. Зависит от строения
кристаллической решетки и сил связи между атомами. Для оксидных матери-
алов этот коэффициент равен (х10б, К-1): А12О3 — 8,3; 3Al2O32SiO2 — 4,5;
Al2O3 TiO2 — 2,6; ZrSiO4 — 3,7; MgO — 13,5. Поры не влияют на его значение,
если непрерывной средой являются твердые фазы.
Теплопроводность. Для огнеупорных материалов теплопроводность зави-
сит от составляющих фаз и характера их структуры и определяется той фазой,
20
1.4. Теплофизические свойства
которая является сплошной средой. При температуре 500 °C она определяется
зависимостью:
X = Хо(1 - аП),
где Хо — теплопроводность материала с нулевой пористостью; Хп — теплопро-
водность пористого материала; П — общая пористость в долях единицы; а —
коэффициент пористости (при 77= 0,11, а = 1,5; при 77= 0,20-0,25, а = 2,6).
Зависимость теплопроводности (Вт/(м-К)) от температуры для огнеупоров
дается формулой:
Х = а, + b{T} +cITI2 +
где ар 7>р Cj и — безразмерные коэффициенты, различные для каждого, вида
огнеупора.
Температуропроводность. Величина температуропроводности, или тепло-
вой диффузии, характеризующая скорость распространения температурного
фронта в футеровке, определяется по формуле, м2/с:
а = МРоб'О,
где X — теплопроводность материала, Вт/(м-К); — объемная плотность, г/см3;
с — теплоемкость, Дж/(кг-К).
Аккумулирующая способность огнеупора. Величина (X); характеризует
способность огнеупорного материала принимать при нагреве и отдавать при
охлаждении футеровки теплоту. Она выражается формулой, Вт с0,5/(м2-К):
— -\/ХркяжС
V г КаЖ
Эта величина имеет большое значение при характеристике огнеупоров, ра-
ботающих в периодических условиях (кладка печей).
Характеристика теплофизических свойств огнеупоров приведена в табл. 1.8.
Таблица 1.8
Теплофизические свойства огнеупоров при температурах 20, 500 и 1000 °C
Огнеупор Теплопроводность, Вт/мК Теплоемкость, кДж/кг-К Температуропроводность м2/с Объемная ПЛОТНОСТЬ г/см3
20 500 1000 20 500 1000 20 500 1000
Шамотный 1,16 1,34 1,51 0,83 1,0 1,08 0,7 0,67 0,7 2,0
Динасовый 1,16 1,40 1,63 0,79 0,96 1,0 0,77 0,77 0,86 1,9
Периклазовый 5,82 4,66 3,50 0,92 1,08 1,08 2,42 1,66 1,25 2,6
Корундовый 29,1 10,0 5,82 0,83 1,0 1,08 9,2 2,74 1,42 3,8
21
Глава 1 Свойства огнеупорных материалов
Испаряемость. При температурах выше 1600-1800 °C испаряемость огне-
упорных материалов зависит от их природы и определяется упругостью па-
ров. Скорость испарения рассчитывают по формуле:
G = Ag/St,
где G — скорость испарения, г/(см2-с); Ag — уменьшение массы, г; S — пло-
щадь наружной поверхности образца, см2; t — время, с.
Реакцию диссоциации оксидов можно схематически записать в следующем
виде:
2МеО 2Ме + О2.
В этом случае система состоит из трех фаз и двух компонентов, что означает
моновариантность реакции (/ = 1). Давление кислорода в системе зависит только
от заданного значения температуры. Константа равновесия этой реакции вы-
ражается уравнением:
К = Р 2‘Р /Р 2
ГМе ^О2/-ГМеО ’
где PMf, Ро , PMsO2 — парциальное давление паров металла, кислорода и окси-
да.
Обычно Me и МеО находится в конденсированном состоянии, тогда
кр=р0=ЛТ).
Реакция окисления металла будет протекать в том случае, если парциальное
давление кислорода в газовой фазе (PQ ): Р ' > PQ .
Для диссоциации оксида необходимо обратное соотношение: PQ '< PQ . При
равенстве PQ ' и Ро между Me, МеО и О2 существует равновесие.
Равновесие можно наблюдать при перегреве расплавленного металла и низ-
ком парциальном давлении кислорода в газовой фазе. Скорость окисления рас-
плава металла возрастает с повышением температуры до Т (рис. 1.2). При этом
разность парциального давления кислорода в газовой фазе и давление диссо-
циации (Ро ' - PQ ) достаточно высока.
При дальнейшем повышении температуры разность давлений продолжает
уменьшаться и при температуре Т2 становится равной нулю, способствуя пре-
кращению процесса окисления.
По давлению диссоциации оксидов PQ судят о прочности химических свя-
зей и сродстве элементов к кислороду. Высокие давления диссоциации указы-
вают на непрочность химических связей в оксиде. Металлы и другие элемен-
ты с большим сродством к кислороду имеют очень малое давление диссоциа-
22
1.4. Теплофизические свойства
Рис. 1.2. Качественные зависимости давления от температуры при различных скоростях окисления и
парциального давления кислорода в газовой фазе: 1 — смеси инертного газа и воздуха; 2 — окисле-
ния воздухом; 3 — окисление кислородом; 4 — давление Ро в системе
ции оксидов порядка 10 12-10'22 Па. Известная диаграмма PQ - Т дает пред-
ставление о сродстве металлов к кислороду при различных температурах. В
верхней части диаграммы располагаются металлы, обладающие малым срод-
ством к кислороду (Ag, Си, Ni, Fe и др.); в нижней — высоким сродством (А1,
Mg, Са и др.).
Сродство металла к кислороду оценивают также по стандартному термоди-
намическому потенциалу реакции
Д6° = -ЯПпРп.
и2
Высокие отрицательные значения AG0 указывают на большое сродство ме-
талла к кислороду. С повышением температуры давление диссоциации окси-
дов (Р ) увеличивается, а стандартный термодинамический потенциал (AG0)
уменьшается. В технической литературе встречается диаграмма AG° - Т для
различных оксидов. Она также как и диаграмма lgP() - Т, отражает сродство
металла к кислороду.
Большинство оксидов характеризуются значительным давлением насыщен-
ного пара. Во многих случаях формула пара неизвестна, поскольку испарение
может осуществляться либо в результате диссоциации на элементы, либо вслед-
ствие образования стабильных молекул пара, отличающихся по составу от
23
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
молекул твердой фазы. Возможен и сублимационный распад, в результате ко-
торого молекулы пара имеют тот же состав, что и молекулы твердого оксида.
Ниже приведены сведения о давлении насыщенного пара некоторых окси-
дов при температуре 1730 °C [4]:
Оксид..............А12О3 СаО
Давление, Па* 2,610^/0,57 4-10"2/1,2
Сг2О3 MgO SiO, TiO
0,5/0,5 З-ЮЛЮ^ 1,5-10 ’/10'5 3,3-10/1
* В числителе расчетные значения, в знаменателе - фактические.
Так, шамотные и муллитовые огнеупоры с открытой пористостью 1,6% в
воздушной среде имеют скорость испарения fxlO s г/(см2-с)) 1,4 и 0,25; перик-
лазовые и хромопериклазовые с открытой пористостью 22 % — 0,8 и 3,5 соот-
ветственно.
1.5. Термические свойства
Постоянство объема при высоких температурах. Это свойство, особенно
при длительной службе материалов, является показателем завершения физи-
ко-химических процессов при обжиге изделий. Он может быть положитель-
ным —дополнительный рост (+) или отрицательным—дополнительная усадка
(-). Дополнительная усадка может быть уменьшена введением стабилизато-
ров объема: расширяющихся в обжиге добавок, компонентов, образующих
новое соединение с меньшей истинной плотностью, чем исходные материалы.
Дополнительная усадка или рост изделий в условиях службы, как правило, не
должно превышать 0,5-1,0 %.
Термическая стойкость. Это способность огнеупоров противостоять, не раз-
рушаясь, колебаниям температуры. Примерно '/3 огнеупоров разрушается
вследствие недостаточной их термической стойкости.
В основе явлений, вызывающих термическое разрушение, лежат процессы,
связанные с возникновением в материале напряжений. Напряжения бывают
двух типов: напряжения I рода, вызываемые градиентом температур, и напря-
жения 11 рода, вызываемые анизотропией т.к.л.р., химических реакций, поли-
морфных превращений. Напряжения I рода зависят от свойств материала, фор-
мы материала, условий теплопередачи, скорости изменения температуры и др.
Для описания механизма разрушения огнеупоров предложен ряд теорий:
• термостойкости хрупких тел при развитии в них максимальных напряже-
ний;
• теория “двух стадий”, когда разрушение материала происходит в две ста-
дии: зарождения трещины и их роста;
24
1.5. Термические свойства
• структурная, или фрагментарная, когда материал представляется в виде от-
дельных объемов (фрагментов), которые имеют возможность перемещаться
друг относительно друга;
• статистическая, или теория “слабого звена”, где термическая стойкость под-
чиняется Закону нормального распределения.
Напряжения II рода, как и I рода, могут быть больше предела прочности
материала. Для материалов, у которых лимитирующей стадией термического
разрушения является распространение трещин, термостойкость рекомендует-
ся выражать в теплосменах ТС1Я|0 или ТС}000 и для гомогенных материалов —
по перепаду температур (Д7).
Основными факторами, обеспечивающими высокую термическую стойкость
огнеупорным изделиям, являются следующие: низкий модуль упругости, ма-
лый т.к.л.р., высокая теплопроводность огнеупорной основы, рациональный
состав связующего (матрицы) материала и структуры изделия.
По первому способу термостойкость выражается отношением прочности
напряжению:
R = опч(1 - ц )/£’«;
R1 = RX- R11 = aR,
где R, R1 и Ru — соответственно критерий термостойкости, первый и второй
критерии термостойкости; опч — прочность материала, кПа; Е — модуль уп-
ругости, кПа; а - т.к.л.р., К-1; р — коэффициент Пуассона; X — теплопровод-
ность. Вт/мЧК; а - температуропроводность, м2/с.
По второму способу критерий термостойкости R равен перепаду темпера-
тур, при котором разрушается тело, R = ДГр:
ДГ = от(1 - ц )/Еа.
Критерии термостойкости R, R1 и Rn относят к стадии зарождения трещин.
По Хассельману, критерии распространения трещин 7?ш и Rw выражаются
формулами:
R"'--=E'c (1-ц); Rw = 7?И1у.,
где — эффективная энергия, необходимая для создания двух новых повер-
хностей раздела.
Поскольку термостойкость носит статистический характер, критерий тер-
мостойкости ДТ можно вычислить по формуле:
ДГ=Ло0Г(1 + \lm)SIEa.,
25
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
где А и S — коэффициенты, зависящие соответственно от объема образца и
распределения в нем температуры; m - коэффициент гомогенности распреде-
ления по Вейбулу; Г(1 + 1/т) — гамма-функция.
Термическая стойкость по теплосменам ТС]300-вода некоторых огнеупоров
равна: для динасовых — 1-2; шамотных — 10-25; высокоглиноземистых —
15-20; периклазовых — 1-2; периклазохромитовых — 5-20.
1.6. Химическая стойкость
Примерно 2/3 огнеупоров разрушаются химическим путем в результате взаи-
модействия огнеупорных материалов с корродиентами: шлаками, пылью, га-
зами, расплавами металлов и др. Износ огнеупорных материалов является весь-
ма сложным физико-химическим процессом, при котором возможны воздей-
ствия следующих факторов: растворения в шлаках; реакция с металлами; раз-
рушения под воздействием напряжений,, возникших в результате отложений
или объемных изменений, впитавшихся в огнеупорный материал веществ;
рекристаллизация огнеупорных материалов под воздействием температуры и
химических реакций; смены температур и термических напряжений; конст-
руктивных недостатков футеровки.
Шлак, контактирующий с футеровкой, вступает в химическое взаимодей-
ствие (коррозию), в результате чего образуется расплав шлака и огнеупора.
Существует активная и пассивная коррозии. При активной коррозии вновь
образованные фазы являются легкоплавкими, они снижают рабочие характе-
ристики футеровки; при пассивной коррозии образованные фазы являются
огнеупорными (шпинель, СаО-6А12О3),они заполняют поры в материале, пре-
пятствуя дальнейшему проникновению расплава в объем футеровки. Расплав
может проникать в футеровку или образовывать на поверхности огнеупора
контактный слой определенной толщины, который смывается или стекает. Этот
процесс удаления продуктов взаимодействия, сопутствующий коррозии, на-
зывается эрозией.
При взаимодействии огнеупорных материалов могут быть два крайних слу-
чая:
- когда скорость растворения огнеупора в шлаке и контактном слое высока,
а скорость диффузии на контактном слое мала. Износ огнеупора в этом случае
зависит от смывания контактного слоя. По этому механизму наблюдается из-
нос чаще всего для алюмо-силикатных огнеупоров (высокоглиноземистых,
муллитовых, шамотных, каолиновых, полукислых);
- когда скорость диффузии продукта взаимодействия шлака с огнеупором в
шлак велика, а скорость растворения огнеупора в шлаке мала. В этом случае
26
1.6. Химическая стойкость
шлак проникает в огнеупор, разрушение лимитируется кинетикой пропитки и
скоростью процессов растворения. Этот механизм износа наиболее характе-
рен для основных огнеупоров (периклазовых, периклазохромитовых, перик-
лазодоломитовых, шпинельных и др.)
Главным фактором, обусловливающим износ шамотных и динасовых огне-
упоров в металлургии, является взаимодействие их с железистыми и извест-
ковыми шлаками с образованием жидкотекучих расплавов, в то время как ос-
новные огнеупоры разрушаются путем шелушения и скалывания материала
кусками (20-5-50 мм) по рабочей поверхности вследствие резкого изменения
физических свойств: пористости, прочности и термической стойкости зон.
Огнеупорные материалы являются в подавляющем большинстве случаев
капиллярно-пористыми телами — они впитывают расплав. Количество рас-
плава, впитывающегося в огнеупор, зависит как от объема открытых пор, так
и от их размера и текстуры (табл. 1.9).
В изотермических условиях глубина пропитки / огнеупоров описывается
параболическим уравнением 12=Кх, где т — время; К— константа пропитки.
Последняя при неточной модели пор рассчитывается по формуле:
К = (o2pcos0)/(2,8d2r|),
где о2 — поверхностное натяжение расплава; b — коэффициент извилистости
пор (для набивных, крупнозернистых периклазовых масс, обожженных при
1450 °C с пористостью 34ч-38 % b = 1,6; в других случаях b = л/2); р — радиус
проницаемых пор; 0 — угол смачивания огнеупора расплавом; Г| — вязкость
расплава.
Таблица 1.9
Средние показатели структуры типичных огнеупорных изделий,
определенные разными методами
Огнеупор Классические методы По вытеснению воды воздухом Хул открытых пор по ртутной порометрии, см7см3
р’, г/см ркаж, г/см3 Яобщ, % ^откр» % Эффективный радиус, мкм Газопрони- цаемость, нПа % 5уд эффективных пор, см7см3
Шамотный 2,71 2,02 25,3 22,4 10,0 4,2 3,9 1220 10800
2,69 1,69 37,2 33,6 ИД 10,5 6,5 1530 10810
Динасовый 2,35 1,90 19,3 18,4 5,5 4,4 11,6 7710 10870
2,34 1,85 21,8 21,2 7,0 5,0 8,2 4000 12610
Периклазовый 3,72 2,81 24,5 23,5 8,2 7,1 8,4 3380 5480
3,72 2,79 25,0 24,0 7,4 7,8 9,3 4160 5580
27
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
В общем случае пропитка огнеупоров определяется факторами: текстуры К =
= (Я^р^)12; расплава (о/т])1/2; времени т1/2 и характера взаимодействия расплава
со стенками огнеупора (cos0)1/2 и определяется приближенно по формуле:
Q = АК(П^r/2(o/n)1/2(cos ©),/2 г1/2,
где Q — общий объем расплава шлака, впитывающегося в огнеупор; А — пло-
щадь сечения огнеупорного изделия в направлении, перпендикулярном фрон-
ту пропитки; К — коэффициент, характеризующий текстуру пор.
Шлаки достигают при наличии градиента температуры такой глубины, тем-
пература которой ниже температуры ликвидуса. Для мартеновских шлаков она
равна 1450 °C, что соответствует глубине пропитки от 5 до 10 см.
Смачивание огнеупоров корродиентами непосредственно связано с их раз-
рушением и характеризуется краевым углом смачивания, который определя-
ется (по Юнгу) из условия равновесия поверхностных сил на границе фаз:
cos 0 = (О] - <г12)/ст2,
где О] — поверхностная энергия твердой фазы, s2 - поверхностная энергия
расплава; ст12 — межфазная энергия; cos 0 — угол смачивания. Расплавы ме-
таллов, имеющие меньшее сродство к кислороду, чем металлы оксидов (огне-
упоров), слабо смачивают огнеупоры: 0 > 90°. При большом различии в срод-
стве 0 мало зависит от природы огнеупора. Следовательно, если в жидкий
металл вводить компоненты, большим сродством к кислороду, например, в сталь
вводить Si, Сг, Мп, V, то смачивание ими огнеупоров улучшается и тем силь-
ней, чем выше их концентрация, чем больше сродство добавки металла к кис-
лороду. По этой причине шлаки хорошо смачивают огнеупоры (0 ~ 0°), в то
время как чистое железо при 1550 °C имеет 0 ~ 140° на MgO, ZrO2, А12О3.
Химическое взаимодействие связано с растворением массы огнеупора и опи-
сывается законами кинетики гетерогенных химических реакций. Скорость V
стационарного процесса растворения определяется разностью концентраций
твердого огнеупора в жидкости в состоянии насыщения (Сн) и объеме распла-
ва (Сг), толщиной слоя (X), через который происходит диффузия:
V=(D/X)(CH-Cr),
где D — коэффициент диффузии, см2/с.
Величины D и X зависят от вязкости расплава. На основании эксперимен-
тальных данных установлено, что шлак взаимодействует с огнеупором, когда
вязкость расплава меньше 3,5 Па-с.
28
1.6. Химическая стойкость
Толщина слоя Xзависит от природы расплава и гидродинамических условий
его перемешивания. Чем толще контактный слой, тем медленнее процесс кор-
розии. Так на контакте алюмосиликатных огнеупоров с расплавленной стек-
ломассой на обычном шамотном огнеупоре толщина слоя не превышает 1 мм,
в то время как на высокоглиноземистых он достигает примерно до 2 мм. Вели-
чина X определяется выражением:
X = 1,61 (7Э/у) 13(у/со)12,
где у— кинематическая вязкость, м2/с; со — угловая скорость вращения, с-1.
Для случая вращающегося диска
V= 0,62DV6(Ch- СДсо'2.
При растворении цилиндрического образца
V= 0,79(W)Re°’7(y/n/’644(C- СД
где Re — критерий Рейнольдса по диаметру образца d. Растворимость некото-
рых огнеупорных материалов в оксидных расплавах приведена в табл. 1.10.
Растворение огнеупоров в шлаке пропорционально его оплавлению, степень
которого можно вычислить по правилу рычага. Для многокомпонентных сис-
тем составы огнеупора и шлака в этом случае приводят по правилу Рихтера к
трехкомпонентным системам.
Качественно процессы химического взаимодействия огнеупоров с расплава-
ми описываются следующими правилами: химический состав огнеупора и
особенно его связка должны соответствовать основности шлака. Динасовые и
алюмосиликатные огнеупоры с FeO образуют наиболее легкоплавкие распла-
вы, периклазовые обладают минимальной растворимостью, оксид кальция с
динасовыми, алюмосиликатными огнеупорами образуют легкоплавкие соеди-
нения, а с MgO смеси высокоогнеупорные. По этой причине СаО и MgO ши-
роко используются при футеровке конверторов и мартеновских печей. Щело-
чи образуют легкоплавкие соединения с динасовыми и алюмосиликатными
огнеупорами. Периклазовые огнеупоры со щелочами весьма устойчивы.
Таблица 1.10
Скорость растворения огнеупорных материалов в оксидных расплавах, мг/(см2ас)
Расплав Кварц Корунд Плавленая MgO Хромопериклазовая шпинель
Оксид Fe2+ 40,0 8,50 9,4 4,40
Фаялит 3,8 0,66 1,3 0,32
Тефроит 2,0 0,33 0,7 0,13
29
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
Взаимодействие расплавленного металла с огнеупорами протекает в две ста-
дии:
SiO2 + Fe —> SiO, + FeO ,
2тв pacn Zpacn pacn’
SiO. +2Fe —> 2FeO + Si.
2pacn pacn
Получившиеся оксиды (FeO) вновь вступают в реакцию. Чаще всего взаи-
модействие огнеупоров с металлами носит кинетический характер, со шлака-
ми — диффузионный.
Печные газы, содержащие СО и СО2, разрушают огнеупоры в результате
физического и химического воздействия. Первый, проникая в огнеупор, раз-
лагается при 400-600 °C по реакции
2СО СО2 + С.
Образующийся сажистый углерод отлагается в порах огнеупора: оксиды
железа и Fe являются катализаторами этой реакции. Пары щелочных метал-
лов, оксидов Zn и РЬ вызывают разбухание огнеупорной футеровки доменных
печей и ее отслаивание. Динасовые изделия разрушаются парами щелочных
металлов, начиная с 1 000 °C в результате образования стекловидной фазы.
Водяные пары с доломитом, периклазом и изделиями, содержащими СаО, дают
гидрооксиды кальция и магния. Объем изделия при этом увеличивается, что
ведет к разрушению.
Особое место среди процессов взаимодействия занимают реакции между
оксидами и углеродом. Температура начала взаимодействия с углеродом Тт
нижняя граница устойчивости оксидного соединения — определяется вели-
чиной изобарного потенциала и для некоторых оксидов составляет:
ОКСИД ....Fe2°3 СГ2О3 ZrO2 MgO
Т ,К...... 758 1800 1278 1823 1663
НВ*
В общем случае Тт, К, связана с температурой плавления оксида выраже-
нием:
Т = 0,46 Г +250.
Термодинамическая температура взаимодействия оксида металла зависит от
состояния участвующих в реакции веществ и для нормальных условий для
систем М - О - С процесс взаимодействия может быть выражен уравнениями:
МО2 + С -> МС Оу + (z - х)СО,
30
1.6. Химическая стойкость
МО2 +ЗС -> МС + 2СО,
гдеу = 2-(х-х).
Поскольку восстановление с участием газовой фазы идет с промежуточным
образованием оксидов углерода, например, для реакции:
MgO + СО -> Mg(r) + СО2,
то константу равновесия данной реакции можно выразить уравнением:
К = Р Р /Р
J^P rCO2'rMg/'rCO’
откуда
^со2 =
т.е. парциальное давление СО2 над смесью твердых исходных материалов за-
висит от концентрации паров магния. Замедление их диффузии из зоны реак-
ции снижает парциальное давление СО2, а следовательно, и вероятность ее
взаимодействия с углеродом, что является, по-видимому, самым медленным
звеном восстановительных реакций.
При температурах около 1500 °C восстановление идет преимущественно че-
рез газовую фазу с промежуточным образованием СО2. По мере повышения
температуры увеличивается непосредственное взаимодействие оксида магния
и углерода. Пары магния могут участвовать в восстановлении, если нагрев
ведут в дуговых печах в местах местного перегрева. По мере нагревания все
большее участие в реакциях с газами принимают субоксиды углерода (напри-
мер, С3О2), поскольку повышение температуры способствует их образованию
и одновременно уменьшает вероятность существования СО2.
Карбиды магния образуются при взаимодействии оксида магния с углеро-
дом, причем MgC2 образуется преимущественно при более низких температу-
рах, переходя затем в Mg2C3 по уравнению
2MgC2 —> Mg,C; + С.
Оба карбида не устойчивы и при нагревании распадаются на Mg и С. Причи-
ной малой стойкости карбидов магния является небольшой радиус катиона
Mg2+ — 0,074 нм, что обусловливает сильную поляризацию нестойких комп-
лексных ионов С22-. Переход карбида MgC2 при нагреве в Mg2C3 объясняется
большей устойчивостью Mg2C3. Легкость распада карбидов магния приводит
к выводу, что их образование не должно затруднять восстановление MgO уг-
леродом в дуговой печи.
31
Глава 1. Свойства огнеупорных материалов
Список литературы к главе 1
1. Стрелов К. К., Кащеев И.Д. Теоретические основы технологии огнеупорных ма-
териалов. — М.: Металлургия, 1996. — 608 с.
2. Огнеупоры для промышленных агрегатов и топок. Справочник / Под ред. И. Д. Ка-
щеева. Т. 1. “Производство огнеупоров”. — М.: Интернет Инжиниринг, 2000. — 663 с.;
Т. 2. “Служба огнеупоров”. — М.: Интернет Инжиниринг, 2002. — 656 с.
3. Очагова И. Г. Неформованные огнеупоры в черной металлургии // Новости черной
металлургии за рубежом. — М.: Черметинформация. 1996. № 3. С. 139-147.
32
Гпава 2.
ПРИМЕНЕНИЕ ОГНЕУПОРОВ В ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Значение огнеупоров в черной металлургии, имеющей дело с жидким чугу-
ном и сталью, чрезвычайно велико. Область их применения весьма обширна:
производство кокса, подготовка сырья (агломерация), производство чугуна,
транспортировка жидкого чугуна, производство стали, рафинирование в ков-
ше, процессы производства слитков и литья в формы, а так же процессы про-
катки и термообработки.
С ростом мощностей оборудования возросли нагрузки и рабочие температу-
ры на конструкционные огнеупоры, в связи с чем остро встала проблема изно-
са огнеупоров как конструкционного материала.
Однако, несмотря на неблагоприятные условия работы огнеупоров, черная
металлургия достигла больших успехов, а удельный расход снизился за пери-
од с 1975 по 2002 гг., соответственно с 12 до 8 кг/т стали. Снижение удельного
расхода огнеупоров связано главным образом со следующими факторами:
1. Ростом производительности за счет увеличения мощности доменного и
сталеплавильного оборудования;
2. Повышением качества огнеупоров и расширением масштабов примене-
ния неформованных огнеупоров;
3. Повышением производительности за счет улучшения режимов доменно-
го и сталеплавильного процессов, а также процесса рафинирования;
4. Повышением производительности за счет внедрения непрерывной разлив-
ки и т.д.
Анализ показателей удельного расхода огнеупоров в доменном и сталепла-
вильном производствах показывает, что наибольший расход огнеупоров на-
блюдается в сталеплавильном производстве (включая разливку в изложницы),
и составляет 60-70 % от общего расхода огнеупоров.
Жидкая сталь, полученная в конверторах и дуговых печах, после выпуска
подвергается рафинированию в ковше, вакуумной дегазации и разливается
непрерывным способом на машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ).
В связи с этим повысилась температура обработки расплава и стали на выпус-
ке, что вызвало увеличение износа и эрозии рабочего слоя футеровки стале-
плавильных печей, сталеразливочных и промежуточных ковшей, ковшей для
рафинирования. Влияние температуры жидкой стали при окончании продув-
ки на эрозию рабочего слоя футеровки конвертора показано на рис. 2.1, из ко-
торого видно, что температура жидкой стали оказывает значительное влияние
на износ футеровки.
2. Кащеев И.Д.
33
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Рис. 2.1. Зависимость показателя износа футе-
ровки конвертора от температуры жидкой стали
после окончания продувки
При производстве специальной стали и при использовании специальных
методов рафинирования износ и эрозия огнеупоров, а также их удельный рас-
ход значительно больше, чем в случае производства рядовой стали в конверте-
ре с последующей разливкой в изложницы.
Основными направлениями развития технологии огнеупоров для черной
металлургии являются:
- ориентация на выпуск огнеупоров для высококачественных марок сталей
и получение “чистого металла”;
- обеспечение рентабельности металлургического и огнеупорного произ-
водств.
Технология чистой стали требуют высококачественных огнеупоров по все-
му тракту. Стоимость огнеупоров повышенного качества окупается не только
их высокой стойкостью, но и высокой стоимостью конечного продукта — ста-
ли. Так для футеровки сталеразливочных ковшей разработаны периклазоугле-
родистые огнеупоры с пониженной на 30 % теплопроводностью [1.2]. Это по-
зволило на 6 % снизить расход электроэнергии на установке “ковш-печь”. В
футеровке сталеразливочных ковшей и вакуумных установок широко исполь-
зуются крупные литые огнеупорные блоки и наливные массы. Однако, нужно
иметь ввиду, что в структуре себестоимости футеровки из кирпича трудозат-
раты составляют около 70 %, а стоимость материала — 30 %. Для монолит-
ных футеровок трудозатраты составляют 20 %, а стоимость материала — 80 %.
Поэтому общим для всех стран, имеющих металлургию, стало соблюдение
“правила ЗЕ” (энергия, экономия, экология), т.е. выбор, разработка или совер-
шенствование наименее энергоемкой, экономически эффективной и экологи-
чески чистой технологии [10].
Выбор огнеупорных материалов для футеровок печей. Роль огнеупоров
при производстве чугуна и стали становится все более важной по мере того,
34
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
как высокопроизводительные установки, работающие при повышенных тем-
пературах, заменяют устаревшее оборудование.
Современный огнеупорный материал должен не только проявлять стойкость
к плавлению. Он должен подбираться применительно к условиям конкретной
зоны, где он будет работать, и должен выдерживать тепловые и физические
удары, быть стойким к истиранию, не скалываться и крошиться в больших
масштабах, иметь высокую прочность при нагреве и сопротивляться воздей-
ствию горячих газов, например окиси углерода, должно быть учтено также
тепловое расширение и сжатие каждого огнеупорного материала; он должен
выдерживать разъедающее воздействие шлака и металла, контактирующих с
огнеупором при температурах около 1650 °C в течение длительного времени.
Выбор огнеупорных материалов целесообразно производить на основании
действия главных факторов, влияющих на стойкость футеровки, и производ-
ственных показателей печей, работающих в аналогичных условиях.
Одним из основных показателей, связанных с работой печи, является удель-
ный расход огнеупоров на тонну стали. При неправильном выборе огнеупор-
ных материалов нарушается нормальная работа печи. К аналогичным послед-
ствиям могут привести дефекты, допущенные при сооружении футеровки печи.
В настоящее время выбор огнеупорных материалов значительно расширял-
ся и стал весьма сложным в связи с переходом от мартеновского способа про-
изводства стали к конвертерному и появлением новых переделов в техноло-
гии стали. Спрос на огнеупоры улучшенного качества в будущем должен воз-
растать. Хотя огнеупоры понимают как твердое вещество, следует отметить,
что вода может считаться одним из самых лучших природных огнеупорных
материалов, в особенности когда она выступает в роли охлаждающей среды.
Выбор огнеупорного материала зависит от типа технологической операции,
в которой предполагается использовать огнеупор, поэтому его критерии дол-
жны соответствовать требованиям службы в футеровке агрегата. Если это ус-
ловие не соблюдается, то получаемый результат как в техническом, так и в
экономическом плане оказывается неудовлетворительным.
Химическая стойкость огнеупорных оксидов — не единственное свойство,
которым определяется выбор, но она представляет основной аспект пробле-
мы, так так изменение огнеупорного материала в процессе технологической
операции влияет на все другие структурно-механические характеристики.
При работе в жестких условиях, например в коррозионных средах или при
высоких температурах, часть поверхности или объема огнеупорного материа-
ла, может изменить свою химическую или кристаллическую структуру и об-
разовать новые продукты, эти превращения зависят от стойкости огнеупора и
2*
35
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
от среды, в которой он эксплуатируется. Поэтому стойкость логично увязы-
вать с энергией образования кристаллической решетки огнеупорного боксита,
оцениваемую величиной энергии Гиббса [3].
Собственная химическая стойкость огнеупорных оксидов связана с энталь-
пией их образования то уравнению:
= ДЯ° - ТЛ^, (2.1)
где Т — температура, К; А$° и Д//° — изменение стандартной энтропии и эн-
тальпии образования оксидов из отдельных элементов, кДж/моль.
Порядок величины энтропийного члена составляет несколько десятков кал-
лорий, поэтому собственная стойкость оксида при низких температурах опре-
деляется преимущественно энтальпией их образования. Значения энтальпии
образования и температуры плавления некоторых оксидов приведены в
табл. 2.1.
Если расположить оксиды по возрастанию Т , то получим ряд:
MgO > ZrO2 > CaO > SrO > Сг2О3 > A12O3 > BaO > TiO2 > MnO > SiO2.
Когда оценка устойчивости дается на основании стандартной энтальпии, то
этот критерий приводит к другой последовательности [9].:
CaO > MgO > SrO > BaO > А12О3 > ZrO2 > SiO2 > TiO2 > MnO > Cr2O3.
Поэтому температура плавления не может служить критерием выбора того
или иного оксида, если наблюдаются тенденция к химическому или фазовому
превращению. Когда рабочая температура достигает порядка 1000 К, вступает
в силу энтропийный член и собственная химическая устойчивость оксида оце-
нивается с учетом этого члена.
Линейная зависимость уравнения (2.1) для большинства огнеупорных окси-
дов свидетельствует, что энтропия их образования в расчете на 1 моль О2 по-
стоянна, и с повышением температуры стойкость огнеупорных оксидов умень-
шается. Экстраполировать данные, полученные при комнатной температуре
на более высокие возможно, если с повышением температуры в оксидах и об-
разуемых ими соединениях не происходят фазовые превращения.
Предварительную оценку устойчивости оксидов можно провести путем термо-
динамических расчетов или по графической зависимости AGT=J(T) (рис. 2.2) [3].
Таблица 2.1
Температура плавления, Тт, и изменение энтальпии образования,
АН", некоторых огнеупорных оксидов
Оксид MgO CaO SrO BaO А12О3 ZrO2 Сг20з SiO2 TiO2 MnO
Т °C 1 пл, 2852 2614 2454 1923 2049 2766 2299 1710 1838 1782
Дй°, ккал/г-ат О2 143,8 151,8 144,4 139,0 133,5 130,8 90,0 108,9 108,0 92,0
36
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Рис. 2.2. Энергия Гиббса образования оксидов (по С. И. Филлиппову): пи» — точки плавления
металла и оксида соответственно; о — точка (возгонки) металла
До сих пор еще полностью не сформулированы научно-обоснованные тех-
нические требования к огнеупорам для сталеплавильного производства уста-
новлено, что огнеупорная футеровка металлургических печей изнашивается
прежде всего вследствие физико-химических воздействий корродиентов ме-
таллургического производства.
Приближенные термодинамические расчеты показывают, что все наиболее рас-
пространенные огнеупорные оксиды (CaO, MgO, Сг2О3, А12О3, SiO2) термодина-
мически стабильны и потому на контакте с расплавленным металлом не должны
восстанавливаться, если их пары не удаляются из сферы протекания реакции. Толь-
ко SiO2 приближается к границе термодинамической стабильности.
37
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Термодинамически устойчивы к расплаву железа и более сложные по соста-
ву соединения системы СаО - MgO - Сг2О3 - А12О3 - SiO2. В присутствии
расплавленного железа и железистого шлака некоторые огнеупорные соеди-
нения этой системы становятся неустойчивыми. Так, например, муллит при
температуре 1192 °C разлагается оксидами железа с образованием FeOAl2O3
и 2FeO SiO2.
‘ Количество расплава, образующегося при поглощении 20 % FeO различны-
ми огнеупорными соединениями, приведены в табл. 2.2.
При анализе данных этой таблицы необходимо учитывать, что с образовани-
ем расплава свыше 50 % полностью теряется прочность огнеупоров. В при-
сутствии железистого шлака и при температуре 1800 °C наиболее стабильным
является MgO, затем следует СаО, MgO Cr2O3 и MgO Al2O4. С понижением
температуры до 1600°С к перечисленным соединениям добавляются А12О3,
2MgO SiO2, SiO2, 2CaOSiO2 и FeO Al2O3. Муллит оказывается нестойким к
FeO даже при температуре 1400 °C.
Применение на практике муллитовых и муллитсодержащих огнеупоров ба-
зируется не на термодинамических равновесиях, а на кинетике растворения.
Из-за большой вязкости расплавов при не слишком высоких температурах уда-
ется использовать шамотные и высокоглиноземистые огнеупоры. Увеличение
А12О3 в алюмосиликатных огнеупорах способствует повышению вязкости об-
Таблица 2.2
Количество расплава, образующегося при поглощении огнеупорными соединениями
20% масс. FeO, при различных температурах
Огнеупорное соединение Температура плавления, °C Температура появления расплава,°C Количество расплава, масс.%, образующегося при температуре, °C
1400 1600 1800
СаО 2570 1120 33 38 46
MgO 2800 2350 0 0 0
АЬОз 2040 1750 0 0 58
ТЮ2 1840 (1450) 0 100' —
SiO2 1723 1178 34 39 100
MgO-Cr2O3 2180 (1750) 0 0 (50)
РеОСг2Оз 1850 1185 46 82 100
MgO-Al2Os 2135 1600 0 0 (50)
FeOAl2O3 1780 1330 24 40 100
3CaOSiO2 2070 1280 28 57 100
2CaOSiO2 2130 1290 29 40 63
2MgOSiO2 1890 1600 0 0 100
3Al2O3-2SiO2 1810 1380 55 69 100
38
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
разующихся расплавов, вследствие чего понижается скорость растворения ог-
неупора в шлаке.
Из табл. 2.2 следует, что FeOCr2O3 (хромит) значительно уступает магнези-
охромиту MgOCr2O3. Поэтому при производстве высокостойких сводовых
хромитопериклазовых огнеупоров необходимо стремиться к возможно боль-
шей полноте образования MgOCr2O3 и использовать хромитовые руды с ми-
нимальным содержанием оксидов железа.
Для уменьшения коррозионного воздействия шлаков важно, чтобы огнеупо-
ры имели минимальную поверхность взаимодействия.
Огнеупоры непосредственно участвуют в металлургическом процессе, воз-
действуя химически на ход реакций и теплотехнически на печное простран-
ство. При колебаниях температуры, характерных, например, для насадок реге-
нераторов, участвует лишь незначительный по толщине слой огнеупора (для
основных огнеупоров 20-30 мм). Для сводов и стен печи необходимы огне-
упоры с минимальной теплопроводностью, тогда как для насадок — наобо-
рот. Уменьшение тепловых потерь и повышение тепловой инерции кладки для
устранения термических ударов достигается наружной теплоизоляцией.
Из шести используемых оксидов (SiO2, А12О3, MgO, СаО, Сг2О3 и ZrO2) в
сочетании с углеродом (рис. 2.3) сегодня производится наибольшее количе-
ство огнеупорных углеродсодержащих материалов, которые на ближайшую
перспективу останутся главными в производстве металла, как обладающие
высокими эксплуатационными свойствами (термической и коррозионной стой-
костью, наименьшим количеством неметаллических включений, переходящих
Рис. 2.3. Диаграмма оксидно-углеродис-
той системы С - MgO - СаО - ZrO2-А12О3
- Cr2O3- SiO2 (по Н. Barthel [17]): 1 —
периклазоуглеродистые; 2 — доломито-
вые; 3 — периклазодоломитовые; 4 —
периклазоцирконовые; 5 — периклазош-
пинельные; 6 — периклазохромитовые;
7 — хромитопериклазовые; 8 — хроми-
товые; 9 — хромитокорундовые; 10 —
корундоуглеродистые; 11 — высокогли-
ноземистые; 12 — алюмосиликатные; 13
— цирконовые; 14 — карбидкремниевые;
15 — алюмокарбидкремниевые; 16 —
бадделеитокорундовые; 17 — алюмокаль-
циевые цементы; 18 — шпинельные; 19
— магнезиальносиликатные
39
Глава 2 Применение огнеупоров в черной металлургии
в сталь, повышенной огнеупорностью и т.п.). Главными проблемами при их
производстве остаются снижение теплопроводности и экологические вопро-
сы [16].
Важной задачей, возникающей при эксплуатации огнеупоров в металлур-
гии, является сохранение их стойкости при частых остановках тепловых агре-
гатов из-за отсутствия заказов на продукцию, отключение топлива и других
причин. В этом случае необходимо поддерживать температуру в печном про-
странстве, сохраняя огнеупоры от разрушения, или отключать подачу полнос-
тью с последующим охлаждением футеровки по специальному графику.
Существующие конструкции футеровок рассчитаны на непрерывный тепло-
вой режим; при охлаждении футеровка неизбежно приходит в состояние, не-
пригодное для повторного использования. Проблема, по всей вероятности,
может быть решена путем создания принципиально новых конструкций футе-
ровок с использованием современных достижений в области технологии и
службы огнеупоров. Затраты на подобные разработки быстро окупятся за счет
экономии топливно-энергетических, материальных и других ресурсов.
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
Доменная печь. Основным агрегатом в черной металлургии для получения
чугуна является доменная печь. Она потребляет -70-73 % всей энергии, необ-
ходимой для производства металла, в том числе расходуется -0,5 т кокса на 1 т
чугуна. Расход огнеупоров на производство чугуна составляет -1,5 кг/т. При
таком небольшом расходе необходимо иметь ввиду, что остановка доменной
печи на ремонт связана с износом огнеупорной футеровки.
На кладку доменной печи объемом, например, 5000 м3 расходуется 3,5 тыс.т
огнеупоров; на три воздухонагревателя и другие вспомогательные устройства
доменного цеха — 27,5 тыс.т.
Всю огнеупорную кладку доменной печи условно подразделяют на 7 зон
(рис. 2.4). Верхнюю часть печи называют колошником. Шахта состоит из двух
частей: верхней, неохлаждаемой, и нижней, охлаждаемой холодильниками.
Шахта и колошниковая части печи опираются на опорное кольцо (маратор-
ное). Ниже расположен распар — зона восстановления. В следующую зону —
заплечики подается дутье. В этой зоне происходит горение топлива. Ниже рас-
положена цилиндрическая часть — горн, в верхней части которого устроены
летки для выпуска шлака, а в нижней — чугуна. Дно печи называют лещадью.
Максимальные температуры зон (в нижней их части) следующие: в верхней
части шахты и газопроводах 300-400 °C, в нижней части шахты 1200-1250 °C,
40
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
Рис. 2.4. Футеровка доменной печи (левая часть ри-
сунка - применяемые огнеупоры, правая - рекомен-
дуемые): 1 — шамотные огнеупоры ШПД-39; 2 —
ШПД-41; 3 — ШПД-42; 4 — углеродистые блоки; 5
— горяченабивная масса теплопроводностью <4 Вт/
(м К); 6 — графитированные блоки; 7 — муллито-
вые блоки; 8 — холоднонабивная масса теплопро-
водностью 6-15 Вт/(м-К); 9 — углеродистые блоки;
10 — корундокарбидкремниевые огнеупоры со связ-
кой из нитрида кремния; 11 — ШПД-42; 12 — кар-
бидкремниевые огнеупоры со связкой из нитрида
кремния; 13 — ШПД-41; 14 — ШПД-39; 15 — во-
локнистые плиты МКРП-340
в заплечиках 1710-1750 °C, в горне
1550-1600 °C, лещади 1300 °C, в жело-
бе 1500 °C [4].
Футеровка нижней части шахты и зап-
лечиков в наибольшей степени подвер-
жены износу и фактически определяют
срок службы доменной печи. Основны-
ми причинами износа огнеупоров в этих
местах является химическое воздей-
ствие шлаков, и особенно в нижней час-
ти шахты, паров щелочей, монооксида
углерода, цинка, а также значительные
колебания температур, способствующие
возникновению термических ударов; абразивный износ, создаваемый опуска-
ющейся шихтой и жидким чугуном.
В печах большого объема для футеровки заплечиков, распара и шахты при-
меняют огнеупоры с повышенным содержанием А12О3 (45,42,41 %). Неохлаж-
даемые участки футеровки шахты (верхнюю часть, составляющую 73 высоты
шахты) футеруют шамотными огнеупорами с содержанием А12О3 39,38 и 37 %.
Эта часть шахты изнашивается мало и не всегда заменяется при ремонтах П-го
разряда. В неохлаждаемой части шахты используют футеровку из двух слоев:
первый (рабочий) из шамотных огнеупоров ШПД-41, второй из волокнистых
плит МКРП-340. Такая двухслойная футеровка устойчива к воздействию ис-
тирающих усилий шихты, и уменьшает тепловые потери через кожух печи
(рис. 2.4 правая часть). В охлаждаемой части шахты используют двухслойную
футеровку, состоящую из шамотных огнеупоров ШПД-41 в рабочей части и
карбидкремниевых огнеупоров на нитридкремниевой связке во втором слое.
41
Глава 2. Применение огнеупоров в черной метеллургии
Использование для футеровки заплечиков, распара и нижней части шахты
одних и тех же огнеупоров марок ШПД-41 и ШПД-39, приводит к неравно-
мерному износу футеровки доменной печи из-за неодинаковых условий служ-
бы огнеупоров в этих зонах.
При применении плотных шамотных огнеупоров из высококачественного
каолинового сырья стойкость футеровки шахт доменных печей в отечествен-
ной практике достигает 5-8 лет, в некоторых случаях с горизонтальным холо-
дильником 9-10 лет, при средней стойкости лещади и горна 11-14 лет, т.е. су-
ществует диспропорция в стойкости футеровки шахты и металлоприемника.
В крупных доменных печах, работающих с удельной производительностью 2-
2,5 т чугуна/(м3-сут) при давлении газа на колошнике 0,2-0,25 МПа, даже мул-
литовые огнеупоры в нижней части шахты оказываются недостаточно стойки-
ми. Эти проблемы решаются путем применения огнеупоров с высоким содер-
жанием А12О3: обожженные корундовые на муллитовой связке (88-94 % А12О3)
с открытой пористостью 13-5-15 %); корундовые на глиноземистой связке (98 %
А12О3, открытая пористость 13-16 %); обожженные корундохромитовые (92 %
А12О3, 7,5 % Сг2О3, открытая пористость 16-19 %) [5].
Глиноземистые огнеупоры обладают повышенной устойчивостью к воздей-
ствию доменных шлаков, эрозии жидким чугуном, истиранию при высоких
температурах и инертны к СО, но при работе в условиях высоких температур
в щелочной среде наблюдается переход корунда в Р-глинозем, сопровождае-
мый увеличением объема на 20 %. Влияние К,О и ZnO на расширение шамот-
ного кирпича в атмосфере СО показано на рис. 2.5, из которого следует, что
Рис. 2.5. Влияние компонентов ZnO и К.О на расширение шамотного кирпича в атмосфере СО
42
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
проникновение щелочей увеличивает коэффициент расширения в 2 раза и бо-
лее. Такое аномальное расширение приводит к раздавливанию и к растрески-
ванию изделий под действием высоких напряжений, что становится причи-
ной выпадения кирпичей из кладки.
Опасность представляет и воздействие СО. Проникая в швы, трещины и поры
огнеупора в присутствии паров цинка или оксидов железа монооксид углеро-
да подвергается разложению по реакции 2СО = СО2 + С, выделяя при этом
сажистый углерод. Накопление последнего вызывает расклинивающее действие
на огнеупор. Пары цинка при этом выступают катализаторами этого процесса,
взаимодействуя с СО по реакции Zn + СО —> ZnO + С. Эта реакция протекает
с увеличением линейного размера на 6 %, что приводит к появлению распира-
ющих усилий, росту и разрушению футеровки.
Щелочи путем инфильтрации и диффузии проникают не только в алюмоси-
ликатные изделия, но и в углеродистые блоки лещади и горна вызывая их раз-
бухание. Атомы щелочных металлов (калия, натрия) внедряются в плоскости
кристаллической решетки графита или углерода. Увеличение объема углерода
вызывает механическое повреждение блоков, которое выражается в образова-
нии мелких трещин.
Щелочи проникая в углеродистые блоки образуют “идеальные соединения”,
которые имеют определенную область гомогенности. Так, с калием углерод
образует соединения от С8К до С60К. С образованием этих соединений углеро-
дистые или графитовые блоки увеличиваются в объеме и затем рассыпаются
[15].
Внедрение натрия в межплоскостное пространство кристаллической решет-
ки слабее, чем у калия. Натрий с углеродом образует соединение состава от
C9Na до C„Na. Поглощение натрия зависит от степени графитизации, порис-
тости и удельной поверхности углерода. Чистый натрий не взаимодействует с
поликристаллическим графитом до температуры 450 °C.
Щелочи при температурах от 1000 до 1200 °C заметно накапливаются в зап-
лечиках и в нижней части шахты. Поэтому возникает кругооборот калия и
натрия по схеме: щелочные оксиды в интервале температур 1100-1300 °C вос-
станавливаются до металлических паров. Последние поднимаются в домен-
ной печи вверх и при температурах ниже 1000 °C вновь окисляются и конден-
сируются.
Для ограничения или устранения проникновения паров щелочных металлов
в углеродистую футеровку важную роль играет защитный шлаковый слой на
футеровке. На устойчивость могут оказать толщина, проницаемость и адгезия
шлакового слоя, а также угол наклона заплечиков.
43
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
В последние годы за рубежом в нижней части шахты и заплечиках использу-
ют углеродсодержащие и карбидкремниевые изделия, в которых проникнове-
ние щелочей не приводит к большому расширению. Карбид кремния — хими-
чески инертный огнеупорный материал с высокой стойкостью к абразивному
износу и более высокой устойчивостью к окислению в сравнении с углеродсо-
держащими изделиями. Главная сложность использования карбидкремниевых
изделий в доменной печи заключается в разработке связки, устойчивой к ще-
лочам. Из испытаных карбидкремнийграфитовых изделий на смоляной связ-
ке, карбидкремниевых на керамической (глинистой), оксинитридной (Si2ON2)
и нитридной (Si3N4) связках лучшую стойкость имеют изделия на нитридной
и оксинитридной связках. Наиболее высокую стойкость к щелочам показали
“самосвязанные” карбидкремниевые изделия. Однако, сложность в их изго-
товлении привела к разработке огнеупоров на основе комбинаций SiC и А12О3,
а также SrC, А12О3 и С.
Ремонт II разряда шахты и заплечиков доменной печи выполняют в течение
12-18 сут. Он состоит в остановке печи, выдувке, охлаждении, осмотре, смене
футеровки, ремонте металлоконструкций и задувке печи. Ремонты II разряда,
Рис. 2.6. Схема футеровки шахты доменной печи до (а) и после (б) аварийного горячего ремонта: / —
кожух доменной печи; 2 — патрубки; 3 — остатки огнеупорной футеровки; 4 — шихта; 5 — затвер-
девшая бетонная смесь; 6 — граничный слой свежей футеровки
44
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
относящиеся к категории промежуточных, выполняют 3-4 раза до замены фу-
теровки горна и лещади (капитальный ремонт).
Однако в последние годы предпочтение отдается горячим ремонтам путем
торкретирования изношенных участков охлаждаемой и неохлаждаемой час-
тей шахты доменной печи. Для торкретирования используют массы различно-
го состава: глиноземистые, кремнеземистые, высокоглиноземистые и др. Го-
рячий ремонт футеровки проводят путем закачивания огнеупорных бетонов и
масс через кожух печи без опускания шихты (рис.2.6). Наиболее часто исполь-
зуют кварцитовые, глиноземистые и алюмосиликатные массы. Кварцевые мас-
сы содержат от 60 до 99,6 % SiO2, глиноземистые от 79 до 94 % А12О3. Связую-
щим веществом таких масс служат: пек с температурой размягчения выше
200 °C, разжиженный маслами, битум или высокоглиноземистый цемент на
связке из жидкого стекла.
Для горячих ремонтов шахты доменной печи способом нагнетания эффек-
тивно применения литых (саморастекающихся) низкоцементных и бесцемен-
тных (с вяжущим из ВКВС) бетонов [6].
Для футеровки лещади и горна применяют углеродистые и высокоглинозе-
мистые огнеупорные изделия. Применяют два типа кладки — цельноуглеро-
дистую и комбинированную (сочетание углеродистых и высокоглиноземис-
тых изделий).
Преимущества углеродистых изделий заключается в их высокой огнеупор-
ности в восстановительной или инертной среде, увеличении прочности с рос-
том температуры, высокая термостойкость и объемопостоянство в широком
диапазоне температур, несмачиваемость металлами и шлаками. Один из вари-
антов схем цельноуглеродистой кладки лещади и горна приведена на рис. 2.7,
комбинированной — на рис. 2.8.
Углеродистые блоки для футеровки лещади и горна имеют стандартные раз-
меры: сечение 400x400, 550x550, и 550x400 мм2, длина не более 3200 (прямо-
угольных) и не более 1600 мм (для трапециевидных). Блоки подвергают меха-
нической обработке шлифованием с точностью ±1 (для углеродистых) и ±0,5 мм
(для графитированных).
С целью улучшения свойств и обеспечения максимальной стойкости футе-
ровки лещади и горна применяют микро- и супермикропористые углеродис-
тые блоки, причем ближе к холодильникам — графитированные, в рабочем
слое — углеродистые. Традиционные углеродистые блоки имеют средний раз-
мер пор 12-15 мкм, общую пористость ~ 20 % и открытую — 18-Н9 %. Стой-
кость этих изделий может быть увеличена на несколько лет за счет уменьше-
ния среднего диаметра пор до 1 мкм. ОАО “Челябинский электродный завод”
выпускает три марки углеродистых блоков — рядовые, улучшенные и микро-
45
Рис. 2.7. Углеродистая кладка лещади и горна: 1 — графити-
рованные блоки; 2 — клинообразные углеродистые блоки; 3
— горизонтальные углеродистые блоки; 4 — углеродистая
масса; 5 — плитовые холодильники
Рис. 2.8. Комбинированная кладка лещади и горна (вариант с угле-
родистыми блоками до оси летки для чугуна, разрез): 1 — графити-
рованные блоки; 2 — углеродистые блоки; 3 — высокоглиноземис-
тые изделия; 4 — углеродистая масса; 5 — шамотные изделия
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
пористые, а также графитированные блоки марки ДБГ-1. Показатели качества
этих блоков приведены в табл. 2.3.
Микропористая структура углеродистых блоков достигнута за счет ввода в
антрацитовую смесь металлического кремния и глинозема [11]. Это позволи-
ло уменьшить размер пор до 0,3 мкм и следовательно износ, связанный с про-
никновением в поры чугуна и щелочей [12].
Стойкость горна можно повысить введением в печь титансодержащих мате-
риалов, образующих карбиды титана на поверхности кладки по реакции:
Ti + С —> TiC, а также путем охлаждения. Критерием эффективности охлаж-
дения служит нижняя температура реакции Ти, при которой устанавливается
равновесие между температурой футеровки и источником нагрева с минималь-
ным ее разрушением. Для различных огнеупоров Тк неодинакова. Интенсив-
ность охлаждения, при которой достигается минимальный износ кладки дос-
тигается при следующих перепадах температур входящего в холодильник и
исходящего из него воды: для шахты печи 7-8 °C; распаре и заплечиках 6-
12 °C; горн и лещадь 2^4 °C [18].
Комбинированную кладку центральной части лещади выполняют из мулли-
товых изделий по ГОСТ 10381-75, отличающихся высокими прочностью и
точностью размеров, нижняя часть из графитированных блоков, периферий-
ная — из углеродистых. Общая толщина лещади достигает 5000 мм. Комби-
нированная футеровка позволяет эксплуатировать доменную печь в течение
11-14 лет, при средней продолжительности кампании 13,5 лет.
Таблица 2.3
Физико-механические показатели доменных блоков [7,8]
Показатели Марка блока
ДБУ-0 рядовые ДБУ-1 улуч- шенные ДБУ-2 микро- пористые ДБГ-1 графи- тированные BS-7S микро- пористые (Япония)
Плотность, г/см3, не менее:
кажущаяся 1,50 1,55 1,58 1,58 1,62
истинная 1.80 1,85 1,96 2,19 1,99
Пористость, г/см3, не более:
общая 18 16 18 28 18,5
открытая 17 14 14 25 15,5
Предел прочности, МПа, не менее:
при сжатии 37 50 40 20 44,1
при изгибе 8,0 15 11 8 12,8
Теплопроводность при 20 °C, Вт/(м-К), не менее: 7 14 12 80 12,8
Т.к.л.р. (20-520 °C), 10Эс' 3,6 3,1 3,7 3,0 3,4
Средний размер пор, мкм 12 4 0,8 12 0,3
47
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Минимальной температурой взаимодействия огнеупора с чугуном считают
1100-1150 °C. При использовании в верхней части лещади высокоглиноземи-
стых изделий изотерма 1100-1150 °C проходит по верхнему слою кирпича. В
этом случае температура чугуна на выпуске составляет -1450 °C. При смеще-
нии изотермы! 100-1150 °C вверх при утонении футеровки из высокоглинозе-
мистого- кирпича температура чугуна на выпуске понижается.
Срок службы футеровки горна и лещади на печах, выплавляющих титано-
магнетиты Качканарского ГОКа, меньше, чем при плавлении беститанистых
шихт и составляет соответственно 3,6 и 9,8 лет.
В результате попеременного воздействия высоких окислительного потенци-
ала титанистых шлаков (SFeO + МпО -г V2O5 = 1,9 %) и восстановительного
потенциала титанистого чугуна (STi + V + Мп - Si = 0,75 %) происходит пере-
рождение структуры шамотных изделий в зоне шлакочугунной границы. Так,
предел прочности при сжатии шамотных огнеупоров марки ШПД-41 снижа-
ется с 3270 до 310 Н, а пористость возрастает с 5,3 до 19,7 %.
Ослабление прочности изделий при циклическом воздействии восстанови-
тельного и окислительного потенциалов в сочетании с механическими нагруз-
ками от перемещения шихты ведет к ускоренному разрушению кладки. Для
предотвращения аварийных прогаров леточных холодильников изделия ШПД-
41 заменены на высокоглиноземистые и разработана технология наведения
титанистого гарнисажа путем введения гарнисаж образующей присадки, со-
держащими, % масс.: 3-5 TiC, 5-8 TiO и 3-5 TiO2 в кусках размером 4070 мм
в пристенную область колошника с порцией шихты. Расход присадки состав-
ляет около 2 т на 1 м3 полезного объема печи или 6,5 кг/т чугуна, а удельный
расход — 2,8 кг/т. Стойкость гарнисажа составляет 6 мес.
Основная причина износа лещади — всплывание кирпичей под влиянием
ферроситатического давления вследствие проникновения чугуна в зазоры меж-
ду кирпичами. Поэтому кладку лещади ведут с тщательной подгонкой изде-
лий друг к другу, имеющих гофрированную поверхность для лучшего сцепле-
ния, а толщина шва не должна превышать 0,5 мм.
Стенки горна, которые находятся в непосредственном контакте не только с
жидким металлом, но и с высокоагрессивным шлаком, выполняют из углеро-
дистых материалов. Верхнюю часть стен горна (фурменную зону) рекоменду-
ется футеровать карбидкремниевыми огнеупорами.
Зазоры между блоками (углеродистыми и муллитовыми) забивают холодно-
набивной углеродистой массой марки МХТД-А.
Фурмы доменных печей выполняют из набивных масс муллитокремнезе-
мистого или муллитового составов например ММК-65. Применяется также
бетонная масса марки МКБ, которую изготовляют на основе муллитокорундо-
48
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
Рис. 2.9. Устройство чугунной летки:
1 — футляр; 2 — венчик; 3 — рама; 4
— неточный холодильник; 5 — кожух
горна; 6 — канал летки; 7 — безводная
леточная масса; 8 — футеровка; 9 —
накладной холодильник
вого шамота с гидравлическим вяжущим. Для защиты от прогара воздушные
медные фурмы рекомендуется защищать керамической насадкой, изготовлен-
ной из карбида кремния на комбинированной связке из Si3N4, Si2ON2 и 0-SiC.
.Неточные отверстия. Огнеупоры (неточные массы) для неточных отверстий
(рис. 2.9) должны обладать хорошей пластичностью, износе- и коррозионной
стойкостью при воздействии расплава чугуна и шлака, не иметь усадки при
высокой температуре, хорошей спекаемостью и адгезией к горячей поверхно-
сти канала летки и др. На металлургических заводах применяют водные ле-
гочные массы на основе шамота (0 16 %), глины (20-40 %), кокса (30-65 %) и
пека (9-16 %). Однако, эти массы имеют ряд существенных недостатков (ис-
парение влаги, выделение токсичных газов при разложении пека). Поэтому в
настоящее время применяют в основном безводные легочные массы, в состав
которых входят кокс, SiC, шамот, корунд (боксит), глина. В качестве пласти-
фикатора вводят каменноугольную смолу. Использование смолы (до 1,5 %)
также вызывает выделение канцерогенных газов.
ОАО “Первоуральский динасовый завод” разработал и выпускает легочные
быстроспекающиеся безводные массы на основе кварцита, глины, SiC, бокси-
та, электроплавленого корунда. В качестве пластификатора масс используют
“Премикс-С” — состав, не содержащий каменноугольную смолу. Указанные
массы на ОАО НТМК обеспечивают надежную работу чугунных леток с вы-
пуском 1000 т чугуна и 500 т шлака, при этом стойкость возросла в несколько
раз. Основные свойства неточных масс приведены в табл. 2.4 [13].
.Неточные массы должны удовлетворять по следующим показателям:
49
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Таблица 2.4
Основные показатели неточных масс для закрытия летки доменной печи
Показатели Легочная масса
КВМЭ-17 КВМЭ-175 КВМЭ-21 ВГМЭ-241 ВГМЭ-Р*
Тип массы Кремнеземистая Высокоглиноземистая
экструзионная экструзионная
Продолжительность твердения, мин 3 3 3 5 5
Массовая доля влаги, % 1,0-1,5 1,0-1,5 1,0-1,5 1,0-1,5 2,0-2,5
Кажущаяся плотность сырой массы, г/смэ, 1,95 1,95 1,95 2,0 2,0
не менее
Открытая пористость образцов после термообработки при 800 °C, % 26-33 26-33 26-33 27-34 30-35
Предел прочности при сжатии образцов после термообработки при 800 °C, Н/мм2, 1,5 1,5 1,5 2,5 2,0
не менее
Зерновой состав, мм 0-0,5 0-3 0-3 0-3 0-3
Пластичность при 25 °C, % 10-20 10-20 10-20 20-30 30-50
Количество летучих веществ, %, не более 12 12 12 12 —
* Масса предназначена для восстановления футеровки окололеточного пространства.
• скорость спекания должна обеспечивать прочность 1,5-Л МПа через 5 мин
при 600 °C и 3-10 МПа спустя 10 мин при 500 °C;
• высокая стойкость к эрозии и коррозии при контакте с жидким чугуном и
шлаком;
• высокая стойкость к тепловому удару при контакте с жидким чугуном при
температуре 1500 °C; это достигается введением в состав легочной массы во-
локнистого материала;
• длительный срок хранения и высокие реологические свойства.
Легочные массы на основе боксита или плавленого глинозема вместе с кар-
бидом кремния и добавками нитрида кремния со специальными углеродисты-
ми материалами обеспечивают стабильные условия выпуска; они характери-
зуются низкими удельными затратами и пригодны для крупных доменных пе-
чей (с диаметром горна >10 м). Однако из-за высокой прочности этих масс при
сжатии для вскрытия летки необходим специальный буровой инструмент.
Желоба. Система выпускных желобов доменной печи обычно включает глав-
ный желоб и разливочные желоба, при этом в главном желобе происходит от-
деление чугуна от увлекаемого вместе с ним шлака, в связи с чем он находится
в наиболее тяжелых условиях. По этой причине совершенствованию его футе-
ровки уделяют наибольшее внимание как изготовители огнеупорных материа-
лов, так и потребители.
50
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
Огнеупоры в футеровке главных желобов подвергаются воздействию высо-
кой температуры и ее колебаний, ударному воздействию струи чугуна, исти-
рающему и коррозионному воздействию чугуна и шлака, причем шлак разру-
шает футеровку интенсивнее чугуна. Огнеупоры для желобов должны быть
шлако- и металлоустойчивы.
В зависимости от уклона днища и места падения струи чугуна из летки до-
менной печи по отношению к ванне чугуна в желобе различают три типа глав-
ных желобов: глубокий, мелкий и промежуточный, соответственно имеющие
уклон (О,5-1,5)/1ОО; (4 6)/100 и 3/100.
В зависимости от того, где производится футеровка главного желоба, разли-
чают стационарные и сменные желоба. Последние при повреждении снима-
ются для перефутеровки и заменяются новым желобом. Сменные желоба по-
зволяют избежать необходимости производства футеровочных работ при вы-
соких температурах, а также выполнять перефутеровку и сушку без особой
спешки. Недостаток их заключается в том, что легко повреждаются места сты-
ков. На современных крупных доменных печах используются в основном глу-
бокие желоба.
Конструкция желоба влияет на его стойкость. На печах с одной леткой при-
меняют предварительно залитый сменный желоб. Изготовленные футеровки
главного желоба в этом случае производят вне литейного двора, это обеспечи-
вает более высокую стойкость и снижает затраты на огнеупоры. При этом не-
обходимо иметь соответствующее оборудование, чтобы убрать использован-
ный и установить новый желоб.
Стойкость футеровки выпускных желобов определяется не только свойства-
ми огнеупора, но и режимом работы печи, методов выполнения футеровки и
конструкцией желобов. Более узкие желоба имеют меньшую стойкость в зоне
падения струи чугуна.
В связи с высокими требованиями к стойкости футеровки желобов она изго-
товляется из высококачественных искусственных заполнителей заданного гра-
нулометрического состава и связок, подобранных с таким расчетом, чтобы
обеспечить прочность футеровки во всем температурном интервале. Такие
материалы полностью вытеснили применявшиеся прежде смеси шамота, кок-
совой мелочи, глины и смолы.
Главный желоб обычно футеруют в два слоя. Арматурный слой выполняют
из высокоглиноземистых материалов на основе системы А12О3 - SiC - С, а
рабочий — на основе композиций из плавленого глинозема, SiC и графита.
Чугунный желоб имеет футеровку с меньшим содержанием SiC и А12О3, так
как вынос шлака сюда обычно минимальный.
51
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Для футеровки желобов применяют массы: набивные и наливные с исполь-
зованием в качестве связующих новых видов связок взамен пека и каменноу-
гольной смолы. Такими связками являются “Премикс-С” и высококонцентри-
рованная вяжущая суспензия (ВКВС) на основе боксита.
ОАО “Первоуральский динасовый завод” выпускает для футеровки желобов
[13];
• набивные и торкрет-массы на керамоорганическом связующем (ВГМН-11
и ВГМТ-11);
• набивные и торкрет-массы на ВКВС (ВГМН-23, ВГМТ-21 и ВГМТ-23);
• виброналивные бетоны на ВКВС (ВГМВ-21, ВГМВ-21Б, ВГМВ-23, ВГМВ-
23Б, ВГМВ-23А И ВГМВ-23АБ).
Удельный расход указанных желобных масс на металлургических предпри-
ятиях России составляет от 0,14 до 0,2 кг/т чугуна с пропускной способнос-
тью между ремонтами от 120 до 200 тыс.т. чугуна.
Физико-химические показатели желобных масс приведены в табл. 2.5.
Наряду с серийно выпускаемыми массами на ВКВС производятся низкоце-
ментные и ультранизкоцементные тиксотропные высокоглиноземистые мас-
сы. ВГМВ-15 и ВГМВ-16 для футеровок желобов доменных печей [19]. Мас-
сы отличаются от предыдущих содержанием высокоглиноземистого цемента
и характеризуются высокими физико-химическими показателями (табл.2.5).
Отличие массы ВГМВ-16 от ВГМК-15 заключается в пониженном содержа-
нии высокоглиноземистого цемента и более высокой шлако-устойчивостью.
Поэтому ее рекомендуется использовать для футеровки шлаковой зоны транс-
портных желобов. Стойкость футеровки желоба из массы ВГМВ-15 в условиях
эксплуатации в ОАО ММК до первого ремонта составила 169 тыс. т. чугуна.
Различают главные желоба с воздушным охлаждением (рис. 2.10) и обыч-
ные (рис. 2.11). Особенностью желобов воздушного охлаждения является слож-
ная металлоконструкция жестко закрепленная в районе летки и перевала. Тол-
щина футеровки стен составляет не менее 450, а днища — 300 мм.
Футеровка обычного желоба (без воздушного охлаждения) (рис. 2.11) состо-
ит из во-локнистого теплоизоляционного слоя толщиной 15 мм, второго теп-
лоизоляционного слоя толщиной 100 200 мм, изготовленного из ультралегко-
весного теплоизоляционного кирпича плотностью 0,8 г/см3 или огнеупорного
пенобетона. Арматурный слой толщиной 250-400 мм изготавливают из на-
бивной или виброналивной массы.
Рабочий слой толщиной 400-500 мм изготовляют из виброналивной массы.
Обязательным требованием при эксплуатации желобов обеих конструкций
является постоянное заполнение желоба на 2/3 высоты расплавом чугуна.
52
сл
Физико-химические показатели желобных масс
Таблица 2.5
чО гп <
Показатели 1 1 ВГМН-1 i ВГМН-2 ВГМВ-1 ВГМВ-1 ВГМВ-2 ВГМВ-2 ВГМВ-2 ВГМВ-2 ВГМВ-2 ВГМТ-1 ВГМТ-2 ВГМТ-2
Тип массы Набивная Виброналивная Торкрет
Место применения Желоб Желоб — зона чугуна Желоб — зона шлака Желоб — зона чугуна Желоб — зона шлака Желоб Желоб — зона чугуна Ремонт желоба
Продолжительность твердения до снятия шаблона, ч — — — — При 110 °C 36-48 При 180 °C 8-12 При 110 °C 36-48 При 180 °C 8-12 При ПО °C 36-48 — — —
Массовая доля АЬОз, %, не менее 56 67 68 70 75 70 55 55 55 56 60 50
Массовая доля Fe,Ch, %, не более 2 2 1,0 1,0 1,5 1,5 1,5 1,5 1,5 2 2,0 1,5
Массовая доля влаги, % 6,0-7,5 5,0-6,0 <4,5 4,0-4,5 <4,5 3,5-4,0 3,5-4,0 6,0-7,5 4,0-6,0 4,0-6,0
Предел прочности при сжатии, МПа, не менее* 10 (800) 30 (1000) 30 (1000) 35 (1000) 30 (1000) 30 (1000) 25 (1000) 30 (1000) 30 (1000) 10 (800) 15 (1000) >15 (1000)
Открытая пористость, % 25-34 23-29 18-20 18-20 19-24 19-26 19-25 19-23 19-23 25-34 27-32 27-32
Линейные изменения после термообработки при температуре, %, не более 1 (800) 1 (1000) 0,5 (1000) 0,5 (1000) 1 (1000) 1 (1000) 1 (1000) 1 (1000) 1 (1000) 1 (800) 1 (1000) 1 (1000)
Зерновой состав, мм 0-10 0-10 0-10 0-10 0-10 0-10 0-10 0-4 0-4 0-4
* В скобках — температура термообработки, °C.
2.1. Огнеупорные материалы в производстве чугуна
Глава 2 Применение огнеупоров в черной металлургии
Рис. 2.10. Схема конструкции желоба с воздуш-
ным охлаждением: 1 — рабочий слой; 2 — ради-
атор; 3 — металлоконструкция; 4 — воздух; 5 —
бетонные опоры со скользящей верхней поверх-
ностью; б — защитный слой (шамот)
Рис. 2.11. Схема футеровки главного горнового
желоба: I — защитный слой (шамот); 2 — арма-
турный слой; 3 — рабочий слой; 4 — теплоизоля-
ционный слой (легковесный шамот); 5 — каркас
(строительный железобетон)
ОАО “Первоуральский динасовый завод” разработал универсальную схему
футеровки желобов с применением виброналивных масс в рабочем слое
(рис. 2.12). Схема высокотемпературного износа керамобетонной футеровки
желоба после выпуска 149 тыс.т. чугуна приведена на рис. 2.13. Футеровка
после службы приобретает четкое зональное строение. Наибольший износ
наблюдается по границе раздела шлак-чугун.
Стойкость футеровки из виброналивных масс, приведенных в табл. 2.5, при
проведении нескольких промежуточных ремонтов составляет до 1 млн.т чугу-
на. Общий расход масс на ремонт составляет не более 0,35 кг/т чугуна, что
Рис. 2.12. Схема комбинированной футеровки главного горнового желоба массами АО “Динур” (а) и
его поперечное сечение (б): 1 — зона металла (ВГМВ-21, 21Б); 2 — торкрет-слой (ВГМТ-11, 21, 23);
3 — зона шлака (ВГМВ-23, 23А, 23Б, 23АБ); 4 — ВГМН-11, 23; 5 — защитный слой (шамот)
54
2 1 Огнеупорные материалы в производстве чугуна
Рис. 2.13. Схема износа керамобетонной футеровки желоба доменной печи 1 — исходная футеров-
ка, 2 — неизмененный бетон, 3 — арматурная футеровка, 4 — асбестовая теплоизоляция, 5 — метал-
лический каркас, 6 — спекшаяся зона, 7 — неизмененная зона, 8 — малоизмененная зона, 9 — зона
износа материала
существенно превышает показатели службы набивных масс в России и соот-
ветствует зарубежным аналогам (удельный расход в главных желобах за рубе-
жом составляет 0,3-0,6 кг/т чугуна).
Во время эксплуатации желоба периодически ремонтируют. В последние годы
разработаны новые методы ремонта. Один из них — так называемый метод
вибрационного формования и второй — метод заливки.
По методу вибрационного формования изношенный желоб, после очистки,
заполняют огнеупорной массой, затем опускают на эту массу модель с закреп-
ленным на ней вибратором. При включении вибратора огнеупорная масса раз-
мягчается и модель под действием приложенной нагрузки опускается до за-
данного положения. При этом огнеупорная масса выдавливается в зазор меж-
ду моделью и оставшейся футеровкой. Достоинствами этого метода является
сокращение длительности ремонта, хорошее уплотнение огнеупорной массы,
обеспечение однородности ее качества (рис. 2.14).
При методе заливки огнеупорный материал подают в свободное простран-
ство (рис. 2.15). Метод заливки складывается из следующих операций: удале-
ние из желоба остатков чугуна; очистки внутренней поверхности от пристав-
шей корки чугуна и шлака; установки модели; заливки огнеупорного матери-
ала в зазор между моделью и оставшейся футеровкой; твердение заливки; уда-
ление модели и сушки футеровки.
55
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Рис. 2.14. Метод вибрационного формования: 1 - модель; 2 — нагрузка; 3 — кожух; 4 — вибратор;
5 — огнеупорная масса; 6 — оставшаяся футеровка
Рис. 2.15. Метод заливки: 1 — материал; 2 — груз; 3 — вибратор; 4 — удаление корки; 5 — установка
модели; 6 — заливка
При футеровке желобов методами заливки и вибрации применяют высоко-
производительные смесители принудительного действия и насосы для подачи
материала к месту работы.
Для снижения термических ударов и уменьшения выбросов газов желоба
снабжают крышками, которые футеруют бетонными массами.
Сравнительная характеристика низкоцементных бетонов для желобов домен-
ных печей отечественного (А и В) и зарубежного производства приведена в
табл. 2.6.
В зарубежной практике для футеровки желобов доменных печей применяют
особонизкоцементные бетоны и бетоны на гелевой связке. Это наливные и
нагнетаемые смеси, состоящие из электроплавленого корунда или пластинча-
того (табулярного) глинозема в качестве наполнителей и добавок карбида крем-
ния, графита и металла, на связках из алюминаткальциевого цемента или золь-
гель вяжущего. Эти же смеси используются и при ремонте методом торкрети-
рования.
56
2.2. Огнеупорные материалы для воздухонагревателей доменных печей
Таблица 2.6
Характеристика низкоцементных бетонов для желобов доменных печей
Показатели Бетон марки
А В CASTON АТЗА CASTON BT3A ANCOC AST-ZV 88 К/63 CARSIT 2CI
Содержание, %: АЬОз 78,70 58,35 64,0 58,0 72,0 78,0
SiC 10,06 30,24 31,0 31,0 14,5 12,0
SiO2 — — 2,2 8,5 8,5 6,0
Кажущаяся плотность*, г/см3, после термообработки: при ПО °C 24 ч 3,00 2,92 2,84 2,72 2,75 <2,90
при 1450 °C Зч 2,95 2,86 2,74 2,64 — —
Прочность при сжатии при нормальной температуре, МПа, после термообработки: при 110 °C 24 ч 43,8 41,1 29,0 29,0 40 15,0
при 1450 °C 3 ч 44,6 52,6 34,0 40,0 50 45,0
Линейная усадка (-), рост (+)* -0,01 +0,04 +0,8 +0,8 —
при 1450 °C 3 ч, % Содержание воды, % 4,5 5,0 5,0 5,6 — —
* Для бетонов CASTON и CARS1T указано при 110 °C (24 ч) 1500 °C (3 ч) соответственно.
2.2. Огнеупорные материалы
для воздухонагревателей доменных печей
Увеличение размеров современных доменных печей и повышение рабочих
температур приводит к укрупнению воздухонагревателей и повышению тем-
пературы подводимого дутья. За последнее время температура дутья достигла
1100-1200 °C и в ряде печей 1300 °C и выше. При температуре дутья, близкой
к 1300 °C температура свода может достигать 1500-1550 °C и при более высо-
ких температурах 1400-1500 °C и выше, температура под куполом будет 1550—
1700 °C. При таких высоких температурах в воздухонагревателях старой кон-
струкции с внутренней камерой сгорания происходит деформация свода, что
является одним из ограничений к использованию воздухонагревателей данно-
го типа. Поэтому, разработаны воздухонагреватели с выносной камерой сго-
рания, которые свободны от указанного недостатка [5].
По мере увеличения размеров воздухонагревателя конструкция купола сво-
да становится все более неустойчивой. Одной из причин неустойчивости сво-
да может быть также наличие в его огнеупорной кладке кирпичей, неподходя-
щих по размерам и форме. Чтобы свод был устойчивым, уменьшают его раз-
57
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
меры и сокращают радиус арки, в наиболее тяжелых условиях в воздухонагре-
вателях работает купол, верхняя часть насадки и футеровка камерой горения.
В зависимости от температуры воздухонагреватель по высоте разделяется
на три зоны: высокотемпературную (1100-1550 °C), среднетемпературную
(900-1100 °C) и низкотемпературную (<900 °C). Для кладки в каждой зоне при-
меняют соответствующие огнеупоры. Для высокотемпературных зон (купол,
верхние ряды насадки, стены и камера горения) применяют малоразрыхляю-
щийся динас марки ДВ и муллитокорундовые огнеупоры МКВ-72 с содержа-
нием 72 % А12О3. Для среднетемпературных зон применяют шамотные огне-
упоры ШВ42 и ШВ-37 с содержанием А12О3 42 и 37 %, для низкотемператур-
ных зон — шамотные (ШВ-37 и ШВ-28) с 37 и 28 % А12О3.
Схема кладки футеровки воздухонагревателей приведена на рис. 2.16 и
рис. 2.17. Для изоляции кладки применяют шамотные легковесные изделия с
кажущейся плотностью 1,0 и 1,3 г/см3, динасовые с плотностью 1,2 г/см3 и
муллитокремнеземистые волокнистые материалы. Зазоры заполняют волок-
нистыми материалами марки МКРП-340.
От формы насадочных изделий зависит эффективность теплопере-дачи теп-
ла. Для кладки применяют изделия различной формы с содержанием А12О3 42
и 37 % (ШВ42 и ШВ-37), изделия марок МКВ-72 и ДВ с удельной поверхнос-
тью 48 м2/м3 и диаметром ячейки 30 мм (рис. 2.18).
При нагреве дутья до 1400-1500 °C применяют насыпную шаровую насадку
из спеченного корунда, удельная поверхность ее выше и составляет 100 м2/м3.
Использование для подогрева воздуха бесшахтных воздухоподогревателей с
сжиганием газа непосредственно под куполом или прилегающей к ней форка-
мере позволяет увеличить срок службы огнеупоров.
Межремонтный срок службы бесшахтного воздухонагревателя определяет-
ся стойкостью купола и для воздухонагревателя с кольцевой форкамерой и
расширенным куполом составляет 30 лет.
В процессе службы в насадке и отдельных участках стен, камеры горения и
купола огнеупорные материалы (шамотные и высокоглиноземистые) подвер-
гаются интенсивной деформации (5-8 и иногда до 12 %) вследствие ползучес-
ти. Поэтому важно знать допустимую скорость деформации в период устано-
вившейся ползучести.
Преимущества динаса в условиях работы воздухонагревателя в отличие от
алюмосиликатных (шамотных и высокоглиноземистых) заключается в отсутст-
вии дополнительной усадки при высоких температурах и низком к.т.л.р. при
температуре выше 600 °C. Недостатком динаса является низкая объемная плот-
ность (примерно ~1,9 г/см3). Однако, под нагрузкой 0,4 МПа и температуре
1500 °C динас разрушается. В этом случае целесообразно применять корундо-
58
2.2. Огнеупорные материалы для воздухонагревателей доменных печей
Рис. 2.16.Распределение огнеупоров в кладке возду-
хонагревателя с температурой под куполом до
1350 °C: 1 — высокоглиноземистые муллитокорун-
довые МКВ-72; 2 — каолиновые легковесные; 3 —
шамотные ШВ-42; 4 — шамотные ШВ-37; 5 — ша-
воздухонагревателя с выносной камерой горе-
ния и температурой под куполом до 1550 °C: 1
— динасовые ДВ; 2—динасовые легковесные;
3 — шамотные легковесные; 4 — муллитокрем-
неземистые волокнистые; 5 — шамотные ШВ-
мотные ШВ-28; 6 — шамотные легковесные; 7 — 42; 6 — шамотные ШВ-37; 7—шамотные ШВ-
муллитокремнеземистые волокнистые; 8 — бой обык-
новенного глиняного кирпича; 9 — торкрет-масса.
Зоны: I — высокотемпературная (изделия МКВ-72);
II — среднетемпературная (ШВ-42); III и IV — низ-
котемпературные (ШВ-37 и ШВ-28 соответственно)
28; 8 — высокоглиноземистые муллитокорун-
довые изделия МКВ-72; 9 — каолиновые лег-
ковесные; 10 — торкрет-масса; 11 — асбесто-
вый картон; I — высокотемпературная зона (из-
делия ДВ); II-IV — такие же, как на рис. 2.16
59
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
> О О О <
Рис. 2.18.Форма насадочных изделий (а) и схемы кладки блочного насадочного кирпича с щелевид-
ными ячейками в форме зигзага (б) и ребристой насадкой
вый огнеупор, не деформирующийся под нагрузкой 0,35 МПа при 1700 °C за
8 ч. В условиях воздействия газопеременных сред эти огнеупоры являются
перспективными.
2.3. Огнеупоры для чугуновозных ковшей и миксеров
Чугуновозные ковши. Футеровка чугуновозных ковшей вместимостью 100
и 140 т работает при температуре 1300-1400 °C и подвержена влиянию пере-
менной статической нагрузки от воздействия чугуна и шлака. Ковши футеру-
ют шамотными огнеупорами. В зоне падения струи металла футеровку вы-
полняют из высокоглиноземистых огнеупоров с содержанием А12О3 62 %. При
выполнении кладки желательно применять высокоглиноземистый мертель, так
как швы являются слабым местом в футеровке и в наибольшей степени под-
вержены износу.
Для футеровки ковша часто применяют кварцитовую наливную футеровку
марки СКМ-97 на основе кварцита и связке жидкого стекла (плотностью 1,1—
1,15 г/см3) в количестве 18-20 % с введением в качестве отвердителя сепари-
рованного феррохромового саморассыпающегося шлака (1-3 %). Применяют
также кварцеглинистую массу МЕТ-1. Коррозионную стойкость кварцитсо-
60
2.3. Огнеупоры для чугуновозных ковшей и миксеров
держащих масс повышают введением в шихту 7-8 % графита. Средняя стой-
кость монолитных кварцитовых футеровок составляет 375 наливов, максималь-
но достигнутая — 901 налив.
Чугуновозные ковши миксерного типа. В отличие от металлургических
печей миксеры не предназначенных для выплавки стали. Их технологическое
назначение состоит в накоплении и хранении запасов жидкого металла. Ре-
жим работы миксеров определяется периодически чередующимися процесса-
ми приема и выпуска жидкого металла. Для эффективной работы миксеров
первостепенное значение имеет постоянство температуры жидкой стали и по-
стоянство количества расплава, а также контроль состава шлака.
Ковши этого типа имеют вместимость до 1 000 т. Футеровка ковшей миксер-
ного типа испытывает воздействие циклических колебаний температуры от
1500 до 800-1000 °C и шлака. Износ футеровки миксера вызывается проник-
новением чугуна в швы и трещины кладки. При недостаточной прочности клад-
ки отдельные кирпичи могут всплывать. Максимальный износ наблюдается в
зоне падения струи металла и горловине, футеровка которых должна быть тер-
мостойкой, плотной, прочной и стабильной в объеме.
Ошлакование имеет место и на участках футеровки, соприкасающихся с
жидким металлом; оно наиболее заметно в местах, омываемых шлаком, и по-
чти отсутствует на футеровке вблизи пода. Для обеспечения высокой стойкос-
ти огнеупорной кладки считают целесообразным не допускать попадания шлака
в миксер, в противном случае его следует переводить в твердое состояние. С
этой целью используют добавки извести (для увеличения основности шлака).
Футеровка свода и других верхних участков, не соприкасающихся с жидким
металлом, хотя и испытывает на себе вредное воздействие брызг и пыли, од-
нако степень износа огнеупорной кладки под действием этих факторов неве-
лика и футеровка этих участков служит в течение нескольких кампаний.
В связи с увеличением производительности конверторов необходимо иметь
миксеры крупных размеров, емкостью порядка 1500-2500 т. При увеличении
размеров миксера контроль за состоянием его корпуса усложняется.
Для футеровки таких миксеров применяют алюмосиликатные (шамотные,
муллитокремнеземистые, муллитовые и муллитокорундовые) огнеупоры с со-
держанием А12О3 от 38 до 75 %. При содержании в шлаке >2-3 % Na2O алюмо-
силикатные огнеупоры разрыхляются и разрушаются; в этом случае применя-
ют периклазовые или форстеритовые огнеупоры. Общий вид чугуновозного
ковша миксерного типа приведен на рис. 2.19. Стойкость футеровки миксера
вместимостью 420 т из шамотных изделий ШН-38 составляет 380 415, а из
высокоглиноземистых изделий с 45 % А12О3 и безобжиговых кварцитовых из-
делий марки КВКБ — 650-700 наливов.
61
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
Рис. 2.19.Дифференцированная схема футеровки миксера
Из-за неравномерного износа кладку выполняют дифференцированной по
толщине из различных изделий: корундовых плотных изделий марки КПФ-95
или муллитокорундовых уплотненных изделий марки МКФУ-85 на фосфат-
ной связке в конической и цилиндрической частях шлаковой зоны и в арках,
изделий ШН-38, ШПД-39 — в остальных частях футеровки, КВКБ — в при-
емной формования (рис. 2.19). Износ огнеупоров колеблется от 0,36 (для КПФ-
95 и МКФУ-85) до 0,9-1 мм/налив (для марок ШН-38 и ШПД-39).
В связи с развитием металлургических технологий чугуновозные ковши ис-
пользуют для десульфурации металла путем вдувания через фурму карбида
кальция, цианида, извести или серы. Миксеры в этом случае рекомендуют
футеровать периклазовыми или глиноземкарбидкремниевыми, а при исполь-
зовании при десульфурации карбида кальция — периклазоизвестковыми ог-
неупорами.
В настоящее время ремонт миксеров производят торкретированием перик-
лазовым порошком марки ППМП-86 увлажненного водным раствором суль-
фата магния. Стойкость такого покрытия не превышает 2-3 дней.
Более прогрессивным методом ремонта огнеупорной футеровки считается
термокерамическое торкретирование или один из его вариантов — керамичес-
кая наплавка. Процесс керамической наплавки заключается в нанесении су-
62
Список литературы к главе 2
хой смеси, состоящей из огнеупорных и горючих компонентов, в среде кисло-
рода на поверхность поврежденной кладки. В результате экзотермической ре-
акции окисления огнеупорные компоненты шихты расплавляются и заполня-
ют дефекты поверхности. На поверхности футеровки образуется монолитная
структура, близкая по физико-химическим свойствам материалу футеровки.
Нанесение защитного покрытия производится устройством УКНП-5, пред-
ставляющее собой камерный насос с запорно-регулирующей арматурой и со-
единительные рукава с торкрет-держателем.*
Список литературы к главе 2
1. Torigoe A., Nomura О. Enviromentally Friendly MgO - С Bricks for Steel Ladle //
Taikabutsu Refracttories. 1998. V. 50. N 5. P. 283-287.
2. Torigoe A., Hosiyama Y., Nomura O. Application of low thermal conductivity MgO - C-
bricks for Steel Ladle // Ibid. N 10. P. 549.
3. Стрелов К. К., Кащеев И. Д. Теоретические основы технологии огнеупорных ма-
териалов. — М.: Металлургия, 1996. — 608 с.
4. Стрелов К. К. Теоретические основы технологии огнеупорных материалов. — М.:
Металлургия, 1985. — 480 с.
5. Огнеупоры для промышленных агрегатов и топок. Справочник. Т. 2 / Под ред. И. Д.
Кащеева, Е. Е. Гришенкова. — М.: Интермет Инжиниринг, 2002. — 656 с.
6. Ливийский Ю. Е. Керамические вяжущие и керамобетоны. — М.: Металлургия,
1990. —272 с.
7. Лазуткин А. Е. Огнеупоры для доменной печи: потребности и перспективы // Но-
вые огнеупоры. 2003. № 2. С. 17-22.
8. Подкопаев С. А. Углеродные огнеупоры для футеровки горна и лещади доменной
печи // Новые огнеупоры. 2003. № 8. С. 13-16.
9. Beruto D., Barco L. Aspetti termodinamici sulla stabilita chimica degli osside refrattari
// Refrattari. 1979. V. 6. N 5. P. 327-335.
10. Очагова И. Г. Мировая черная металлургия на рубеже XXI века.Состояние и пер-
спективы // Новости черной металлургии за рубежом. Приложение 2. — М.: Черме-
тинформация, 2000. — 18 с.
11. Carmichael I. F. New concepts and design for blast furnace Linings cooling systems //
Iron and steel Engineering. — 1996. V. 73. N 8. P. 35—42.
12. The construction of № 6 Blast Furnace at ВНР Port Kembla // Steel Times. 1996. N 9.
P. 1314.
13. Ногинский M. 3., Карпец Л. А., Добродон Д. А., Галенко И. В., Кононова Т. Н.
Организация производства и эксплуатация желобных и легочных масс для доменных
печей // Новые огнеупоры. 2002. №1. С. 60-66.
* “Сталь”. 2001. № 3. С. 22-24.
63
Глава 2. Применение огнеупоров в черной металлургии
14. Калугин Я. П. Перспективный бесшахтный воздухонагреватель для доменных пе-
чей // Сталь. 2001. №10. С. 3-6.
15. Вилькенинг С. Изучение поведения углеродистых доменных кирпичей по отно-
шению к химическому воздействию // Tonindustrie Zeitung. 1972. №7. S. 198-205.
16. Кащеев И. Д. Высокоэффективные огнеупоры в производстве стали // Новые ог-
неупоры. 2002. №2. С. 34-35.
17. Routschka G. Taschenbuch Feurfeste Werkstoffe // Ausg.-Essen: Vulkan-Verlag. 1996.
380 s.
18. Жеребин Б. H. Служба огнеупоров в футеровке доменной печи // Новые огнеупо-
ры. 2002. №9. С. 8-12.
19. Гришпун Е. М., Гороховский А. М., КарпецЛ. А., Перепелицын В. А. Перспекти-
вы производства и эксплуатации новых видов огнеупоров АО “Динур” // Новые огне-
упоры. №4. 2004. С. 100-102.
64
Глава 3.
ОГНЕУПОРНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
В ПРОИЗВОДСТВЕ СТАЛИ
3.1. Огнеупоры для мартеновских печей
Доля стали, выплавляемой в мартеновских печах неуклонно сокращается, а
в ряде стран (Япония, Англия, Германия и др.) отмечается полная ликвидация
мартеновского способа производства металла за счет развития конвертерного.
Для обслуживания мартеновских печей необходим повышенный в 2-3 раза
расход огнеупоров. Удельные расходы огнеупоров в различных способах про-
изводства стали приведены в табл. 3.1.
Конструкция мартеновской печи представлена на рис. 3.1.Футеровка марте-
новской печи условно подразделяется на верхнее (выше уровня рабочей пло-
Таблица 3.1
Удельные расходы огнеупоров, кг/т стали
Тип огнеупоров Производство стали
мартеновское конвертерное электросталеплавильное
Всего изделий 23 17 26
В том числе:
кремнезем истые 2,13 0,96 —
алюмосиликатные 12,01 4,40 15,10
магнезиальные 9,0 3,13 2,06
Доля производимого металла, % ~30 -55 -15
Рис. 3.1. Стационарная 600-т мартеновская печь' a — продольный разрез; б — поперечный разрез по
головке; 1 — рабочее пространство; 2 — головка; 3 — шлаковик; 4 — регенератор; 5 — боров
3 Кащеев И Д
65
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Таблица 3.2
Огнеупорные материалы, применяемые для кладки мартеновских печей
Элемент кладки Применяемые огнеупоры
Главный свод* Свод головки* Подина** Откосы** Передняя стена** Задняя стена** Стены головок и вертикальные каналы Сталевыпускное отверстие Шлаковыпускное отверстие Шлаковики: стены своды, опорные арки вертикальных каналов Регенераторы: стены своды насадки регенераторов поднасадочные арки, дымовой тракт Сталевыпускной желоб Крышки завалочных окон * Набирается насухо с примен * * Насухо с применением перг * ** Насухо, остальное — с npi Верхнее строение Периклазохромитовые по ГОСТ 10888-93 То же Периклазовые по ГОСТ 4689-94 То же Периклазовые до уровня шлака по ГОСТ 4689-94, выше — периклазохромитовые по ГОСТ 10888-93 Периклазовые до уровня шлака по ГОСТ 4689-94, выше — периклазохромитовые по ГОСТ 10888-93 Периклазохромитовые по ГОСТ 10888-93 или хромитопериклазовые по ГОСТ 5381-93 Периклазовые по ТУ 1571-014-00188162-97 и периклазовые втулки Периклазохромитовые по ГОСТ 10888-93 или водоохлаждаемые Нижнее строение Динасовые по ГОСТ 1566-71 и ГОСТ 4157-79, облицовка — хромитопериклазовые по ГОСТ 5381-93 Периклазохромитовые по ГОСТ 5381-93 Верхняя часть — динасовые по ГОСТ 4157-79, нижняя — шамотиые Периклазохромитовые по ГОСТ 10888-93 или высокоглиноземистые по ГОСТ 24704-94 Верхняя часть — форстеритовые по ГОСТ 14832-79 и форстеритохромитовые по ТУ 14-610-92, нижняя — шамотные по ТУ 1546-002-00190495-97, форма и размеры — по ГОСТ 6024-75 Шамотные по ГОСТ 390-96, размеры по ГОСТ 6024—75 Шамотные по ГОСТ 390-96 с обмазкой хромитопериклазового состава Периклазохромитовые по ГОСТ 10888-93 или набивные массы хромитопериклазового состава ением металлических пластин. нслазового порошка. гменением мертеля соответствующего состава.
66
3.1. Огнеупоры для мартеновских печей
щадки) и нижнее строение. Верхнее строение включает: подину, стенки и от-
косы, свод и головки свода, вертикальные каналы. Нижнее — шлаковники и
регенераторы, насадки регенераторов и дымовой тракт. Огнеупоры, применя-
емые для футеровки отдельных элементов кладки, приведены в табл. 3.2 [2].
В наиболее сложных условиях работает свод мартеновской печи и его стой-
кость определяет межремонтную длительность кампании. В процессе работы
главный свод подвергается воздействию высокой температуры, брызг шлака и
металла. Воздействие железистых шлаков, пыли, газопеременной среды обус-
ловили применение для свода мартеновских печей основных огнеупоров, а
значительная масса свода потребовала создания специальной его конструк-
ции.
В России и странах СНГ в основном применяют распорно-подвесной свод
конструкции А. С. Френкеля (рис. 3.2). Особенностями этой конструкции яв-
ляются армирование штырями всех кирпичей каждого кольца свода; армиро-
вание кирпичей металлическими пластинами толщиной 0,6-0,8 мм, группо-
вая подвеска кирпичей блоками при помощи балочек из уголков, подвешен-
ных к поперечным балкам крепления свода.
К огнеупорам, работающим в своде печи предъявляются следующие основ-
ные требования: высокой огнеупорности и деформации под нагрузкой; хоро-
шей термостойкости; шлако- и металлоустойчивости; стойкость против меха-
нического износа; постоянство объема в службе (отсутствие усадки или до-
полнительного роста) в условиях насыщения изделий различными корроди-
ентами; точность размеров и правильность формы. Подобрать огнеупоры, од-
новременно обладающие всеми этими свойствами, практически невозможно.
Поэтому основным и практически единственным огнеупором для кладки сво-
да является периклазохромитовый кирпич. При работе свода стальные плас-
тины окисляются, образовавшийся оксид железа образует с оксидом магния
кирпича магнезиоферрит (MgOFe2O3) и магнезиовюстит [(Mg, Fe)O], кото-
рые соединяют кирпичи в кольце свода в монолит.
В процессе эксплуатации в периклазохромитовом кирпиче образуются зоны:
рабочая, переходная и наименее измененная (табл. 3.3).
В основу разделения изделий на зоны положен следующий принцип: в рабо-
чей зоне изменяется химический и минеральный состав и структура, а в пере-
ходной — только структура, а в слабоизмененной зоне сохраняется исходный
состав и структура [1].
В рабочей зоне кроме того выделяют три подзоны: шпинелидную, пористую
и силикатную. Первая, шпинелидная, плотная, имеет металлический блеск, в
ней нет отдельных зерен периклаза и хромита, она состоит из хромшпинелида
сложного состава.
з*
67
Рис. 3.2. Распорно-подвесной свод системы Ф. С. Френкеля: а — продольный разрез; б — вид сверху на участке у задней стенки; в —
поперечный разрез по оси печи:
1 — углубление под штырь; 2 — штырь; 3 — сводовый кирпич; 4 — стержень для подвески; 5 — уголки для подвески планок; 6 — планки для
подвески кирпичей; 7 — тяги для подвески уголков; 8 — распорные трубки; 9 — пятовый кирпич; 10 — водоохлаждаемые пяты; II — дуги;
12 — косынки для крепления дуг к слябам
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
3.1. Огнеупоры для мартеновских печей
Таблица 3.3
Химический состав зон периклазохромнтового огнеупора после службы
в своде мартеновской печи [2]
Линия отбора пробы Зона Содержание масс, % Открытая пористость, % Кажущаяся плотность, г/см4
SiO2 А12О3 С Г, О ; РегОз FeO MgO CaO MnO
Передняя Реакционная 3,42 5,22 11,44 31,20 1,35 40,20 4,00 3,46 8,6 4,01
Спеченная 6,50 6,15 15,25 8,88 1,00 55,80 5,90 0,76 9,7 3,71
Неизмененная 4,82 4,70 16,50 7,45 — 64,49 1,97 0,24 20,8 3,67
Средняя Реакционная 3,90 4,72 14,69 32,20 5,75 33,62 3,65 2,80 15,7 3,73
Спеченная 7,36 5,70 21,15 3,40 5,40 51,42 5,50 0,32 12,5 3,74
Неизмененная 4,32 4,65 21,30 2,47 5,70 69,87 1,80 0,20 22,8 3,79
Задняя Реакционная 3,00 3,90 14,90 12,10 15,60 45,75 4,00 1,10 16,7 4,03
Спеченная 8,42 4,66 16,88 3,10 4,90 54,58 7,50 0,28 11,8 3,66
Неизмененная 4,28 4,60 19,35 4,75 2,88 61,60 1,96 0,20 22,5 3,75
В пористой подзоне присутствуют отдельные пористые зерна хромита и пе-
риклаза, а в силикатной подзоне скапливаются расплавы силикатов из соб-
ственного кирпича и поступившие извне за счет капиллярной пропитки. Си-
ликаты концентрируются в порах кирпича. Механизм образования подзон яв-
ляется сложным, а поступление силикатов и механизм их миграции идет глав-
ным образом по механизму термокапиллярной диффузии. Этот процесс зави-
сит как от вязкости расплава, так и от измененной структуры рабочей зоны
кирпича.
В переходной зоне тонкодисперсные частицы кирпича объединяются в от-
дельные фрагменты за счет спекания, образуя более плотные участки по срав-
нению с исходной. Они имеют слабую связь между собой — наблюдается-раз-
рыхление и падение прочности переходной зоны.
Глубина зон зависит от многих факторов, но главные из них — исходный
минеральный состав и градиент температур в своде. По мере износа кирпича
расстояние между зонами сближается.
Зоны, имея различный минеральный состав, обладают разными термомеха-
ническими свойствами и при колебаниях температуры в сводовых изделиях
возникают внутренние напряжения, приводящие к сколам изделий. Различа-
ют два характерных вида сколов: крупные сколы 40-60 мм, проходящие вбли-
зи границ между рабочей зоной и переходный, и сравнительно небольшие сколы
10-20 мм (шелушение) происходящие в районе границ шпинелидной и пори-
стой подзон рабочей зоны. Крупные сколы характерны для периклазохроми-
69
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
товых сводовых (ПХС), а мелкие — для периклазошпинелидных сводовых
(ПШС) изделий.
Величина сколов и их частота определяют стойкость сводов. Различают три
группы факторов, определяющие износ свода. В первую группу входят состав
и структура огнеупора. Вторая — суммирует конструктивные параметры сво-
да, размеры, угол свода, высоту свода над ванной и т.п. Третью группу образу-
ют условия эксплуатации (температурный режим кладки, интенсивность раз-
брызгивания шлака и металла при продувке ванны кислородом, состав шлака
и другие факторы).
При подаче кислорода в факел и в ванну характер разрушения огнеупора
заметно изменяется. Максимальная температура в под сводовом пространстве
достигает 1750-1780 °C. При неблагоприятных условиях она может быть выше
еще на 30-50 °C.
Скорость износа свода, 5, при интенсификации процесса плавки стали зави-
сит в основном от интенсивности продувки ванны кислородом (J, м3/ч) и тем-
пературы внутренней поверхности свода (Т , °C). Стойкость свода зависит не
столько от общего расхода кислорода, сколько от расхода через одну фурму,
так как интенсивность брызгообразования и высота подъема брызг зависят от
расхода кислорода через фурму.
Существуют допустимые температуры свода от интенсивности продувки
ванны кислородом
Интенсивность продувки, м3/т стали..... 0 5-10 20—30
Допустимая температура свода, °C.... 1700-1720 1650-1680 1580-1600
Износ свода зависит и от температуры и при некотором ее значении наблю-
дается быстрый износ свода путем оплавления. Величина этой критической
температуры соответствует температуре оплавления, а ниже этой температу-
ры (оплавления) износ происходит сколами.
Чаще всего свод изнашивается по задней или по передней линиям. Неравно-
мерность износа вызывает “выпучивание” и промежуточные ремонты. Путем
систематического торкретирования повышают стойкость свода. Стойкость сво-
дов большегрузных мартеновских печей (более 400 т) составляет 250 -400 пла-
вок.
Новой разновидностью сводовых изделий являются периклазошпинельные
с использованием спеченной или плавленой шпинели (MgOAl2O3) вместо хро-
мита. Такие изделия имеют высокую термостойкость (>10 водных теплосмен),
что важно при нестабильном тепловом режиме, когда печь приходится ста-
вить на дежурный режим [3].
70
3.1. Огнеупоры для мартеновских печей
Подина мартеновской печи, также как и свод, испытывает воздействие высо-
кой температуры, подвергается ударам шихты при завалке, статистическому
давлению расплавленного металла и шлака, их химическому воздействию.
Подину мартеновской печи изготовляют из периклазового порошка. Подина
состоит из двух слоев. Нижний слой толщиной от 460 до 640 мм выкладывают
из периклазового кирпича, верхний — толщиной 300-350 мм выполняют из
периклазового порошка с тщательно подобранным зерновым составом, обес-
печивающим плотную укладку. Слой утрамбовывают. Оптимальное содержа-
ние зерен размером до 0,2 мм в периклазовом порошке составляет 34-45 %, а
максимальный размеры не более 6 мм. Содержание MgO в периклазовом по-
рошке должно быть не менее 85 % [4].
Формирование структуры подины происходит одновременно с плавкой ме-
талла. Тонкие фракции периклазового порошка начинают спекаться уже при
температуре 1000 °C и под влиянием ферростатического давления металла
плотность футеровки подины достигается до 2,5-2,9 г/см3 с образованием мо-
нолитной структуры.
После выпуска металла рабочая поверхность подины в течение некоторого
времени соприкасается со шлаком при температуре -1690 °C. Под влиянием
расплава шлака происходит замещение магнезиовюститовой связки на извес-
тковосиликатную, имеющую более низкую температуру плавления. Стойкость
подины снижается в результате проникновения в рабочий слой расплавлен-
ных чугуна и стали, механических воздействий шихты и др.
Износ подины вызывает необходимость текущих ремонтов, которые прово-
дятся через 40-50 плавок.
Изменение состава подин в периоды наварки и эксплуатации в трехкомпо-
нентной системе MgO - FeO - 2CaO SiO2 показано на рис. 3.3. В период эксп-
луатации состав подин приближается к составу мартеновского шлака.
Основным физико-химическим процессом износа подин мартеновских пе-
чей является взаимодействие наварок с мартеновским шлаком, обуславливая
тем самым увеличение количества силикатов и растворения в них кристаллов
периклаза. Увеличение концентрации расплава шлака на подине приводит к
ускорению процесса диффузии железистосиликатного расплава шлака в поди-
ну и ускорение растворения кристаллов периклаза. Поэтому основными путя-
ми повышения стойкости подин является уменьшение на них железистосили-
катного расплава и повышение плотности подин.
Взаимодействие металла с материалом подины также влияет на стойкость
материала подины и разрушению, которое происходит за счет “раскисления”
подины при взаимодействии оксидов железа в подине продуктами окисления
71
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Рис. 3.3. Динамика изменения состава подин в периоды наварки и эксплуатации (в трехкомпонент-
нои системе MgO - FeO - 2CaO-SiO2): 1 — область составов магнезитового порошка; 2 — область
составов подин после наварки; 3 — после 2-3 плавок; 4 — после 8-10 плавок; 5 — после 20-28
плавок; 6 — область составов мартеновского шлака
углерода. Наблюдается так называемое “подовое” кипение, приводящее к раз-
рушению структуры материала подины.
Подина мартеновской печи состоит из следующих элементов: основания,
тепловой изоляции, основной кладки, наварки или набивки.
Тепловая изоляция состоит из листового асбеста толщиной 20-30 мм и уло-
женного на плашку в два слоя шамотного кирпича. Шамотную кладку просы-
пают шамотным порошком фракции 0-1 мм.
На шамотную выстилку укладывают 2-3 ряда периклазового кирпича на реб-
ро и засыпают периклазовым порошком фракции 0-1 мм. Последний ряд пе-
риклазового кирпича укладывают на торец. Этим обеспечивается монолит-
ность подины. Кладка подин производится нормальным кирпичом
(230x115x65). При этом образуется большое количество швов. Для компенса-
ции расширения кладки при футеровке устанавливают закладные элементы
(прокладки из толя, картона и т.п.) Расчет толщины прокладок выполняют по
специальным таблицам и номограммам.Наварная часть подины изготовляется
из периклазового порошка, из смеси периклазового порошка и обожженного
доломита или полностью из обожженного доломита. Толщина набивной или
наварной части подины на разных печах различна и составляет от 120 до 300 мм.
72
3.1 Огнеупоры для мартеновских печей
Ремонт подины и других элементов печи (стены и откосы) осуществляют с
помощью хромитопериклазового порошка.
Канал сталевыпускающего отверстия выполняют из периклазовых блоков.
Кладку стен осуществляют периклазохромитовыми изделиями, в том числе и
безобжиговыми.
В нижнем строении мартеновских печей наиболее ответственными элемен-
тами являются насадки регенераторов, которые служат для подогрева воздуха
и газа. Насадки играют важную роль в аккумуляции тепла. Воздействие высо-
ких температур и концентрации плавильной пыли обусловили использование
основных огнеупоров. Кроме того, основные огнеупоры обладают высокой
аккумулирующей способностью и тепловым сопротивлением, их суммарный
коэффициент теплообмена выше, чем у шамотных и динасовых. В отечествен-
ной практике применяют для кладки насадок форстеритовые и форстеритох-
ромитовые огнеупоры, температура эксплуатации которых на 150-200 °C выше,
чем у шамотных и динасовых.
Основные огнеупоры имеют высокие значения температуропроводности, их
суммарный коэффициент теплообмена выше, чем у шамотных и динасовых
(табл. 3.4).
Кладку насадки выполняют по системе Каупера для лучшего развития по-
верхности нагрева и более высокой строительной прочности.
В процессе работы насадки сверху “зарастают”, уменьшая сечение каналов.
Поэтому для очистки по ходу кампании настыль уделяют путем продувки вер-
хней части воздухом или паром, в некоторых случаях применяют механизиро-
ванное удаление пыли из поднасадочных боровов.
Для увеличения скорости перемешивания металлической ванны и равномер-
ного распределения температуры применяют донную продувку металла. Про-
дувка газом способствует гомогенизации жидкой стали и оказывает рафини-
рующие воздействия.
Таблица 3.4
Температуропроводность огнеупоров для насадок регенераторов
Огнеупор Температуропроводность, 104 м2/ч, при температуре, °C
600 800 1000 1200 1300
Периклазовый 54 46 40 34 31
Периклазохромнтовый 23 20 18 14 13
Хромитопериклазовый 18 16 15 14 13
Форстеритовый 32 28 25 22 20
Динасовый 28 28 29 31 31
Шамотный 18 17 17 16 16
73
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Рис. 3.4. Схема продувочного донного узла подины мартеновской печи: 1 — подача газа; 2 — стакан;
3 — набивная масса; 4 — набивная подина
Технология скрытой донной продувки металла на мартеновских печах реа-
лизована на ряде заводов. Для этого в процессе реконструкции на подине мар-
теновской печи удаляют наварной слой из периклазового порошка ППЭ-88 и
часть кладки из кирпича П-1. На металлическом листе выкладывают слой ас-
беста, шамотного кирпича на плашку и два ряда периклазового кирпича на
ребро. Затем равномерно по всей длине ванны устанавливают четыре проду-
вочных элемента типа WS, которые представляют собой керамические чаши
из газоплотного материала “Ankerharth СР-30” с размещенными в них кольце-
образными нержавеющими трубками с отверстиями малого диаметра, направ-
ленными под углом вниз (рис. 3.4). Через эти отверстия поддается аргон, по-
падающий в ванну через насухо уложенную газопроницаемую подовую массу
“Ankerharth TLS-2”. Остальная часть пода выполнена из массы “Ankerharth
NN-25”, стены и откосы — из массы “Ankerharth SB-25” (табл. 3.5).
Применение данной продувки позволяет увеличить кампанию печей по сво-
ду с 340 до 540 плавок и более; снизить продолжительность плавки на 1,0-
1,5 ч; увеличить производительность печей с 18,7 до 23 т/ч; снизить расход
топлива на 30-40 кг на тонну.
Система данной продувки существенно (на 15-20 %) повысила производи-
тельность печей и почти на 30 % увеличила стойкость всех элементов печи.
Таблица 3.5
Химический и зерновой состав масс
Масса Содержание, масс. % Размер фракции, мм
MgO СаО S1O2 Fe2O3 AI2O3
Ankerharth СР-30 77 19 0,7 2,7 0,3 0-5
Ankerharth TLS-2 74 21 0,6 3,7 0,3 0-8
Ankerharth NN-25 75 20 0,6 3,6 0,3 0-5
74
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Снижение в массе для набивки подины мартеновской печи содержания SiO2
способствует повышению ее стойкости в 1,1-1,2 раза.
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
В соответствии с профилем конвертера его футеровку подразделяют на сле-
дующие основные части: днище (неотъемное, отъемное и вставное), цилинд-
рическую часть и горловину. Кладка этих частей имеет некоторые особеннос-
ти, как вследствие своего расположения, так и условий службы.
Огнеупоры в кислородных конвертерах подвергаются воздействию основ-
ных шлаков, окислительно-восстановительных газов, металла при температу-
ре -1700 °C и выше и интенсивному истиранию вследствие турбулентной цир-
куляции металла и шлака.
Износ огнеупорной кладки конвертера происходит по следующим причи-
нам: оплавление огнеупоров в результате реакций со шлаком, образование тре-
щин вследствие перепада температур, механический износ под действием уда-
ров и сотрясений. Влияние упомянутых причин на разрушение огнеупорных
материалов различных частей конвертера неодинаково.
Огнеупорные материалы, из которых делают футеровку горловины должны
хорошо противостоять резким температурным колебаниям, возникающим в
процессе работы конвертера, выдерживать удары и сотрясения при загрузке и
при удалении с поверхности огнеупорной кладки настылей металла и шлака,
обладать хорошей смачиваемостью жидким металлом и шлаками.
Футеровка рабочего пространства со стороны загрузки (помимо поврежде-
ний, возникающих в процессе продувки) испытывает сильные механические
удары и сотрясения при загрузке конвертера. Кроме того, в ней возникают пе-
репады температур при загрузке в конвертер шихты. Поэтому футеровку этой
части огнеупорной кладки следует выполнять из огнеупоров, обладающих
высокой прочностью при нагреве и не подверженных образованию трещин и
сколов.
Футеровка рабочего пространства конвертера на уровне жидкого шлака дол-
жна обладать высокой устойчивостью к эрозионному воздействию расплава.
Для футеровки конвертеров применяют огнеупоры системы СаО - MgO - С.
Прежде всего это — смолодоломитовые, смолопериклазовые и смолодоломи-
топериклазовые безобжиговые изделия, получаемые из обожженного доломи-
та и периклазового порошка на смоляной связке. По мере интенсификации
работы конвертеров наблюдается непрерывное увеличение соотношения MgO/
СаО. Кроме того, изделия из доломита имеют свободную СаО и хотя смоляная
связка покрывает частицы СаО, но при производстве изделий происходит дроб-
75
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
ление частиц и появляется незащищенная смолой поверхность, что неизбеж-
но снижает стойкость изделий к гидратации в процессе хранения. Чаще всего
сроки хранения сформованных изделий не превышают 2-3 дня [5].
Для футеровки рабочего слоя применяют в основном безобжиговые изделия
на смоляной связке: ПИБС-75 (периклазоизвестковые с содержанием MgO >
>75 %, изготовленные из периклазовых доломитизированных порошков);
ПИБС-50 (то же, с содержанием MgO > 50 %); ПИБС-80 (периклазоизвестко-
вые с содержанием MgO > 80 %, сформованные на пековой связке); ИПБП
(известковопериклазовые на пековой связке из доломитового порошка). В ог-
неупорных изделиях, изготовленных на смоляной или пековой связках, содер-
жание углерода после их коксования составляет от 2 до 5 %.
В последние годы в футеровке конвертеров применяют огнеупоры с более
высоким содержанием углерода (до 30 %), который вводят в изделия в виде
графита: БПГК (безобжиговые периклазографитовые) и ПУ (периклазоугле-
родистые), а в качестве связующего применяют фенольные связки (СФП).
Применение фенольных смол и чистых оксидных материалов позволило
получить высококачественные периклазоуглеродистые изделия с повышенной
стойкостью к скалыванию и воздействию шлаков. Огнеупорные изделия на
фенольной связке не имеют выраженного минимума прочности, характерного
для изделий с каменноугольной смолой.
При температурах около 500 К в периклазоуглеродистых огнеупорах на связке
СФП происходят изменения пластичности связующего материала — феноль-
ной смолы, при этом линейные молекулы с относительно низкой молекуляр-
ной массой образуют сложные цепи и макромолекулы с поперечными связя-
ми. Эти превращения приводят к заметным изменениям в характере разруше-
ния материала при увеличении температуры. При температурах до 500 К фе-
нольное связующее остается достаточно пластичным и предотвращает быст-
рое распространение трещины, а разрушение происходит по пластическому
механизму. Напротив, при температуре выше 500 К характер разрушения свя-
зующего становится хрупким и разрушение под нагрузкой может происходить
быстро, в то время как в периклазовых изделиях, содержащих графит, и изго-
товленных на каменноугольной связке, быстрое распространение термичес-
ких трещин происходит при температурах свыше 1000 К, когда начинается
карбонизация каменноугольной смолы и превращение ее в кокс [18].
Прочность и зависимость “прочность - температура” для огнеупорных ма-
териалов с фенольной смолой сильно зависит от равномерности распределе-
ния связки в процессе смешения. Прочность изделий, не подвергнутых термо-
обработке, ниже прочности тех же изделий, прошедших термообработку пос-
ле прессования во всем диапазоне температур. Прочность изделий не подвер-
76
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
гнутых термообработке заметно изменяется в диапазоне температур от 350 до
430 К и она зависит от скорости подъема температуры при испытании на проч-
ность. Вероятно, что происходящие объемные и структурные изменения при-
водят к появлению пористости вследствие выделения летучих и усадки смо-
лы, и форма и размер образующихся пор и трещин будет зависеть от скорости
нагрева, ухудшая и изменяя прочностные свойства изделий, не подвергнутых
термообработке.
Поэтому, при выборе огнеупоров для кислородных конвертеров, элекгроду-
говых печей и ряда других аналогичных применений возникает ряд проблем,
связанных со стабильностью качества огнеупоров. Для этих целей рекоменду-
ется применять материалы, подвергнутые термообработке, свойства которых
проще контролировать.
Схема футеровки сталеплавильного конвертера с донной продувкой, футе-
рованного периклазоуглеродистыми изделиями, приведена на рис. 3.5.
Для огнеупоров горловины конвертера характерны специфические условия
службы: налипание металла на футеровку в результате его выбросов и резкие
термические удары.
Футеровка нижней конической части и днища контактируют с бурлящим
металлом и в меньшей степени — со шлаком. Футеровка цилиндрической ча-
сти разрушается преимущественно в результате химического взаимодействия
с бурлящим шлаком, нагретым до высокой температуры с последующим смы-
ванием рабочего слоя газовым потоком, металлом и шлаком. Служба огнеупо-
Рис. 3.5. Конвертор с донной продувкой:
1 — кожух; 2 — асбест; 3 — изделия мар-
ки ПУСК; 4 — изделия марки П или ХП;
5 — изделия марки ПУСК; 6 — легочные
блоки марки ПЛК, ПУПЛ и ПУПЛб; 7 —
изделия марки ПУПК-1
77
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
ров во всех зонах конвертера подвержена значительным термическим ударам
и воздействиям переменной газовой среды. Завалочная сторона футеровки
разрушается механически при загрузке скрапа и чугуна.
Футеровка сталевыпускного отверстия (летка) эксплуатируется в жестком
тепловом режиме: во время выпуска плавки рабочая поверхность быстро на-
гревается от 400-700 до 1600-1800 °C и подвергается истирающему воздей-
ствию жидкого металла и шлака. Поэтому, футеровка этой части конвертера
обладает высокими термостойкостью и прочностью.
Типичная конструкция сталевыпускной летки кислородного конвертера при-
ведена на рис. 3.6, а характеристика изделий, применяемых для футеровки
указаны в табл. 3.6.
Испытание сталевыпускных леток марки ПУПЛ-2-180 (табл. 3.6) из перик-
лазоуглеродистых шихт в футеровке сталевыпускного канала 370-т конверте-
ров показало их стойкость в 1,3 раза выше (84 выпуска) в сравнении со стой-
костью рядовых изделий ПЛК [24]. Разрушение леток происходило из-за окис-
ления углерода под влиянием высоких температур и окислительного потенци-
ала газовой фазы в конвертере и, как следствие, образование тонкого обезугле-
роженного слоя, который осыпается под действием тепловых нагрузок. Анти-
Рис. 3.6. Типичная конструкция футеровки выпуск-
ного отверстия кислородного конвертера: 1 — перик-
лазоуглеродистый огнеупор на химической связке (20
% С); 2 — набивная масса; 3 — стальной кожух; 4 —
рабочий слой футеровки; 5 — периклазовый огне-
упор, пропитанный пеком
Таблица 3.6
Характеристика изделий для сталевыпускиых отверстий конвертеров
Марка Химический состав, масс % Открытая пористость, % Кажущаяся плотность, г/см3 Предел прочности при сжатии, МПа
с MgO АЬОз FejOj СаО SiO2
ПЛК — 96,0 — 1,4 1,0 1,6 15,5 — 51,0
ПУПЛ 10,5 88,5 7,5 1,4 1,0 1,5 3,0 3,08 58,0
ПУПЛб 10,5 88,5 5,5 1,5 1,5 1,3 2,5 2,94 71,0
ПУПЛ-2-180’ 8,9 92,8 3,1 0,7 1,8 1,2 2,4 2,96 52,4
* С повышенной устойчивостью к термоокислению.
78
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
оксиданты замедляют процесс окисления углерода и тем самым повышают
стойкость летки. Боридные оксиданты показали более высокую стойкость по
всей вероятности за счет образования легкоплавкого борсодержащего распла-
ва на поверхности периклазоуглеродистого изделия.
Различие в условиях службы отдельных участков футеровки вызывают не-
равномерность ее износа, которая характерна для каждого конвертера и пред-
приятия. Как правило, износ футеровки конвертера, выполненного из одного
вида огнеупоров, происходит неравномерно. Поэтому в наиболее изнашивае-
мых частях футеровки применяют более высококачественные изделия (повы-
шенной плотности и прочности) и регулируют толщину футеровки в наиболее
изнашиваемых частях. Такая дифференцированная футеровка позволяет по-
высить стойкость на 50-100 и более плавок.
Эффективность использования футеровки оценивают по формуле:
Т1 = 7?фут-Лст 100, (3 Д)
^фут
где т| — коэффициент использования кладки; Рфуг — масса рабочего слоя фу-
теровки в начале компании, т; Рост — масса рабочего слоя футеровки в конце
компании (определяется массой выбитой футеровки), т.
Коэффициент использования кладки колеблется от 34 % (для футеровок из
одного вида огнеупоров) до 80 % для дифференцированной кладки.
Присутствие углерода в форме графита ограничивает глубину пропитки ог-
неупора металлом и шлаком. Такие огнеупоры имеют низкую скорость изно-
са, составляющую менее 0,6 мм/плавку. Однако, при высоких температурах
выпуска стали наблюдается снижение стойкости изделий вследствие восста-
новления периклаза углеродом.
С повышением содержания графита в периклазоуглеродистых изделия (мар-
ки: ПУ, ПУСК, ПУ ПК и другие) наблюдается резкое снижение в них шлака
уже при содержании 5 % и тем самым ограничивается процесс шлакования
огнеупора. Наблюдаются и другие изменения свойств изделий, показанные на
рис. 3.7. Ввиду того, что MgO и С не образуют эвтектики, изделия обладают
превосходными огнеупорными свойствами. Вследствие высокого коэффици-
ента теплопроводности, низкого коэффициента теплового расширения и низ-
кой упругости углерода периклазоуглеродистый кирпич обладает повышен-
ной стойкостью к растрескиванию, благодаря чему предотвращается проник-
новение шлака в кирпич и структурное растрескивание происходит с трудом.
Однако, периклазоуглеродистый кирпич имеет недостаточную стойкость к
окислению, что сказывается на сроке службы футеровки.
79
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Содержание графита, %
Рис. 3.7. Влияние содержания графита на свойства периклазоуглеродистых) изделий: 1 — теплопро-
водность; 2 — модуль упругости; 3 — глубина проникновения шлака
Рис. 3.8. Зависимость между содержанием углерода и свойствами периклазоуглеродистых изделий
Обычно при увеличении количества углерода в периклазоуглеродистых из-
делиях коррозионная стойкость и стойкость к растрескиванию повышаются, а
прочностные свойства и стойкость к окислению ухудшаются, что схематичес-
ки показано на рис. 3.8 [17].
Влияние размера частиц углерода (графита) оказывает на свойства кирпича
такое же большое влияние, как и его содержание. Чем больше размер частичек
графита (особенно с размером более 0,5 мм), тем выше стойкость периклазо-
углеродистых изделий к структурному растрескиванию и окислению, возрас-
тает стойкость изделий к эрозии металлом и шлаком.
3.2.1. Механизм износа углеродсодержащих изделий
Износ углеродсодержащих огнеупорных изделий (периклазоуглеродистых,
периклазошпинельноуглеродистых, шпинельноуглеродистых, периклазоизве-
стково-углеродистых и других) происходит главным образом вследствие об-
разования обезуглероженных слоев в результате окисления углерода с после-
дующим их отслаиванием из-за структурного растрескивания.
80
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Процесс износа протекает следующим образом:
1)за счет прилипания окисленного шлака и окисления поверхности футе-
ровки в ходе плавки на поверхности кирпича образуется обезуглероженный
слой;
2) в результате проникновения шлака в обезуглероженный слой формирует-
ся измененная зона материала;
3) измененная зона смывается потоком расплавленной стали;
4) вследствие изменения температуры происходит отслаивание пропитанного
шлаком слоя вместе с прилипшим шлаком, т.е. протекает процесс износа за
счет структурного растрескивания.
Структурное растрескивание в отличие от обычного растрескивания кирпи-
ча, характерного для основных огнеупоров, происходит в малых частях изде-
лия и трудно различимо макроскопически, однако оно явно проявляется на
уровне микроструктуры. Кинетика износа определяется скоростью образова-
ния обезуглероженного слоя на рабочей поверхности кирпича и обусловлено
следующими основными факторами:
1) окислением кислородом, содержащимся в конвертере (или другом печ-
ном агрегате) — газофазное окисление;
2) окислением содержащимся в шлаке компонентами — жидкофазное окис-
ление;
3) образованием слоя MgO (вторичного периклаза) при окислении магния
на рабочей поверхности кирпичей, образовавшегося в результате реакций
MgOT+ Ст —> Mgra3 + СОг с последующим окислением Mgra3 + ’/2О2 = MgOT. В
результате протекания указанных реакций на границе образуется плотный слой
вторичного MgO, появление которого повышает стойкость изделий в службе.
Для предотвращения окисления углерода в изделиях при их производстве в
шихту углеродсодержащих огнеупоров вводят добавки — антиоксиданты, в
качестве которых применяют дисперсные порошки металлов: Al, Mg, Si и их
сплавы. Антиоксиданты обладают большей энергией сродства к кислороду и в
первую очередь реагируют с ним, уменьшая тем самым парциальное давление
О2 в изделиях.
Плотный слой MgO (белая зона) устойчив к действию шлака с высоким от-
ношением CaO/SiO2 и очень быстро растворяется в шлаках с низким отноше-
нием CaO/SiO2 (кислых шлаках).
Слой MgO образуется при температурах приближающихся к 1800 °C, когда
давление О2 выше, чем давление СО, а шлак насыщен MgO и покрывает изде-
лие.
Наряду с испарением MgO идет восстановление SiO2 и при большой его кон-
центрации до SiO, а затем из-за повторного окисления образуется на некото-
81
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
ром расстоянии в изделии повышенная концентрация SiO2. Эта так называе-
мая “слабая” зона, обладает высокой пористостью и большим количеством
SiO2, следовательно она менее устройства к коррозии.
Две главные реакции определяют процессы формирования и износа огне-
упоров на углеродсодержащих связках: реакция восстановления оксида маг-
ния углеродом (MgO + С) и реакция окисления углерода (С + О2). Чем меньше
скорость этих реакций, тем лучше сформированы огнеупоры и выше их изно-
соустойчивость в службе [19].
Суммируя обе реакции взаимодействия запишем:
2MgO + 2С = 2Mg + 2СО и К = PMg4o4go^
где aMgO, ас — активности MgO и С, которые в случае твердых тел равны 1;
PMg, PCQ — парциальные давления паров магния и СО.
В условиях работы конвертера значения активностей не равны единице, так
так 0 < PMg < 1 и 0 < PCQ < 1. Если свободная энергия Гиббса А (7 < 0, то равно-
весие реакции восстановления MgO сдвигается вправо. Следовательно, ис-
пользуя выражение AG = АС° + RT In К, можно вычислить, какими должны
быть условия процесса, т.е. давления PMg и PCQ, а также температура Т, чтобы
эта реакция протекала. В общем случае, для того, чтобы эта реакция произош-
ла, необходимо снизить давление MgO и СО (особенно это важно учитывать
при эксплуатации периклазоуглеродистых огнеупоров в футеровке вакуума-
торов).
3.2.2. Механизм локального износа футеровки конвертера
Механизм локального износа включает растворение материала футеровки в
шлаке.
Величина износа футеровки 3 в конвертерах для некоторых огнеупоров при-
ведена в табл. 3.7.
При верхней кислородной продувке значение 3 меньше в сравнении с воз-
душным дутьем, а при донной кислородной продувке оно приближается к дон-
ной воздушной благодаря более густому и меньшему по содержанию FeO
шлаку.
В процессе аргоно-кислородного рафинирования величина 3 увеличивается
вследствие высокой температуры ванны и более длительной продувки, чем в
конвертерных процессах.
При донной продувке образуются всплески металла и шлака, которые затем
разрушаются на отдельные капли. Время взаимодействия с футеровкой опре-
деляется периодичностью:
82
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Таблица 3.7
Скорость износа конвертерной футеровки
Процесс Огнеупоры Средняя скорость износа, мм за одну плавку
Бессемеровский Динасовые 0,7
Малый бессемеровский 8,5
Томасовский Известковые (доломитовые) 2,2
С верхней кислородной продувкой через фурму:
одноканальную Известковые 3,2
Периклазовые 2,9
Смолоизвестковые 2,4
Смолопериклазовые 3,6
Смолоизвестковопериклазовые 1,8
Перикл азошпинелидные 2,4
многоканальную Известковые 2,5
Периклазовые 1,4
Смолоизвестковые 2,2
Смолоизвестковопериклазовые 1,5
Периклазошпинелидные 2,7
С верхней кислородной продувкой Известковые 3,3
фосфористых чугунов Периклазовые 3,0
Смолоизвестковые 3,8
Смолоизвестковопериклазовые 2,6
С донной кислородной продувкой Разные 1,5
Аргоно-кислородное рафинирование 8,3
Tc=Kl- -
л V’5
JL
ч£3 J
(3-2)
где KD — коэффициент пропорциональности, который равен 1,19 при донной
и 1,58 при верхней продувке; g — гравитационное ускорение; q — интенсив-
ность продувки на одно сопло одноканальной фурмы.
Коэффициент массопереноса р оксида огнеупорной футеровки в шлаке мо-
жет быть рассчитан по модели Данквертса [6]:
₽ = ш/2- (3-3)
где D — коэффициент молекулярной диффузии оксида. Тогда удельная интен-
сивность массопереноса составит:
83
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
I = рАС, (3.4)
где АС — разница концентраций насыщения шлака оксидом огнеупора Сн и
фактической его концентрацией в шлаке С, т.е. АС = Сн - С.
За время Т произойдет разрушение футеровки на величину:
3 = тАС(Р/тс)°’5/Сф, (3.5)
где Сф — концентрация в огнеупоре оксида, растворяющегося в шлаке.
Данные о коэффициенте диффузии оксидов (SiO2, СаО, MgO) в первом при-
ближении для температур сталеплавильных процессов 1250-1650 °C находят-
ся в пределах D = 10“10-10 9 см 1с.
Величина D от температуры выражается зависимостью:
D = 6,4-10^ехр(-16850/7). (3.6)
Наряду с износом футеровки химическим путем возможен эрозионный из-
нос в результате удара о футеровку всплесков и капель металла и шлака.
При ударе жидких капель о футеровку возникает давление гидравлического
удара:
Р = PJTC, (3-7)
где р — плотность жидкости в капле; W — скорость капли; С — скорость
звука в жидкости капли.
Если р превосходит предел прочности огнеупора при сжатии о,ж (р > <Дсж), то
происходит разрушение футеровки путем эрозии.
В местах интенсивного износа конвертеров с верхней кислородной продув-
кой величина р составляет 2,1-11,9 МПа, а величина осж в диапазоне темпера-
тур 1250-1650 °C для основных огнеупоров составляет от 10-60 до 0,5^4 МПа.
Главную роль в механизме эрозионного износа играет вязкость шлака на
поверхности футеровки. Вспенивание шлака уменьшает скорость эрозионно-
го износа, так как капли, вылетающие из зоны дутья, будут задерживаться
шлаком, но при этом возрастает вероятность растворения огнеупора химичес-
ким методом.
Изложенный механизм локального разрушения футеровки лежит в основе
образования зон повышенного износа отдельных мест в кладке конвертера,
например в зоне цапф, “повалочных карманов” и других участков, образова-
ние которых зависит от технологии ведения процесса плавки.
Например, замер остаточных толщин футеровки конвертера с помощью ла-
зерной установки марки LR 2000 DELTA показал, что наиболее изнашиваемы-
84
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
ми участками, лимитирующими эксплуатацию конвертера, являются зоны слива
в районе цилиндрической части и верхнего конуса, повалочные карманы меж-
ду цапфами и загрузкой и район горловины [38], причем зона повал очных кар-
манов располагается не на уровне 12-32 рядов, как полагали ранее, а выше, на
уровне 20-40 рядов. Выявлен также интенсивный износ нижней части футе-
ровки конвертера на уровне 8-20 рядов. Такой анализ позволил скорректиро-
вать схему применения огнеупоров и довести стойкость конвертера до 4229
плавок (максимально).
Применение периклазоуглеродистых изделий привело к некоторым отрица-
тельным явлениям. Периклазоуглеродистые изделия имеют высокую тепло-
проводность; их теплопроводность приблизительно в пять раз выше, чем у
периклазодоломитового кирпича [13].
Поэтому температура кожуха кислородного конвертера с футеровкой из пе-
риклазоуглеродистого материала возросла до 506 °C, которая приблизительно
на 200 °C выше, чем с периклазодоломитовой футеровкой [14]. Когда констру-
ировали кожух кислородного конвертера, не предполагали, что он достигнет
такой высокой температуры. В результате в кожухе кислородного конвертера,
футерованного периклазоуглеродистыми материалами, происходит значитель-
ное коробление и образование трещин особенно в местах локального износа,
а это вызывает необходимость обновления кожуха раньше установленного
времени. Одним из методов по устранению этого недостатка является охлаж-
дение кожуха (воздушное или водяное).
3.2.3. Увеличение срока службы футеровки конвертера
Регулирование состава шлака. Повышенное содержание кремния в жид-
ком чугуне, оксидов железа в шлаке и количество загружаемых флюсующих
добавок, а также повышение температуры продувки и ее продолжительности
заметно снижают срок службы рабочий футеровки конвертера. В наибольшей
степени на срок службы влияет температура продувки. Так, при повышении
температуры жидкого металла в конце продувки примерно на 100 °C срок служ-
бы футеровки снижается на 60-70 плавок. С другой стороны, при повышении
основности шлака и количества загружаемого оксида магния срок службы фу-
теровки конвертера увеличивается. Таким образом, регулируя состав шлака,
за счет увеличения концентрации в нем MgO, можно повысить стойкость фу-
теровки.
Считается, что скорость реакции растворения огнеупоров в жидком шлаке
определяется диффузией компонентов огнеупора в шлаке. Если считать, что
диффузия определяет скорость процесса, то скорость растворения периклазо-
вых огнеупоров, согласно законов Фика, можно выразить уравнением:
85
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
V ~ fip (QgO. нас CMgO ) ,
(3-8)
где V — скорость растворения огнеупоров; D — коэффициент диффузии, см2/с;
3 — толщина диффузионного слоя, см; р — плотность шлака, г/см3; CMg0Hac —
концентрация насыщения MgO в расплавленном шлаке, г/см3; CMg0 — текущая
концентрация MgO в расплавленном шлаке, г/см3.
Принцип регулирования состава шлака, как видно из уравнения (3.8), осно-
ван на том, что увеличение концентрации MgO в шлаке и приближение к нулю
разности (CMg0 нас - CMg0) дает возможность существенно уменьшить скорость
растворения огнеупора. В качестве источника MgO для регулирования соста-
ва шлака применяют необожженный или слабо обожженный доломит.
Количество MgO, обеспечивающее предотвращение износа огнеупора, т.е.
обеспечивающее нулевое значение величины (CMg0 нас - CMg0), составляет (в
зависимости от состава шлака) от 6-7 до 9-10 %. Эта величина зависит от
режимов процесса и вполне совпадает с растворимостью MgO в шлаке систе-
мы СаО - FeO - SiO2 и составляет 6-5-8 % (при содержании SiO2 в шлаке в
количестве 14 %) [15].
При содержании MgO 6-8 % вязкость шлака резко возрастает и температура
его размягчения и плавления также повышаются (рис. 3.9).
Поэтому, механизм регулирования состава шлака сводится к следующему.
Добавляя в расплавленный шлак MgO в количествах сверх предела насыще-
ния, уменьшают скорость растворения огнеупоров в шлаке и тем самым пре-
MgO, %
MgO, %
Рис. 3.9. Влияние оксида магния на температуру размягчения и плавления шлака, а также его вяз-
кость в середине процесса продувки конвертора при основности шлака 1,75 (а) и (3,8) (б)
86
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Таблица 3.8
Состав магнезиальных материалов, вводимых в шлак
для нанесения гарниссажа на футеровку конвертора
Материал Содержание, масс. %
MgO SiO2 CaO Д^прк
СМГ-1 55,2 0,82 1,7 38,3
ФМБ-1 89,4 1,23 2,07 3,48
дотвращают их эрозию. Наряду с этим MgO увеличивает вязкость шлака и
повышает его температуру размягчения и плавления, что способствует нали-
панию шлака на поверхность огнеупоров и созданию защитного слоя [16].
Увеличение MgO в конечном шлаке достигается путем введения материалов
с высоким содержанием MgO и с одновременным быстрым его растворением
в шлаке. ОАО “Комбинат “Магнезит” выпускает саморазрушающиеся магне-
зиальные гранулы марок СМГ и ФМБ, изготовляемые методом гранулирова-
ния. Химический состав гранул приведен в табл. 3.8 по зерновому составу гра-
нулированный материал представляет собой фракцию с размерами от 10 до
40 мм. Присадку гранул на конвертерный шлак осуществляют после выпуска
металла из конвертера перед нанесением шлакового гарниссажа на футеровку.
С целью быстрого растворения в конверторных шлаках разработан ряд со-
ставов флюсов с повышенным содержанием оксидов магния и потерями при
прокаливании (Атпрк). Большие потери (Д/ипрк) вызывают разрушение гранул
при нагревании и их быстрое растворение в шлаке.
Предложенные флюсы, изготовленные методом гранулирования исходных
материалов, получили название саморазрушающихся магнезиальных гранул
(СМГ). Их состав приведен ниже [39];
Марка СМГ Массовая доля, %
MgO SiO? Fe2Oj AI2O, С
СМГ-0, СМГ-1 50-70 1,5-3,0 1-2 0,2-0,5 Сл. 25-45
СМГ-5С 48-53 0,7-0,9 1-2 0,3-0,6 4-6 36-45
СМГ-юс 47-50 0,8-1,3 1-2 0,3-0,6 8-11 34—47
СМГ-15С 45-48 1,1-1,5 1-2 0,3-0,6 12-16 32-55
СМГ-10 55-65 1,0-2,0 7-9 0,2-0,6 Сл. 20-25
Указанные флюсы готовили путем гранулирования. Прочность гранул при
точечном сжатии составляла 50-70 Н. Свойства готовых гранул приведены в
табл. 3.9.
При промышленном испытании в 350-т конверторе ОАО ММК гранул СМГ-
1, которые имели фракционный состав 10-40 мм, показало их преимущество в
87
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
Таблица 39
Свойства самораспадающихся гранул
Содержание кокса, % Предел прочности при точечном сжатии, Н Кажущаяся плотность, г/см3, гранул диам Насыпная плотность валовой пробы, кг/м3
на выходе из тарели через 15 мин через 1 ч через сутки у гранул диам 10/20 мм
5 60-70 95 140 250/460 2,22/2,26 1250
10 45-55 83 128 220/445 2,22/2,25 1220
15 40-50 60 120 200/415 2,19/2,23 1200
сравнении с зарубежными аналогами. Гранулы вводили в шлак после выпуска
металла из конвертора перед нанесением гарниссажа на футеровку.
Сравнительные свойства гранул СМГ-1 и других приведены ниже [39]:
Гранулы Массовая доля, %
MgO SiO2 СаО
ФМБ-1 89,4 1,23 2,07 3,48
DCMG-66 65,8 1,3 0,8 30,5
СМГ-1 55,2 0,82 1,7 38,5
На опытных плавках при меньшем расходе гранул СМГ-1 (3,2 кг/т стали),
содержавших 55,2 % MgO, прирост содержания его в шлак составил 1,5 %,
тогда как на сравнительных плавках с использованием DCMG-66 (Китай) с
65,8 % MgO, на которых расход материала был несколько выше (3,4 кг/т ста-
ли), прирост равняется 1,0 % (табл. 3.10).
Степень усвоения оксида магния шлаковым расплавом оценивали как отно-
шение фактического изменения концентрации MgO в шлаке и расчетному зна-
чению, определенному по уравнению:
[^шл +/wM(1-°>olAwnpK)](W0ii -^(AfgO)!
+'”M(l-0,0bXpK)
где — масса шлака, оставленного в конверторе для нанесения гарниссажа
на футеровку, т; ти — расход магнезиального материала на шлак после слива
металла из конвертора, т; (MgO)( и (MgO)n — концентрация MgO в шлаке
соответственно перед и после присадки флюса; А^прк — потери массы при
прокаливании, %. Степень усвоения MgO при использовании гранул СМГ-1
составляла 77 %, что значительно выше в сравнении с материалами DCMG-66
и ФМБ-1 (табл. 3.10).
88
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Таблица 3.10
Усвоение оксидов магния шлаковым расплавом при использовании магнезиальных
флюсов по окончании продувки металла в конвертере
Показатели Опытные плавки с СМГ-1 Сравнительные плавки с флюсами
DCMG-66 ФМБ-1
Число плавок и 6 4
Расход магнезиальных флюсов, кг/т:
СМГ-1 DCMG-66 ФМБ-1 3,26 3,4 2,15
Температура металла по окончании продувки, °C 1676* 1675 1664
Массовые доли**, %:
СаО 40,3/41,9 39,6/40,2 42,2/42,2
SiO2 14,1/12,7 13,7/12,5 13,2/11,9
FeO 25,7/24,9 28,4/28,3 28,2/29,0
MgO 13,1/14,6 12,3/13,2 10,5/10,8
CaO/SiO2 2.86/3.3 2.89/3.22 3.2/3.55
Количество MgO, введенного магнезиальными 1,8 2,24 1,92
флюсами, кг/т:
A/MgO),^,, % 1,5 1,0 0,3
A(MgO)pac4, % 2,7 3,3 2,9
Усвоение материала, % 77 68 45
* Без данных М31111.
** Числитель — химический состав шлака перед сливом металла, знаменатель — после раздува шлака.
При торкетировании MgO улучшает адгезионные свойства торкретматериа-
лов и таким образом снижает износ огнеупоров в целом и повышает срок служ-
бы футеровки.
Однако, при увеличении содержания MgO в шлаке повышается его вязкость
и температура плавления, что весьма невыгодно, если исходить из эффекта
рафинирования жидкой стали шлаком. Кроме того, предельная растворимость
MgO в шлаке, о которой говорилось выше, это концентрация ее в момент окон-
чания процесса продувки, а в начальный период продувки, когда содержание
СаО и основность шлака низки, эта предельная растворимость MgO весьма
высока и износ рабочего слоя футеровки значителен.
В случае регулирования состава шлака даже при одинаковых количествах
добавок доломита эффект его различен в зависимости от момента и способа
его введения.
Другие методы повышения срока службы. Существует ряд методов защи-
ты футеровки конвертора в процессе службы: факельное и полусухое торкети-
рование, нанесение шлакового гарниссажа, оптимизация технологических па-
89
Гпава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
раметров ведения конвертерной плавки. Так, в условиях эксплуатации ММК
основными способами защиты футеровки конвертора по ходу кампании явля-
ются: нанесение шлакового гарниссажа раздувом конечного шлака азотом,
полусухое торкетирование и подварка конвертора. Наиболее эффективным
методом является нанесение шлакового гарниссажа. Установлено, что мини-
мальная доля плавок с раздувом шлака на кампанию должна быть не менее
95 %, т.е. гарниссаж должен наноситься практически ежеплавочно. В этом слу-
чае новый слой шлака наносится поверх остаточного слоя гарниссажа от пре-
дыдущей плавки. В результате к середине кампании нарастает слой шлака тол-
щиной около 50-100 мм, который не удаляется после слива плавки и хорошо
защищает огнеупорную футеровку.
Раздув шлака осуществляют азотом под давлением с помощью кислородной
фурмы. Расход азота при раздуве шлака в 370-т конвертере составляет 900-
1200 м3/мин. Время раздува составляет от 3 до 8 мин. За счет применения тех-
нологии раздува и других мероприятий фирма LTV (США) достигла рекорд-
ной стойкости футеровки — 15658 плавок, при этом коэффициент использо-
вания конвертера возрос с 78 до 97 %, удельный расход огнеупоров составил
0,38 кг/т стали, а по последним данным эта фирма достигла стойкости >30 000
плавок [7]. Состояние шлака - один из наиболее важных параметров процес-
са. Если шлак очень жидкий, он стекает по футеровке конвертера. Введением
MgO повышают вязкость. Оптимальная величина содержания MgO в шлаке
составляет 8-14 % [8].
Торкретированием восстанавливают, как правило, локальные места и зоны
повышенного износа.
Рабочую футеровку конвертера выполняют в два оката (рис. 3.10) или в один
(рис. 3.5). В результате перехода от двухокатной схемы кладки футеровки к
одноокатной, полностью из изделий марки ПУПК, стойкость возросла за счет
того, что при двухокатной схеме изделия первого оката при остаточных тол-
щинах —100 мм обрушались. Одноокатная схема позволяет использовать эту
толщину, сократить скорость износа до 0,3 мм/плавку и увеличить продолжи-
тельность кампании примерно на 300 плавок, а расход огнеупоров снизить до
1,69 кг/т стали [20]. За рубежом также применяют одноокатную футеровку с
целью снижения скорости износа [12].
Швы в огнеупорной кладке всегда были наиболее слабым местом, по кото-
рым происходит проникновение металла и шлака. Кладка футеровки с исполь-
зованием различных мертелей не гарантирует равностойкости швов с огне-
упорными изделиями.
Углеродсодержащие огнеупорные изделия укладывают в футеровку без мер-
теля. Такое выполнение кладки предъявляет повышенные требования к гео-
90
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Рис. 3.10. Схема кладки футеровки 100—130-т конвертора: 1 — смолодоломитовын или периклазош-
пинельный кирпич; 2 — магнезитовый кирпич; 3 — шамотный кирпич; 4 — смоломагнезитовая
набивка
метрической точности изделий с минимальными допусками. Отсутствие спе-
кания углеродсодержащих изделий в местах контакта вызывает выпадение
изделий при наклоне конвертера. Особенно неустойчивой является кладка
углеродистыми изделиями в горловине конвертера.
Для повышения жесткости кладки и герметизации швов разработана огне-
упорная клеевая композиция [21, 22, 23].
Техническая характеристика некоторых клеевых композиций приведена в
табл. 3.11. Предел прочности клеевого соединения в 2-3 раза выше передела
прочности при изгибе периклазоуглеродистых изделий (табл. 3.12). Использо-
вание клеевой композиции превращает футеровку в единую монолитную струк-
туру, что существенно снижает скорость окисления и коррозию углеродсодер-
жащих изделий и устраняет одну из причин интенсивного износа футеровки и
проникновения металла и шлака.
91
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Таблица 3.11
Характеристика клеевых композиций
Марка клеевой композиции Заполнитель Массовая доля, % Предел прочности клеевого соединения на сдвиг, МПа, после термообработки при температуре, °C
MgO С 100 800
ПУКК Спеченный периклаз 90 16 3,07 0,50
ПУКК-1 Плавленный периклаз 93 16 4,12 0,60
ПУКК-2 Плавленный периклаз 92 16 4,20 2,05
Таблица 3.12
Высокотемпературные прочности при изгибе клеевого соединения ПУКК-2
и периклазоуглеродистых изделий
Температура испытания,°C Предел прочности при изгибе, МПа
клеевого соединения периклазоуглеродистых изделий
600 18,1 3,9
1000 11,8 4,1
1400 9,9 4,0
Клеевая композиция ПУКК используется для кладки горловин и верхнего
конуса конвертеров. Положительный эффект от применения клеевой компо-
зиции получен при футеровке сталеплавильных ковшей, особенно в футеров-
ке шлакового пояса, бойном месте и монтаже легочного узла (рис. 3.6) с ис-
пользованием клеевой композиции при сборке леточных блоков. Стойкость
таких леточных узлов на 30 % выше и составляет 125 плавок.
При монтаже футеровки конвертера образуются пустоты в местах стыка клад-
ки между днищем и стенами конвертера, между легочными блоками и футе-
ровкой, зазоры между гнездовыми блоками и кладкой днища, зазоры между
рабочим и арматурным слоем и другие. Указанные пустоты заполняются на-
бивной массой на основе спеченного ППФ и плавленного ППФ-1 периклазо-
вых порошков, содержащих фосфатные соединения. При затворении их водой
получают либо набивные (7 % Н2О), либо наливные (8 % Н2О) массы готовые
к применению. Прочностные свойства масс зависят от давления при укладке.
Технические характеристики массы после уплотнения под давлением 10 МПа
и термообработки при 200 °C приведены ниже [21]:
массовая доля, %...............................93 MgO, 5 С
предел прочности при сжатии, МПа..................30
кажущаяся плотность, г/см3........................2,78
92
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Рис. 3.11. Зависимость расхода и стоимости огнеупоров от стойкости футеровки конвертера: 1 —
расход торкрет-масс; 2 — то же, кирпича; 3 — то же, всего огнеупоров; 4 — стоимость огнеупоров
открытая пористость, %............................. 14
зерновой состав, мм:...............................0-5
Необходимо отметить, что рекордные кампании со стойкостью футеровки
10 000 плавок и выше [9,10] носили рекламный характер и были проведены с
целью демонстрации возможностей метода горячего торкретирования футе-
ровки кислородных конвертеров, так как при стойкости футеровки выше 3000-
4000 плавок возрастает общий удельный расход огнеупоров и их стоимость
(рис. 3.11).
Большое значение для службы огнеупоров после конвертера (ковш, пром-
ковш и т.п.) имеет отсечка шлака, предотвращающая попадание конвертерно-
го шлака при выпуске металла в ковш.
Имеется большое количество устройств, обеспечивающих бесшлаковый слив
металла путем механического перекрытия выпускного отверстия. Отсечка
шлака обеспечивает, кроме того, уменьшение расхода раскислителей, повы-
шается эффективность использования шлакообразующих присадок. В Евро-
пе, Японии и Китае наиболее эффективной считается газодинамическая от-
сечка шлака. При этом способе выпускное отверстие после появления в нем
шлака закрывается чугунным стопором. Через отверстие в пробке стопора под
давлением подается азот, отсекающий шлак.
3.2.4. Огнеупоры зарубежных фирм для футеровок конвертеров
Огнеупорные фирмы КНР, США и других государств поставляют на россий-
ский рынок значительное количество огнеупорных материалов, в том числе и
для футеровки конвертеров. Некоторые эксплуатационные показатели работы
футеровок конвертеров ОАО “Северсталь” приведены в табл. 3.13 [2].
93
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Таблица 3.13
Некоторые эксплуатационные характеристики футеровки конвертеров
ОАО “Северсталь”
Показатели Футеровка из огнеупоров
“Майертон” (Китай) “Нарко” (США) “Файгер” (Австрия) ПУПК-8 (Россия)
Масса рабочей футеровки, т 773 568 630 730
Максимальная стойкость, плавки 1568 3053 2943 1675
Толщина кладки рабочего слоя, мм:
загрузка 1200 762 800 900
цапфы и слив 1200 762 900 900
Среднее содержание MgO в шлаке, % 3+4 1144 10+11 10+11
Число операций ремонта:
раздув шлака — 2079 1835 118
полусухое торкретирование 76 677 305 —
факельное торкретирование 411 121 693 683
подварка 86 95 82 —
подварка загущенным шлаком — 701 — 14
Общее время ухода за футеровкой, % 10 19 17 14
Количество ремонтных материалов на кампанию, т:
торкрет-масс 104 450 — —
доломита — 32685 25215 14350
боя изделий 985 1109 980 760
факельной смеси 4100 1200 6900 6930
Как следует из данной таблицы стойкость футеровки определяется не толь-
ко фирмой-изготовителем огнеупоров для конвертеров, но и уходом за ней,
ходом технологического процесса, например содержанием MgO в шлаке, чис-
лом операций по ремонту и другими показателями. Поэтому, вероятно пра-
вильно было бы оценивать эффективность работы футеровки не в килограм-
мах огнеупора на тонну стали (кг/т), а в рублях на тонну стали (руб./т). В этом
случае будут учтены все расходы на футеровку, в том числе и на обслуживание
ее в процессе эксплуатации.
На ОАО НТМК условия эксплуатации конвертеров значительно отличаются
от других комбинатов и это объясняется более сложными условиями службы
огнеупоров. Стойкость футеровки конвертеров на протяжении длительного
периода не превышала 800-900 плавок. Внедрение шлакового режима позво-
лило повысить стойкость футеровки до 2000 и более плавок [25].
Пониженная стойкость футеровки при производстве стали из ванадиевого
чугуна, ввиду малошлакового процесса, наносимое покрытие при раздуве
шлака, имеет незначительную толщину и легко смывается потоками металла
94
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
и шлака, а поверхность конуса зачастую не покрывается шлаком. Эту приво-
дит к интенсивному износу футеровки в зоне контакта со шлаком, в особенно-
сти над леткой и в противоположной — заливной стороне. Износ затем рас-
пространяется в обе стороны по окружности и достигает критической величи-
ны, при которой любые манипуляции с конвертером ведут к выпадению кир-
пичей из футеровки. Применение клеевой композиции ПУКК при кладке по-
высило стойкость футеровки, а первичные признаки износа футеровки конуса
наступают после проведения 500-700 плавок.
Схема кладки 160 т конвертера ОАО НТМК приведена на рис. 3.12, а свой-
ства огнеупоров фирмы “Майертон” — в табл. 3.14, из которой следует, что
периклазоуглеродистый огнеупор (S), обладающий повышенной прочностью,
применяют в загрузочной части, горловине и со стороны летки; изделия марки
(N) — для зон цапф, a (Q) — для рабочего слоя днища.
Футеровка 60-т конвертера газокислородного рафинирования коррозионнос-
тойких сталей (ОАО “Днепроспецсталь”) выполняется основными огнеупора-
ми: хромитопериклазовыми (ХП), периклазохромитовыми (ПХ) и периклазош-
пинелидными (ПШ). Средняя стойкость такой футеровки толщиной 690-920 мм
составляет 28-32 плавки. Конвертер останавливают на ремонт в основном из-за
полного износа футеровки по шлаковой линии на стороне повалки.
По предложению фирмы “LWB Refractories” (ФРГ) указанные огнеупоры
были заменены на три вида доломитовых изделий и шести видов огнеупор-
ных масс и порошков [11].
Состав и свойства огнеупорных материалов приведены в табл. 3.15, а схема
футеровки конвертера указанными огнеупорами приведена на рис. 3.13.
Футеровку цилиндрической части стен и на стороне повалки до уровня гор-
ловины, а также в зоне донных фурм вы-
полнили из обожженного доломитового
кирпича на керамической связке
“Sindoform KD-65”. Верхнюю часть футе-
ровки стен на стороне слива и футеровку
днища - обожженным доломитовым кир-
пичом на керамической связке “Sindoform
KD”, а горловину выполнили из безобжи-
Рис. 3.12. Схема кладки 160-т конвертера ОАО
НТМК: I — МСР 97123 (S); 2 — МСР 9716 (Q);
3 — легочные блоки ПХ
95
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
Таблица 3.14
Основные показатели огнеупоров фирмы “Майертон Рефракторис”
Характеристика MCP 9716 (Q) MCP 9819 (N) MCP 9712 (S)
Содержание, %:
MgO 82,2 81,7 85,0
С 12,7 14,2 9,6
антиоксидант 2,5 2,5 2,6
Содержание MgO в сырье, %, не менее 97,0 98,0 97,0
Количество плавленых зерен в шихте, % 100 100 100
Открытая пористость, %, не более 3,0 4,0 4,0
Кажущаяся плотность, г/см3 2,90 2,95 3,0
Предел прочности при сжатии, МПа, не менее 35,5 35,5 40,0
Рис. 3.13. Схема футеровки конвертера доло-
митовыми (периклазоизвестковыми) огнеупо-
рами
гового термообработанного доло-
митового кирпича на пековой связ-
ке “Sindoform Т”.
Толщина футеровки стен состави-
ла в нижнем конусе 500-700, в цен-
тральной части — 400-650, горло-
вине — 300-400 и днище — 1000
мм. Однако, общая масса футеров-
ки была на 33 % меньше прежней
вследствие изменения кладки в
один окат, тогда как в прежней схе-
ме кладки предусматривалось 2-3 оката с перевязкой между ними изделиями
длиной 230 и 460 мм.
Стойкость футеровки стен конвертера в среднем составила 85 плавок и пре-
высила стойкость ХП и ПХ изделий в 2,8 раза. Наибольший износ футеровки
из известковопериклазовых изделий наблюдался в горловине футеровки на
стороне повалки. Износ доломитовых огнеупоров в днище конвертера соста-
вил 10 мм на кладку. Несмотря на некоторые экономические издержки, свя-
занные с переходом на новую футеровку, затраты оказались на 1,5-1,7 долл./т
стали меньше, чем при действующей технологии.
96
Состав и свойства огнеупорных материалов
4. Кащеев И Д.
Таблица 3.15
Наименование (назначение) Массовая доля, % Свойства 6
MgO СаО SiO2 А12О3 РегОз Мп3О4 плотность, г/см3 прочность, Н/мм2
Кирпи 4U
“Sindoform KD65” (стены) 61,6 36,5 0,7 0,4 0,7 0,2 2,983 66
“Sindoform M-KD” (днище, стена — верхняя часть стороны повалки) 40,2 57,5 0,9 0,5 0,7 0,2 2,957 106
“Sindoform М-Т” (горловина)*1 41,1 56,4 0,9 0,6 0,8 0,2 2,907 41
Огнеупорные массы
“Sindomix С-11309” (для уплотнения кладки стен между контрольным и рабочим слоями)*2 41,6 56,1 0,8 0,5 0,8 0,2 1,92 —
“Jebco Ram TL” (масса для уплотнения стыка между днищем и стеной) 39,1 58,3 1,1 0,6 0,9 — 2,84 13,8
“Jebco DS Slab” (масса для уплотнения кладки днища и его пристыковки) 39,0 57,6 1,9 0,6 0,9 — 2,821 9,2
“Magne-Ram 957” (масса для уплотнения боков сливного отверстия продувочных фурм)*3 92,6 1,4 1,4 0,8 0,6 — 2,14 —
Огнеупорные порошки
“Sindomix М-11301” (для засыпки швов кладки днища)*4 38,0 59,7 0,7 0,4 1,0 0,2 1,58 —
“Sindomix М-11302” (порошок для выравнивания кладки, горизонтальных швов)* 32,5 59,5 4,3 1,2 1,1 0,2 1,27 —
* ' Содержит также 5,6 % С. * 2 Зерновой состав, %: 3,15 мм — 98, 0,315 мм — 57, 0,09 мм — 34. * 3 Содержит также: 0,3 % В2О3; 1,1 % Сг2О3; 0,5 % Na2O. * 4 Зерновой состав, %: 0,5 мм — 100; 0,315 мм — 96; 0,09 мм — 13. * 5 Зерновой состав, %: 0,315 мм — 100, 0,09 мм — 97, 0,063 мм — 85 * 6 Пористость изделий Sindoform, %: KD65 — 13,0; M-KD — 12,3; М-Т — 5,2.
3.2. Огнеупоры для футеровки сталеплавильных конвертеров
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Из разнообразных по принципу работы плавильных агрегатов, использую-
щих в качестве источника тепла для плавки металла электрический ток (печи
сопротивления, индукционные, дуговые), наиболее широкое распространение
получили установки дугового нагрева, которые подразделяют на дуговые печи
переменного тока, дуговые печи постоянного тока и плазменнодуговые печи.
Конструктивно дуговые сталеплавильные печи на постоянном токе незначи-
тельно отличаются от обычной трехфазной ДСП [16].
Наиболее широкое распространение в электросталеплавильном и ферро-
сплавном производстве нашли дуговые печи переменного тока, развитие кото-
рых за последние годы отражено в табл. 3.16.
Различают ДСП с выпуском стали через желоб, сифон и дно. В последнем
случае сталь может выпускаться в центре подины либо в специальном выпус-
ке — эркере [27, 2].
По вместимости различают мало (0,5-20 т), средне (25-50 т) и крупнотон-
нажные (>100 т) печи.
Таблица 3.16
Технико-экономические показатели ДСП различных поколений
I II III IV
До 60-х 60-е 70-е 80-е
Удельная номинальная мощность, кВА/т 200 400-500 650-800 До 1000
Длительность плавки, ч, для 100 т печей 4-6 2,5-3,5 1,5-2,0 1,0-1,25
Производительность, т/ч 15-25 30-40 50-70 До 100
Футеровка свода Периклазохромитовая, корундовая Водоохлаждаемые панели (центральная часть свода из корундовых и периклазохромитовых огнеупоров)
Стойкость свода, плавок до 200 Панели до 7000 Футеровка центральной части до 400
Футеровка стен Периклазовая, периклазохромитовая Водоохлаждаемые панели, шлаковый пояс и откосы из периклазоуглеродистых и периклазовых огнеупоров
Стойкость стен, плавок До 150 Панели до 4000 Футеровка шлакового пояса до 300
Футеровка подины Периклазовая Периклазовая
98
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Производительность печей зависит не только от вместимости, но и от энер-
гетических возможностей: мощности трансформатора и наличия других ис-
точников энергии, например топливно-кислородных горелок. Отношение мощ-
ности трансформатора (кВА) к вместимости печи (т) носит название удельной
мощности ДСП (кВА/т). По этому признаку ДСП подразделяют на печи обыч-
ной (250-500 кВА/т), высокой (450-1000 кВА/т) и сверхвысокой (550-1300 кВА/
т) мощности.
По характеру горения электрической дуги ДСП делят на три группы: с зави-
симой, с закрытой и независимой дугой.
В печах первой группы электрическая дуга горит между одним или несколь-
кими электродами и нагреваемым металлом; во второй - под слоем твердой
шихты или пенистого шлака, при этом часть тока может протекать между элек-
тродами через шихту, а при погружаемости электродов в шлак — через рас-
плав.
В печах третьей группы дуга горит, как правило, между двумя электродами.
В ДСП различают следующие элементы огнеупорной кладки: подина и от-
косы, стены, свод и сталевыпускные устройства.
3.3.1. Огнеупорная футеровка отдельных элементов ДСП
Для выполнения футеровки ДСП применяют различные огнеупорные мате-
риалы. В зависимости от технологии выплавки стали футеровку печей выпол-
няют из кислых (динас) или основных материалов (периклазовые, перикла-
зохромитовые и др.) [1].
Классификация по футеровке ДСП позволяет их разделить на следующие
типы: классический вариант, когда стены, подина и свод выполняются из ог-
неупорных материалов и изделий, и ДСП с водоохлаждаемыми элементами
взамен огнеупорной футеровки. Сверхмощные ДСП с удельной мощностью
от 400 кВА/т и выше, как правило, оборудованы водоохлаждаемыми панелями
стен и сводов, стойкость которых превышает 3000 плавок.
Подина и откосы. Подина и откосы непосредственно контактируют с ме-
таллом и шлаком. Наибольшее воздействие на футеровку подины и откосов
оказывают FeO и кремнезем шлака. Оксид магния, попавший из футеровки в
шлак, уменьшает его химическую активность, что неизбежно вызывает повы-
шенный расход шлакообразующих материалов для нейтрализации MgO и уве-
личение расхода электроэнергии, поэтому рабочий слой подины должен обла-
дать высокой огнеупорностью, термостойкостью, противостоять коррозион-
ному и эрозионному воздействию металла и шлака. Кроме того, подина долж-
на быть механически прочной, чтобы выдержать удары при загрузке шихты.
4*
99
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Рис. 3.14. Футеровка подины и откосов ДСП: а, б — сопряжение кладки подины и откосов; в —
набивная подина; г, д — варианты набивки откосов
Кладку подин и откосов выполняют из периклазовых изделий. Как правило,
подина состоит из трех слоев: верхнего набивного, кирпичной кладки, по ко-
торой осуществляется набивка, и теплоизоляционного слоя (рис. 3.14). Общая
толщина футеровки равна максимальной глубине ванны.
На металлический кожух печи укладывают изоляционный слой, состоящий
из асбеста, шамотного порошка и двух рядов шамотного кирпича, уложенных
на плашку. С целью перекрытия швов кладки каждый последующий ряд кир-
пича разворачивают на 45° по отношению к нижележащему.
Периклазовая кладка подины выполняется из нескольких (5-6) рядов кир-
пича. Подина выкладывается либо “елочкой” либо линейными рядами, начи-
ная от центра печи к стенам. Швы кладки не должны совпадать. После кладки
швы засыпаются периклазовым порошком и ряд простукивается ударами де-
ревянного молотка. Между кладкой подины и изоляцией стенок кожуха остав-
ляют температурный зазор 70-80 мм, который засыпают периклазовым по-
рошком.
Откосы выкладывают уступами из периклазового кирпича на “плашку” до
уровня основания стен. При кладке откосов применяют бумажные, толевые
или деревянные прокладки для выполнения температурных швов, величина и
количество которых рассчитывается в зависимости от типа печи и температу-
ры в различных слоях кладки. Между кожухом и откосами оставляют верти-
кальный зазор шириной 20-25 мм на печах вместимостью до 50 т, 40-45 мм на
печах вместимостью 100 т и 50-60 мм — 150-200 т. Зазор заполняют перикла-
зовым порошком.
100
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Набивку рабочего слоя подины и откосов производят сухими прогретыми
периклазовыми порошками с помощью трамбовок, вибраторов и вирброшты-
рьевых установок. Плотность набивки контролируется металлическим стерж-
нем диаметром 4-5 мм. При нажатии с усилием 8-10 кг стержень должен по-
гружаться не более чем на 50 мм. Для набивки подин применяют порошки
периклазовые и периклазоизвестковые спеченные ППП-85, ППП-86, ППЭ-87,
ППЭ-88 (ГОСТ 24862-81), по химическому составу мало отличающиеся от
зарубежных. Зерновой состав характеризуется меньшей стабильностью необ-
ходимой комбинации отдельных фракций; содержание фракций менее 0,1 мм
имеет очень широкий диапазон [35].
При выполнении набивки увлажненными порошками в качестве связок при-
меняют водный раствор жидкого стекла плотностью 1,15—1,17 г/см3 в количе-
стве 5-8 %, каменноугольную смолу, пек и др.
Сочленение кладки откосов и подины является наиболее вероятным местом
ухода металла из-за смещения нижней части откосов при термическом расши-
рении кладки подины и раскрытия швов в районе стыка.
Увеличение толщины набивного слоя подин до 500 мм за счет кирпичной
кладки, позволяет отказаться от теплоизоляционного слоя и повысить надеж-
ность и стойкость подин.
Компания “Mayerton” предлагает для набивки подин 3 типа масс, которые
одновременно используют и для холодного ремонта. Основные свойства масс
приведены в табл. 3.17. Массы MTRM-80 и DHL-25 применяют для начальной
набивки подины, а масса MMCF-73 используется для промежуточных холод-
ных ремонтов. Основу масс для набивки подины составляет плавленый пе-
риклаз и синтетическая керамическая связка (для массы MMCF-73 — спечен-
ный периклазовый порошок).
Таблица 3.17
Основные характеристики масс для пода электропечи
Показатели Марка материала
MMCF-73 MTRM-80 DHL-25
Содержание, масс. %:
MgO, не менее 73 83 80
SiO2, не более 3,5 1,5 1,2
СаО 8,7 9 15
ИегОз 8,0 5 4,6
Кажущаяся плотность, г/см3 2,0 2,8 2,9
Огнеупорность, °C, не ниже 1780 1790 1790
Размер зерна, мм 0-3 0-6 0-7
Ожидаемая стойкость, число плавок — 4000 4000
101
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Синтетическую связку получают предварительным синтезом смесей моно-
кальциевого и дикальциевого феррита и в виде тонкомолотого порошка вво-
дят в периклазовую шихту [36].
Высокая стойкость подин сверхмощных ДСП достигнута при применении
огнеупорных набивных масс “Ankerharth” фирмы “Veitsch-Radex”, за счет тща-
тельно подобранного зернового состава и более высокого содержания СаО,
образующегося 2CaO-SiO2 и 3CaO-SiO2 в процессе службы, причем последний
действует как стабилизатор, предотвращая в [3 —> у переход 2CaO SiO2 [28].
Химический и зерновой состав массы “Ankerharth” в сравнении с порошком
ППЭ-87 и ППЭ-90 (производства ОАО “Комбинат “Магнезит”) приведен в
табл. 3.18
После изготовления футеровки на подину и откосы укладывают листовое
железо, которое предохраняет набивной слой от разрушения во время первой
завалки шихты и позволяет улучшить формирование набивного слоя на пер-
вой плавке.
Стены. Футеровку стен выполняют из трех слоев: изоляционного, арматур-
ного и рабочего. Для изоляции используют листовой асбест и шамотный по-
рошок. Арматурный слой толщиной 65-150 мм выкладывают хромитоперик-
лазовыми изделиями насухо. Кладку рабочего слоя выполняют периклазохро-
митовыми или периклазошпинелидными изделиями. В наиболее теплонапря-
женных участках, подвергающихся воздействиям металла и шлака применя-
ют периклазовые изделия из плавленого периклаза или плавленолитые основ-
ные огнеупоры, а в шлаковом поясе — периклазоуглеродистые.
В водоохлаждаемых ДСП кладку стен ведут комбинированную: ниже уров-
ня металла стены футеруют периклазовыми изделиями, а выше — периклазо-
выми изделиями, изготовленными из плавленого периклаза марки ППЛУ-95
Таблица 3.18
Характеристика масс для набивки подин ДСП
Показатели ППЭ-88 Ankerharth ППЭ-90
Массовая доля, %:
MgO >88 74-77 92,8
СаО <4 18-20 2,73
SiO2 <4 0,5 2,01
FejOj — 3,5-5,5 —
CaO/SiOj 36-40 -1,35
Зерновой состав, %:
>4 мм <5 0-8 <5
>1 мм 50-80 — 42,2
102
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
или высококачественными изделиями марки ХПТ, которые вследствие исполь-
зования в шихте плавленого периклаза наиболее устойчивы к воздействию шла-
ковых расплавов (MgO > 95 %; СаО <2,0 %; SiO2< 1,5 %; Птк< 17 %; у-3,2 г/
см3) или изделия ПУПЭ с содержанием углерода 6-8 % [35].
За рубежом футеровку стен делят на два участка: противофазовую зону и
остальную часть.
Противофазовая зона, или зона перегрева, является местом наиболее силь-
ных напряжений в печи и она располагается наиболее близко к электродам. В
этих участках отмечается наиболее сильное тепловое излучение, а частицы
шлака и металла, ускоряясь электрической дугой, ударяются о футеровку печи,
вызывают при этом сильную коррозию и эрозию футеровки. Для футеровки
противофазных участков применяют периклазоуглеродистые изделия высше-
го качества; остальная часть стен выполняется тоже из периклазоуглеродис-
тых изделий ненамного отличающихся от высокого качества.
В футеровке печи фирмы “Фукс” на ОАО “Северсталь” опробованы огне-
упорные изделия фирмы “Mayerton”. Свойства материалов приведены в
табл. 3.19 [36]. Основу периклазоуглеродистых изделий составляет плавленый
периклаз с чистотой 97 % MgO для огнеупоров зоны металла и 98 % MgO для
шлакового пояса, а также чешуйчатый графит с содержанием 98 % С и синте-
тическая смола. Изделия подвергают предварительной термообработке. Стой-
кость изделий составила 221 плавку до первого локального ремонта; во вто-
ром случае стойкость этих изделий составила 301 плавку.
Так как теплопроводность периклазоуглеродистых изделий составляет 10-
11 Вт/(м-К), что в 3^4 раза выше, чем у обожженных периклазовых огнеупо-
ров (2,5-3,5) Вт/(м-К), при применении их в стенах печей с водяным охлажде-
Таблица 3.19
Основные свойства формованных материалов для футеровки электропечи
Показатели Марка материала
MTDMT-78 МТМС-80 МТМС-14 МТМС-10
Содержание, масс. %: MgO, не менее SiO2 ( в сырье), не более Ссвоб антиоксиданта Кажущаяся плотность, г/см3 Открытая пористость, % Предел прочности при сжатии, МПа Место футеровки 78 0,5 12 3 2,96 3,5 40 Шлаковый пояс 80 0,5 8 3 3,00 3,5 40 Зона выше шлакового пояса 76 0,5 14 3 2,98 3,0 35 Шлаковый пояс 78 0,6 10 3 3,02 4,0 40 Зона металла
103
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
нием не происходит глубоких структурных изменений [29]. Стойкость перик-
лазоуглеродистых изделий, например ПУЭП № 116, в стенах 100 т ДСП с во-
доохлаждаемыми панелями в 2,0-2,5 раза выше стойкости периклазохромито-
вых изделий марки ПХС вследствие образования гарниссажа. Изделия ПУЭП
№ 116 имеют следующие свойства: предел прочности сжатия 18-28 МПа, от-
крытая пористость 2,9-5,4 %, температура начала размягчения под нагрузкой
0,2 МПа выше 1700 °C, термостойкость (1300 °C - вода) 4-6 теплосмен.
Образование гарниссажа полезно, если он, закрывая швы, делает кладку бб-
лее плотной и ослабляет коррозионные и эрозионные воздействия на футеров-
ку или кожух печи, и вредно, если при этом значительно уменьшается объем
печи и искажается конфигурация рабочего пространства печи.
Поскольку гарниссаж влияет на процесс теплопередачи и тепловой баланс
печи, необходимо прогнозировать и управлять процессами его образования.
Толщину образующегося гарниссажа определяют по формуле:
8 -t (3.9)
где 8г и 8ф — толщина гарниссажа и футеровки соответственно; X. и X— теп-
лопроводность гарниссажа и футеровки соответственно; tm и (,т — температу-
ра плавления шихты и стенки футеровки соответственно; q — тепловой поток.
Температуру в месте контакта гарниссажа и футеровки при известной тол-
щине гарниссажа определяют по формуле
0 = Z[in-^8/X, (3.10)
где 0 — температура в месте контакта гарниссажа с футеровкой.
При уменьшении поступления теплового потока из печи толщина гарнисса-
жа возрастает, а температура футеровки снижается. Если толщина гарниссажа
уменьшится из-за его оползания при сохранении теплового потока,’то гарнис-
саж вновь образуется до прежней толщины и равновесие восстановится. Вре-
мя образования гарниссажа всегда превышает время его плавления; при этом
толщина гарниссажа в процессе образования примерно во столько же раз во
времени превышает толщину при плавлении.
Так, если температура поверхности футеровки с холодной стороны / ниже
температуры плавления (затвердевания) расплава, то на этой поверхности бу-
дет образовываться гарниссаж. Если же (,т > t , может произойти пропитыва-
ние футеровки расплавом на некоторую глубину до изотермы tm, образуя при
этом как бы внутренний, скрытый гарниссаж.
Свод. Существуют три схемы кладки свода: секторная, секторно-арочная и
кольцевая (рис. 3.15). Кольцевая кладка применяется для печей любой вмес-
104
3 3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Рис. 3.15. Схемы кладки сводов ДСП: а — секторная; б — секторно-арочная; в, г — кольцевая
тимости, причем периферийная часть свода выкладывается концентрически-
ми кольцевыми рядами “на ребро”, “на плашку” или комбинированно. Цент-
ральная часть свода выкладывается секторно-арочным или кольцевым спосо-
бами (рис. 3.15, в, г, рис. 3.16, б).
Свод футеруют периклазохромитовыми, периклазошпинелидными, мулли-
товыми, динасовыми и другими огнеупорами. Толщина свода зависит от вме-
стимости печи и находится в пределах от 230 до 460 мм соответственно для
печей от 30 до 200 т. В ДСП большей вместимости используют водоохлажда-
емую конструкцию сводов с применением различных вариантов кладки цент-
ральной части свода. Площадь охлаждения свода может достигать 85 %, при
этом расход огнеупоров на 1 т стали снижается почти в 10 раз. Центральная
(не охлаждаемая) часть свода (рис. 3.16) выкладывается чаще всего муллито-
корундовыми изделиями на муллитокорундовом мертеле (ММК-72), а зазоры
между кольцами электродных отверстий и остальной кладкой набивают мул-
105
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
Рис. 3.16 Конструкция центральной части водоохлаждаемого свода ДСП а — дельтовидный свод,
б — круглый
литокорундовой массой Стойкость муллитокорундовой футеровки в этом уча-
стке примерно в 1,5-2 раза выше периклазохромитовых
Для дуговых печей с небольшим диаметром свода фирма “Mayerton” выпус-
кает два типа наливных масс, составы и некоторые технические данные кото-
рых приведены в табл 3 20 В качестве наливных масс применяют низкоце-
ментные тиксотропные бетонные смеси на основе корунда и высокоглинозе-
мистого цемента Отличие массы MDS-96 от массы MDS-96P/PC состоит в
том, что в последнюю для повышения термостойкости и прочности вводят
стальное волокно [36]
Таблица 3 20
Основные характеристики материалов для малых сводов дуговых печей
Показатели Марка материала
MDS 96 (MDS 96Р/РС) CHA91/SK
Содержание, масс % AljOi, не менее 96,0 91
FejOj, не более 02 —
SiCh, не более 0,4 70
Предел прочности при сжатии, МПа, не менее ПО °C, 24 ч 60,0 50,0
1500 °C 3 ч 90,0 70,0
Кажущаяся плотность, г/см3 3,00 2,70
Линейная усадка (1500 °C, 3 ч), % 0,5 0
Ориентировочная стойкость, число плавок 300 280
106
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Свод в центре изнашивается быстрее, чем периферийная его часть. Для вы-
равнивания срока службы увеличивают толщину футеровки центральной час-
ти свода.
Для футеровки сводов ДСП применяют также периклазоуглеродистые изде-
лия. Например, стойкость свода 100 т ДСП из изделий марки ПУЭП № 116 на
25-50 % выше, чем из изделий ПХС.
Важную роль играют швы в кладке свода. Для предупреждения раскрытия
швов применяют смешанную кладку из обожженных и безобжиговых изде-
лий. Последние вследствие усадки несколько компенсируют расширение обо-
жженных изделий.
Условия службы и стойкость футеровки отечественных электросталеплавиль-
ных печей приведены в табл. 3.21.
В футеровке свода удовлетворительная стойкость получена как с обожжен-
ными, так и безобжиговыми высокоглиноземистыми изделиями с содержани-
ем А12О3 80-85 %. Повышение А12О3 до 90 % и выше способствует увеличе-
нию стойкости свода [34]. Износ свода, как и в случае футеровки стенок, про-
исходит неравномерно. В зависимости от условий работы и характера процес-
са плавки появляются области ускоренного износа.
Износ изделий в дуговой печи, помимо мало значимых механических при-
чин, связан, главным образом с химическими воздействием и поэтому зависит
от температуры. Поэтому он уменьшается при снижении температуры футе-
Таблица 3.21
Условия службы и стойкость футеровки ДСП
Применяемые огнеупоры Вмести- мость печи,т Продолжи- тельность плавки, ч Годовое производство стали иа печь, тыс. т Удельный расход кислорода, м3/т Толщина элемента кладки, мм Стойкость, плавки
Периклазохромитовые, периклазовые 30 5,6 56,2 27,8 Свод 300 Стены: 380 (верх) 530 (низ) 84 286
Периклазохромитовые, периклазовые 40 5,1 70,5 27,8 Стены: 380 (верх) 760 (низ) 1187
Периклазохромитовые, периклазовые 60 5,5 84,6 13,8 Свод 300 Стены: 380 (верх) 530 (низ) 65 118
Периклазохромитовые 100 4,3 181,4 21,0 Свод 300 Стены: 460 (верх) 460 (низ) 60 146
Периклазохромитовые >100 5,6 258,3 31,3 Свод 460 Стены: 575 (верх) 723 (низ) 77 147
107
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
ровки и при определенном граничном значении реакция взаимодействия меж-
ду огнеупором и корродиентами (шлак, металл, газы) прекращаются в связи с
кинетическими и термодинамическими причинами.
Температура, при которой скорость реакции стремится к нулю принимается
за нижнюю предельную температуру реакции Т. Ее можно определить на ос-
новании данных термодинамического равновесия или экспериментальным
путем. Поскольку термодинамические данные, как правило, известны недо-
статочно, рекомендуется экспериментальное определение величин Т.
При стационарном тепловом потоке количество тепла, воспринимаемое по-
верхностью (например, свода), должно быть равно количеству тепла, проходя-
щему сквозь него. Если по истечении определенного времени работы износ
футеровки (свода) стал настолько велик, что температура рабочей поверхнос-
ти кирпича Тп сравнялась с температурой реакции Т, то износ футеровки при-
останавливается, а остаточную толщину $х кирпича в кладке в этом случае
можно определить по формуле [34]:
5Х =К
Тр~Та 1
^”рп Ul
1 \ Sm
— + —+—
аа А,м
(З.Н)
где а — коэффициент теплопередачи между поверхностью ванны и сводом,
ккал/(м2-ч-К); аа — коэффициент теплопередачи между металлическим лис-
том и охлаждающей водой, ккал/(м2-ч-К); — толщина металлического лис-
та, м; Хк— теплопроводность металлического листа, ккал/(м2-ч-К); Su — тол-
щина слоя набивки, м; Хм — теплопроводность набивки, ккал/(м2-ч-К); Sx —
толщина кирпича футеровки (свода), м; А,— теплопроводность кирпича футе-
ровки (свод), ккал/(м2-ч-К); Т — нижняя температура реакции; Т — темпера-
тура поверхности футеровки (свода); Грп — температура рабочего простран-
ства печи, °C; Тш — температура плавления шлака, °C.
Однако, поскольку коэффициенты а, аа и другие точно неизвестны, то оста-
точная толщина кирпича определяется с погрешностью, а величина 5) в каж-
дом конкретном случае масштабируется по фактически замеренной остаточ-
ной толщине.
Из уравнения (3.11) следует, что наибольшая остаточная толщина футеров-
ки может быть достигнута только тогда, когда выражение в скобках стремить-
ся к нулю.
Частное SJ\ в уравнении (3.11) выражает тепловое сопротивление метал-
лического листа охладительного кожуха печи. Поскольку теплопроводность
стали составляет 40 ккал/(м2-ч-К), а толщина листа определяется конструктив-
108
3 3 Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
ними соображениями, то эти факторы не влияют на остаточную толщину кир-
пича.
Как показывает практика, система охлаждения должна характеризоваться
коэффициентом теплопередачи аа > 1500 (в испарительных системах аа= 10000
ккал/(м2-ч-К) и при скоростях течения воды в холодильниках со скоростью
2-ьЗ м/с практически полностью отводит все тепло проходящее через футеров-
ку и получается достаточная остаточная толщина футеровки Sx.
Если для указанных типов огнеупорных материалов рассчитать произведе-
ние (XT), то получаются следующие значения: графит -20000; SiC -6400; пе-
риклазовые изделия -4800 ккал/(м2-ч-К). Чем выше произведение (ХГр), тем
больше остаточная толщина футеровки. Поэтому произведение (XT) можно
использовать как меру износоустойчивости огнеупорных изделий в кладке
интенсивно работающих электродуговых печей. В наибольшей степени этим
требованиям сегодня удовлетворяют углеродсодержащие огнеупорные мате-
риалы: периклазоуглеродистые, периклазошпинельноуглеродистые, корундог-
рафитовые и др.
Сталевыпускное отверстие. Сталь из печи выпускается:
а) через отверстие в стене, расположенное выше уровня металла;
б) через отверстие в стене с футерованными каналами, начало которого рас-
положено ниже уровня жидкого металла (“сифонный” выпуск);
Рис. 3.17. Сталевыпускной желоб ДСП: 1 — сте-
на; 2 — футеровка; 3 — откос; 4 — кладка поди-
ны; 5 — набивная подина
Рнс. 3.18. Сифонный сталевыпускной узел- 1 —
стена, 2 — откос; 3 — кладка подины; 4 — на-
бивная подина; 5 — сифонный канал
109
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
в) через отверстие в подине, расположенное в специальном выступе — эрке-
ре (“эркерный” или донный асимметричный выпуск).
Конфигурации выпускных отверстий в виде желоба, “сифона” и донного при-
ведены соответственно на рис. 3.17, 3.18 и 3.19.
Все три типа сталевыпускных узлов отличаются как по условиям истечения
расплава, так и по конструкции футеровки, технологии ее изготовления, рас-
ходу огнеупоров, трудоемкости обслуживания и эффективности использова-
ния. Например, если продолжительность выпуска стали из 100 т печи через
сифон составляет 8 10, то через донный узел не более 3-4 мин, а продолжи-
тельность межремонтного срока службы желоба составляет 3040, сифонного
узла — 40-60 и донного — 80-100 плавок.
Существует много конструкций донного узла сталевыпускного отверстия,
среди которых наибольшее распространение получила схема, изображенная
на рис. 3.20. Эффективность применения эркерного узла выпуска стали зави-
сит от выбора огнеупорного материала, формы и размера изделий. Применя-
ют три вида изделий: детали гнездового блока, трубки, образующие канал, и
втулки, замыкающие его снизу. Конфигурация перечисленных деталей изоб-
ражена на рис. 3.21, а их свойства приведены в табл. 3.22.
Все три вида изделий изготавливают из периклазографитовых шихт, исполь-
зуя для втулок и трубок плавленый периклаз и фенолформальдегидную связ-
ку, а для гнездовых блоков — спеченный периклаз.
Рис. 3.19. Донный сталевыпускной
узел, расположенный в выступе ван-
ны (эркере): 1 — кладка подины, 2 —
набивная подина; 3 — выпускной
узел; 4 — торцовая стена эркера:
а — уровень шлака; б — уровень
металла
Рис. 3.20. Узел донного выпуска стали: 1 — кладка
подины из периклазовых изделий ПУ; 2 — набивная
подина из периклазового порошка марки ППЭ-88; 3 —
периклазоуглеродистые трубки марки ПУПЭ; 4 —
гнездовой блок марки ПГРБС, 5 — периклазоуглеро-
дистая втулка марки ПУПЭ; 6 — затвор; 7 — засыпка
из обожженного дунитового порошка
ПО
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Рис. 3.21. Изделия для футеровки донного узла сталевыпускного отверстия: а — трубка; б — втулка;
в — гнездовой блок
Таблица 3.22
Характеристика изделий для донного выпуска стали
Изделие Предел прочности при сжатии, МПа Кажущаяся плотность, г/см3 Содержание, масс. %
MgO С**
Втулка 45/30 2,96/2,75 98,5/93,0 14/12-15
Трубка 30/30 2,92/2,87 97,0/93,0 19/12-15
Гнездовой блок 130/30 3,30/2,55 96,0/90,0 3—4/8-20
* В числителе — изделие фирмы “Didier” (ФРГ), в знаменателе — ОАО “Комбинат “Магнезит”. ** Сверх 100 %.
Стойкость сталевыпускных узлов, выполненных из таких изделий составляет
около 100 плавок. Повышению стойкости способствует увеличение их высоко-
температурной прочности, снижение скорости выгорания углерода, повышение
коррозионной и эрозионной устойчивости по отношению к жидкому металлу,
для чего требуется высокочистый плавленый периклаз, крупночешуйчатый гра-
фит, высокие давление прессования и точность выполнения размеров. Расход
огнеупоров при ремонте донного узла не превышает 0,04 кг/т стали.
Фирма “Shinagawa Firebrick” (Япония) разработала моноблочную конструк-
цию трубы для донного выпуска вместо составной из отдельных колец и кон-
цевого блока (рис. 3.22). Труба изготавливается холодным изостатическим фор-
мованием. Моноблочная конструкция имеет ряд преимуществ: отсутствие сты-
ков, а следовательно затекания металла при раскрытии стыков; отсутствие
локального износа в местах стыков и другие преимущества, связанные с мон-
тажом, демонтажом и эксплуатацией донного выпуска [30].
111
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Рис. 3.22. Труба для внецентренного донного вы-
пуска: а — моноблочная труба; б — обычная со-
ставная труба
Кладку сталевыпускного отверстия или желоба, расположенных выше уров-
ня жидкой стали, а также столбиков выполняют из периклазовых изделий марки
П-91 вперевязку насухо с пересыпкой каждого ряда периклазовым порошком.
Для перекрытия отверстия применяют периклазохромитовые изделия марок
ПХСП или ПХСУТ. Кладку откоса под выпускным отверстием выполняют
периклазовыми изделиями марки П-89. Кладку ведут насухо с засыпкой швов
периклазовым порошком. Основание желоба по кожуху выкладывают шамот-
ными изделиями марки ШБ. Стенки и дно желоба футеруют ковшевыми алю-
мосиликатными изделиями марок ШКУ-32 или ШКУ-37.
Кладку сталевыпускного отверстия с сифонным выпуском металла произво-
дят из периклазовых колец или периклазовых блоков. Сталевыпускное отвер-
стие имеет наклон 15-20°. Нижний конец канала устанавливают на уровне
рабочей поверхности подины, верхний — выше уровня жидкой стали в печи
Перед началом завалки сталевыпускной канал заполняют периклазовым по-
рошком ППЭ-88, ППЭК-87. Кладку откосов в районе отверстия и желоба ве-
дут уступами из периклазовых изделий марки П-91. Поверхность кладки от-
коса под футеровку отверстия выравнивают массой из периклазового порош-
ка ППЭ-88 на водном растворе жидкого стекла плотностью 1,20-1,25 г/см3 и
утрамбовывают. Зазоры между футеровкой канала и кладкой откосов заполня-
ют и уплотняют этой же массой.
Узел донной продувки. Основное назначение продувки — выравнивание
химического состава металла, удаление растворенных газов и неметалличес-
ких включений, а также интенсификация вторичных химических реакций, про-
текающих при выплавке металла.
Газы вдувают через одноканальные или многоканальные блоки с направлен-
ной пористостью. Направленная пористость позволяет максимально исполь-
зовать газ за счет его равномерного распределения.
112
3 3 Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Рис. 3.23. Продувочные элементы
направленной пористости
Рис. 3.24. Схема футеровки 125-т электропечи ОАО “Север-
сталь” 1 — шлаковый пояс, 2 — летка, 3 — футеровка по-
дины, 4 — продувочная фурма, 5 — кладка зоны выше шла-
кового пояса
Продувной блок с направленной пористостью изготавливают из периклазо-
углеродистого огнеупорного материала, в котором устанавливают тонкие труб-
ки из специальной стали. На металлургических предприятиях применяют смен-
ные блоки (рис. 3.23), которые вставляют в гнездовые блоки и извлекают из
них после износа. Гнездовые блоки изготавливают из периклазоуглеродистых
огнеупоров на основе плавленого периклаза. В качестве связки при производ-
стве блоков применяют синтетическую смолу.
В ДСП устанавливают от 1 (печи малой вместимости) до 3 (печи большой
вместимости) продувочных блоков. Срок службы продувочного блока от 300
до 500 плавок при продолжительности плавки от 60 до 90 мин. Схема установ-
ки продувочной фурмы и футеровка 125-т ДСП ОАО “Северсталь” показана
на рис.3.24.
3.3.2. Другие типы дуговых печей
Дуговые сталеплавильные печи постоянного тока. Футеровка дуговых
сталеплавильных печей постоянного тока (ДППТ) аналогична футеровке ДСП.
Средняя стойкость стен и свода ДППТ-25 составляет соответственно 96 и 102
плавки, что несколько ниже, чем в ДСП-25. Применение водоохлаждаемых
панелей на ДППТ-25 повышает стойкость стен до 1755 плавок, но увеличива-
ет расход электроэнергии на 9,5 %. Стойкость футеровки подин печей ДППТ-
25 и ДСП-25 примерно одинакова и составляет от 5 до 7 тыс. плавок [2].
Основные параметры серии дуговых печей постоянного тока для плавки ста-
ли, чугуна, алюминия и сплавов на его основе приведены в приложении 1.
113
Гпава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Рис. 3.25. Футеровка дуговой печи постоянного тока: 1 — сводовый электрод; 2 — свод из перикла-
зохромитовых огнеупоров; 3 — стены из периклазохромитовых огнеупоров; 4 — подина из перикла-
зохромитовой массы; 5 — подовый электрод; б — дуга
Футеровка печей выбирается в зависимости от технологии плавки и может
быть кислой, основной, нейтральной, выполненная в виде кладки или набив-
кой. В центральную часть свода вводится один электрод, в подине устанавли-
вают два или более подовых электрода (рис. 3.25). Наличие одного электрода,
расположенного в центральной части печи, предопределяет некоторые разли-
чия в условиях службы огнеупорной футеровки печей ДППТ и ДСП:
• в печах постоянного тока тепловое излучение дуги распространяется рав-
номерно на стены печи, что должно привести к отсутствию участков повы-
шенного износа и равномерному износу футеровки стен;
• увеличивается расстояние от дуги до стен печи, так как в печи один элект-
род, расположенный в центральной части печи, и тем самым уменьшается воз-
действие теплового потока на стены (тепловой поток прямо пропорционален
квадрату расстояния);
• снижается тепловая нагрузка на футеровку стен также за счет того, что в
печах постоянного тока диаметр дуги мало отличается от диаметра электрода
и дуга не идет от центра к стене, как в печах переменного тока;
• в процессе плавки образование пыли существенно снижается, что должно
привести к уменьшению химического износа футеровки свода;
114
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
• футеровка стен печей постоянного тока должна меньше подвергаться эро-
зионному воздействию движущегося металла, так как скорость движения ме-
талла у стен существенно меньше, чем в печах переменного тока.
Таким образом, при правильном ведении процесса плавки условия службы
футеровки ДППТ значительно легче и, следовательно, стойкость футеровки
печей постоянного тока при прочих равных условиях должна быть выше, чем
у ДСП переменного тока.
Электрическая проводимость подины может быть достигнута применением
электропроводящих огнеупоров или металлическими элементами.
Электропроводящая огнеупорная кладка подины является трехслойной и
состоит из: безопасной кладки, рабочей кладки и защитного покрывающего
слоя. Электропроводный огнеупорный материал должен иметь электросопро-
тивление менее 0,5 МОм/м. Примерная схема футеровки подины изображена
на рис. 3.25, которая состоит из слоя огнеупорной смеси толщиной примерно
150 мм, состоящей из утрамбованного периклазового порошка на углеродис-
той связке с содержанием углерода 5-10 %, и трех слоев периклазоуглеродис-
того термообработанного кирпича с содержанием углерода 10-14 % [31]. В
этом случае огнеупоры укладывают на подовый электрод, состоящий из круг-
лой медной плиты, расположенной на воздухоохлаждаемом днище печи, и по
площади равной поверхности расплава на уровне шлакового пояса.
Для ремонта подины применяют безуглеродистый огнеупорный материал,
состоящий из 70 % периклаза и 30 % железного порошка. Структура такого
материала состоит из спекшегося периклаза с непрерывной металлической
сеткой в порах. Металлическое железо образует непрерывную фазу, обеспечи-
вая достаточную проводимость. Применение указанной смеси требует либо
нейтральной, либо восстановительной среды для предотвращения окисления
железа.
Применение периклазоуглеродистых огнеупоров для футеровки электропро-
водящей подины требует использования крупночешуйчатого графита и его
ориентации в изделиях [32]. При совпадении ориентации частиц с направле-
нием пропускания тока, удельное электрическое сопротивление периклазоуг-
леродистых огнеупоров снижалось и зависело от содержания графита в изде-
лиях.
Для ДППТ-25 характерна мощная и длинная дуга, достигающая в первой
половине периода плавления 1000 мм. В то же время ассиметрия магнитных
полей, обусловленная различными направлениями подвода - отвода тока, вы-
зывает отклонение дуги от вертикали и, как следствие, неравномерный и уско-
ренный износ огнеупоров в стенах и своде. Средняя стойкость стен и свода
составляла 96 и 102 плавки.
115
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Увеличение высоты стен на 300 мм и смещение сводового электрода от оси
печи на 550 мм в сторону, позволило увеличить стойкость свода, однако стой-
кость стен осталась на прежнем уровне.
Использованием водоохлаждаемых панелей, изготовленных из цельнотяну-
тых труб диаметром 76x16 мм, в местах повышенного износа огнеупорной
футеровки, стойкость стен повышена до 1755 плавок. Фактически отпала не-
обходимость в холодных и горячих ремонтах огнеупорной кладки стен. Одна-
ко увеличился расход электроэнергии в среднем на 9,5 %.
Стойкость подины у ДППТ-25 такая же как и у ДСП-25.
Плазменно-дуговые печи подразделяют на печи с огнеупорным тиглем и
водоохлаждаемым кристаллизатором. Футеровка печей с огнеупорным тиг-
лем подобна обычным ДСП. В России наибольшее распространение получи-
ли печи вместимостью 6 т, в Германии — 12 т и более.
Стойкость свода 6-тонной плазменно-дуговой печи достигает 250 плавок.
Подину футеруют спеченным периклазовым порошком, а стены и свод — пе-
риклазохромитовыми изделиями с прямой связью “кристалл - кристалл” в из-
делиях. В наибольшей степени изнашиваются стены и свод.
Высокие температуры плазменной дуги и отсутствие шлака приводят к зна-
чительным перегревам футеровки и преждевременному ее разрушению. Экс-
периментально установлена зависимость температуры футеровки 6-тонной
плазменно-дуговой печи от ряда параметров:
Т= 1264 + 0,25601 + 0,1887V- 0,077/,
где Т — температура футеровки; L — длина дуги; N — вводимая мощность; I
— расстояние от источника тепла до точки замера температуры.
Печи с водоохлаждаемым кристаллизатором применяют в основном для ра-
финировочного переплава, в ходе которого металл улучшает свои свойства.
Огнеупорная футеровка ферросплавных печей. Ферросплавные материа-
лы в зависимости от их состава подразделяют на кремнистые, марганцевые,
хромистые и т.п. Служба огнеупоров в печах, выплавляющих эти сплавы раз-
личны, и определяются составом сплава и технологией его выплавки. Поэто-
му стойкость футеровки колеблется от одной плавки при алюминотермичес-
ком процессе до 10 лет при плавке кремнистых сплавов в печах с углеродис-
той футеровкой благодаря образованию гарниссажа [33].
Техническая характеристика некоторых работающих ферросплавных печей
приведена в табл. 3.23.
Выбор огнеупорных материалов для футеровки печей определяется техно-
логией плавки, составами шлака и сплава. Футеровка подины ферросплавных
116
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Таблица 3.23
Технические характеристики некоторых работающих ферросплавных печей
Сплав Мощность, кВА Диаметр, мм Глубина ПОДИНЫ, мм Толщина подины, мм Плотность тока в элек- троде, А/см2
электрода распада ванны
Ферровольфрам 3500 450 1200 3120 1000 1000 7,7
Феррохром: 16500 1200 2800 5000-7000 2250 2150 5,3
углеродистый 36000 1650 — 10300 5080 — —
малоуглеродистый 7000 350 1050 3200 1400 1800 12,5
безуглеродистый 48 %-й 3500 250 900 3000 1200 1800 13,3
ферросиликохром Ферросилиций: 33000 1500 3900 8350 3650 2650 7,5
25 %-й 21000 1200 3100 6740 2350 2250 6,6
50 %-й 60000 1400 3810 — 2500 — 7ч-8
65 %-й 33000 1500 3900 8400 3500 — 5,3
75 %-й 75000 1800 3900 — — — 5,5
Металлический марганец 5000 400 1250 — 1000 1480 7,2
Силикомарганец* * Печь прямоугольная шест 48000 иэлектродн 2800x650 1Я 3300 20340x6000 28500 2270 4,9
печей имеет значительную толщину, что обеспечивает достаточную тепловую
инерцию. Общим для всех печей является и то, что рабочим слоем футеровки
печи является гарниссаж.
Примерный расход огнеупоров в ферросплавных печах приведен в табл. 3.24.
Сравнивать расход огнеупоров на разных предприятиях сложно, так как ряд
заводов в удельный расход огнеупоров включают только их расход на текущее
производство, не учитывая капитальные ремонты. На стационарных печах
расход огнеупоров на текущий ремонт больше, чем на наклоняющихся, и за-
висит от технологии плавки.
Огнеупорная футеровка печей для производства кремнистых сплавов
представлена на рис. 3.26 и рис. 3.27. Так как выплавка кремнистых сплавов
осуществляется в восстановительной среде в присутствии углерода, то наибо-
лее устойчивой является футеровка рабочего слоя из углеродистых блоков. Ха-
рактеристика материалов, применяемых для футеровки печей приведена в
табл. 3.25.
На днище кожуха печи кладут лист асбеста толщиной 10 мм, насыпают и
уплотняют слой (50-60 мм) шамотной крупки, а затем укладывают 7-10 рядов
шамотного кирпича на плашку, причем первые 5-8 рядов кладут насухо. Швы
117
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
Таблица 3 24
Примерные нормы расхода огнеупоров при выплавке ферросплавов
Сплав Огнеупорный материал Удельный расход, кг/т
Рафинированный феррохром Периклазовые изделия Бой периклазовых изделий Периклазовый порошок Шамотные изделия 7,7-35,0 10,4-17,7 0,3-20,0 0,3-0,5
Ферросилицит Шамотные изделия Углеродистые блоки 3,3-10,0 0,02-0,2
Силикохром Шамотные изделия Углеродистые блоки Периклазовые изделия Периклазовый порошок 1,8-10,0 0,02-0,12 0,7-1,0 0,1-0,9
Феррохром (передельный) Шамотные изделия Периклазовые изделия Периклазовый порошок 8,0-16,0 1,2-2,6 0,7-1,3
Углеродистый феррохром конвертерный Периклазовые изделия Периклазовые изделия из плавленой MgO Кусковой плавленый периклаз Периклазошпинелидные изделия Периклазовый порошок Шамотные изделия 6,0-7,0 1,5-2,0 0,4-0,5 10,5-12,5 2,0-4,4 2,5
Силикомарганец Шамотные изделия Периклазовые изделия Периклазовый порошок Углеродистые блоки Электродная масса 0,3-3,4 4,0-6,0 21,3-25,0 1,5 1,5-1,8
Ферромарганец среднеуглеродистый Шамотные изделия Периклазовые изделия Периклазовый порошок 0,4-0,5 45,0-48,0 15,0-19,8
Феррованадий Периклазовые изделия Периклазовый порошок Периклазохромитовые изделия Периклазошпинелидные изделия в подине, периклазовые — в стенах Набивка подины из плавленого периклаза (230 мм) 150,0 80-90 160,0 129,0 128,0
Рис. 3.26. Схема футеровки печи для вып-
лавки силикохрома: 1 — магнезитовая
крупка (140 мм); 2 — асбест; 3 — уголь-
ные блоки; 4 — шамотный доменный
кирпич (на плашку 8 рядов на растворе)
118
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Рис. 3.27. Футеровка печи РКЗ-ЗЗ М2 для выплавки ферросилиция: I-XIII— слои кладки; 1 — асбе-
стовый картон; 2 — углеродистая масса; 3 — графитовая паста; 4 — шамотный кирпич; 5 — молотый
шамот; б — глинозем; 7 — углеродистый блок
Таблица 3.25
Материалы для футеровки печей для выплавки кремнистых сплавов
Материал Участок футеровки Форма, размеры изделий (частиц), мм
Шамотный кирпич Шамотный для доменных печей ' Углеродные блоки Шамотная крупка Шамотный мертель Огнеупорная глина Жидкое стекло Подовая масса Угольный или графитовый порошок Теплоизоляция подины и стен Футеровка верхней части печи Теплоизоляция подины и стен Футеровка верхней части ванны Футеровка подины и ванны Теплоизоляция подины и стен Швы шамотной кладки То же Заполнение горизонтальных швов при кладке подовых блоков Заливка швов углеродистой футеровки Изделия кожуха печи Прямой, 230x113x65 Прямой, 345x150x75 Клиновой, 230x1 50x1x35x75 Клиновой, 345x150x125x75 400x400x2000 3-5 Огнеупорность более 1730 °C
кладки засыпают мертелем с последующей утрамбовкой. Верхнее ряды ша-
мотного кирпича укладывают на растворе мертеля или смеси глины и шамот-
ного порошка.
После поверхностной зачистки укладывают броневой слой толщиной 230 мм.
Перед укладкой графитовых блоков на поверхность шамотной кладки укла-
дывают слой подовой массы. Футеровку подины выполняют углеродистыми
блоками размерами 0,4x0,4x1,4 м.
Верхнюю часть футеровки стен на высоту не менее 0,65 м выкладывают
шамотным доменным кирпичом. Зазор (~80 мм) между шамотной кладкой и
кожухом печи засыпают шамотным порошком (или глиноземом).
119
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Стойкость футеровки печи достигает 10 лет и обусловлена образованием
гарниссажа, состоящего из карбида кремния (до 70 %), небольшого количе-
ства а-А12О3 и других фаз.
Огнеупорная футеровка печей для производства хромистых сплавов вы-
полнена в основном из периклазовых огнеупоров. С периклазовой футеров-
кой в электропечах выплавляют углеродистый феррохром и силикохром. Со-
став конечного шлака углеродистого феррохрома, масс.%: SiO2 27-33, MgO
30-34, А12О3 26-30, Fe2O3 до 2, Сг2О3 до 9. Схемы кладки некоторых печей
показаны на рис. 3.28, 3.29 и 3.30. Печи имеют большую толщину кладки по-
дины, достигающую 2,4 м. Толщина теплоизоляционного слоя в этих печах
меньше, чем в печах для плавки кремнистых сплавов. Стойкость футеровки
наклоняющихся печей от 3 до 12, стационарных от 7 до 18 мес. В процессе
эксплуатации на футеровке формируется гарниссаж.
Рис. 3.28. Футеровка стационарных печей для выплавки рафинированного феррохрома: а — с ша-
мотными стенами; б — с магнезитовыми стенами:
1 — магнезитовая засыпка; 2 — шамотный кирпич; 3 — магнезитовый кирпич
Рис. 3.29. Футеровка наклоняющейся электропечи для выплавки рафинированного феррохрома
120
3.3. Огнеупоры для дуговых электросталеплавильных печей
Рис. 3.30. Схема кладки подины (а) и футеровки стен (б) стационарной печи для выплавки хромис-
тых сплавов
Шлаки имеют низкую вязкость и способны глубоко мигрировать в рабочую
футеровку, вызывая сильную пропитку периклазовой футеровки.
Футеровка изнашивается в процессе службы неравномерною В наибольшей
степени изнашивается центральная часть подины. Средняя скорость износа
достигает 0,64—1,39 мм/плавку и зависит от сортамента выплавляемого метал-
ла. В начальный период скорость износа выше и составляет 1,8-3,0 мм/плав-
ку, а затем постепенно уменьшается.
Стойкость футеровки подины возрастает на 20-30 %, при снижении порис-
тости периклазовых огнеупоров с 22-25 до 14-15 %.
Огнеупорная футеровка печей для производства марганцевых сплавов
аналогична печам для выплавки феррохрома и выполняется периклазовыми
огнеупорами. Стойкость футеровки электропечей составляет 40-45 сут.
Температура металла в процессе выпуска на желобе составляет 1400-1550 °C
при продолжительности плавки 4—5 ч. Шлак имеет температуру более высо-
кую, чем при плавке феррохрома, равную 1520-1560 °C.
Наибольший износ футеровки наблюдается по границе раздела металл-шлак.
Шлак содержит масс.%: МпО 16,84—27,50; SiO2 25,80-31,90; СаО 26,85-41,13;
А12О3 1,6-5,76; FeO 0,34—2,03. Гарниссаж на периклазовой футеровке печей, в
которых выплавляют марганцевые сплавы, не образуется.
Огнеупорная футеровка печей для производства феррованадия. Для по-
лучения феррованадия применяют сталеплавильные печи (ДСП-ЗА). Состав
конечного шлака, масс.%: SiO2 20-25; СаО 45-50; MgO 3-6; V2O5 15-20; А12О3
5-10. Огнеупорность шлака низкая и составляет для сливных 1330, рафиниро-
121
Глава 3. Огнеупорные материалы в производстве стали
Рис. 3.31. Схема футеровки дуговой печи ДСП-ЗА: а —
уровень расплава в рабочем наклонном состоянии
вечного 1220 °C. Общая продолжительность плавки ~3,5 ч. Температура в печи
составляет 1600-1700 °C.
Схема футеровки печи представлена на рис. 3.31. Стены футеруют перикла-
зовыми огнеупорами при толщине кладки от 3,5 до 1,5 кирпича. При радиаль-
ной кладке вместе температурных швов оставляют зазор между кожухом печи
и кладкой, который заполняют листовым асбестом.
Подину печи выкладывают в последовательности: на кожух печи укладыва-
ют лист асбеста (8 мм), на него насыпают и утрамбовывают слой периклазо-
вого порошка (50-100 мм), а затем укладывают два слоя периклазовых изде-
лий марки П-91 или П-89 на плашку и четыре слоя на ребро. Швы засыпают
периклазовым порошком.
Условия эксплуатации футеровки электропечи при выплавке феррованадия
очень тяжелые. Это обусловлено большим количеством шлака по отношению к
металлу (кратность 3^1), высокой температурой в печи, достигающей 1750—
1800 °C, высокой агрессивностью V5О2 из-за низкой температуры его плавле-
ния, значительным количеством в шлаке SiO2, CaO, V2O5 и других оксидов.
Стойкость футеровки печи составляет ~6 сут. (около 30 плавок). Износ футе-
ровки в шлаковом поясе составляет 15-20, подины 10-12 мм/плавку. В про-
цессе службы в футеровке образуются прогары глубиной 150-200 мм, вызы-
вая разрушение кладки. Скорость износа составляет: в шлаковом поясе 12,5—
20 мм/плавку.
Износ свода происходит сколами.
Стойкость других огнеупоров в печах по выплавке феррованадия составля-
ет, плавок: периклазовых — 37, периклазохромитовых — 36, периклазовые
(стены) и периклазошпинелидные (подина) — 41; периклазовые (стены) + на-
бивная подина из электроплавленого MgO + заправка стен — 51.
Одной из особенностей эксплуатации огнеупоров является образование на
рабочей поверхности футеровки 2CaO-SiO2 и вследствие (|3 <-> у)-перехода про-
исходит отслоение корки и осыпание порошка двухкальциевого силиката.
122
Список литературы к главе 3
Для повышения стойкости футеровки электропечи необходимо повысить
плотность периклазовых огнеупоров и снизить химическую активность ком-
понентов огнеупора и расплаву металла и шлака.
Список литературы к главе 3
1. Стрелов К. К. Теоретические основы технологии огнеупорных материалов. — М.:
Металлургия, 1985. —480 с.
2. Огнеупоры для промышленных агрегатов и топок. Справочник. Т. 2 / Под ред. И. Д.
Кащеева, Е. Е Гришенкова. — М.: Интермет Инжиниринг, 2002. — 656 с.
3. Антонов Г И. Синтез магнезиальноглиноземистой шпинели и ее использование в
сталеплавильном производстве // Технология и служба эффективных огнеупоров в
тепловых агрегатах. — М., Металлургия, 1990. С. 10-23.
4. Германидзе Г Е., Коршунов В. С., Хорошавин Л. Б., Фрейданберг А. С. Разогрев и
скоростное наваривание пода мартеновских печей. — М.: Металлургия, 1964. — 112 с.
5. Чиграй И.Д., Кудрина А. П. Огнеупоры для производства стали в конверторных
цехах. — М.: Металлургия, 1982. — 160 с.
6. Охотский В. Б. Физико-химическая механика сталеплавильных процессов. — М.:
Металлургия, 1996. — 150 с.
7. Massina С. I. Slag splashing in the BOF-World wide status, practices and results // Iron
and Steel Engineer. 1996. N 5. P. 17-19.
8. Гудман H. Вспенивание шлака в кислородных конверторах // Steel Times International.
1996. V.4. N 9. P. 3^1.
9. Obinate T. Progress toward Longer BOF lining life at Kimitsu Work // Nippon Steel
Technical Report. 1978. N 11. P. 69-84.
10. Ariga S. Progress toward Longer BOF lining lif at Kimitsu Works // In: Basic oxygen
steelmaking — a new technology energes. London. 1979. P. 131-135.
11. Логозинский И. H., Чаус А. И., Булат В. А., Степанов В. П., Кузнецов А. Г. Оп-
робование футеровки конвертера периклазоизвестковыми изделиями при выплавке
коррозионно-стойких сталей. // Сталь. 2002. № 9. С. 34—36.
12. ОчаговаИ. Г. Периклазоуглеродистые огнеупоры для футеровки кислородных кон-
вертеров, дуговых печей и агрегатов внепечной обработки стали // Новости черной
металлургии за рубежом. — М.: Черметинформация, 1995. № 1. С. 138-149.
13. Стрелов К. К, Кащеев И. Д. Теоретические основы технологии огнеупорных ма-
териалов. — М.: Металлургия, 1996. — 608 с.
14. Moritama N. Recent Progress of Steel Making Technology and Expectation for
Refractories // Taikabutsu overseas. 1985. V. 6. N 2. P. 18-36.
15. НасиваХ Увеличение стойкости футеровки конверторов путем регулирования со-
держания окиси магния в шлаке // Тайкабуцу. 1976. Т. 28. № 9. С. 428 432.
16. Нарита К Современное состояние и проблемы использования огнеупоров в ста-
леплавильном производстве // Тайкабуцу. 1978. Т. 30. № 1. С. 4—23.
123
Глава 3 Огнеупорные материалы в производстве стали
17 Ватанабэ А., Такэути Е. Краткий обзор магнезиальноуглеродистых огнеупоров
и связанные с ними проблемы // Тайкабуцу 1980 Т 32 С 486-491
18 Fitchett А. М., Wilshire В. Mechanical properties of Carbon-Bearing Magnesia III
Resin-Bonded Magnesia and Magnesia-Graphite // British Ceramic Transaction Jomal 1984
V 83 N 3 P 73-76
19 Хорошавин Л. Б., Перепелицын В. А., Кононов В. А. Магнезиальные огнеупоры
— М Интермет Инжиниринг 2001 — 576 с
20 Тахаутдинов Р. С., Носов А. Д., Дьяченко В. Ф., Овсянников В. Г., Прищепова
Т. К. Опыт эксплуатации периклазоуглеродистых футеровок конверторов в ОАО ММК
// Новые огнеупоры 2003 № 3 С 7-11
21 Поспелова Е. И., Шатилов О. Ф., Коптелов В. Н, Спесивцев С. В. Новые не-
формованные огнеупорные материалы ОАО “Комбинат “Магнезит” для конверторно-
го производства стали // Новые огнеупоры 2002 № 8 С 11-13
22 Спесивцев С. В., Шатилов О. Ф., Коптелов В. Н, Ярушина Т. В., Михайлов Е. В.,
Коротеев С. А., Вислогузова Э. А. Высокотемпературная клеевая композиция — но-
вый материал для футеровки из углеродсодержащих огнеупоров // Новые огнеупоры
2002 №5 С 3-6
23 Шатилов О. Ф., Дацко А. Н., Турчин М. Ю., Шляпин А. А., Тахаутдинов Р. С.,
Носов А. Д.,Овсянников В. Г., Прищепова Т. К., Вислогузова Э. А., УстенкоА. С. Опыт
эксплуатации периклазоуглеродистых конверторных футеровок производства ОАО
“Комбинат “Магнезит” // Новые огнеупоры 2002 № 2 С 45^-8
24 Овсянников В. Г., Воронина О. Б., Дьяченко В. Ф., Сарычев Б. А., Прищепова
Т. К., Логинова Л. Т. Служба периклазоуглеродистых изделий в футеровке сталевы-
пускного канала 370-тонных конвертеров // Огнеупоры и техническая керамика 2002
№ 1 С 7-9
25 Носов С. К., Вислогузова Э. А. Опыт повышения стойкости футеровок в ОАО НТМК
// Новые огнеупоры 2003 № 7 С 10-12
26 Поволоцкий Д. Я., Рощин В. Е., Рысс М. А., Строганов А. И., Язцев М. А. Элек-
трометаллургия стали и ферросплавов — М Металлургия, 1984 — 568 с
27 Басьяс И. П., Кащеев И. Д., Сизов В. И., Фарафонов Г. А., Белозеров М. М. Фу-
теровка дуговых электросталеплавильных печей // Екатеринбург УГТУ-УПИ, 1994
— 72 с
28 Кузнецов А. В., Шумахер Э. А. Опыт применения различных видов огнеупоров
для футеровки сверхмощной электродуговой печи // Сталь 2000 № 1 С 29-32
29 Каплан С. Ф., Аксельрод Л. М., Пучкелевич Н. А., Коптелов В. Н, МарясевИ. Г.,
Ярушина Т. В. Теплопроводность углеродсодержащих огнеупоров // Новые огнеупо-
ры 2003 №6 С 46-49
30 Сикэ С., Тэрао М., Нида Э. Разработка моноблочной ЕВТ-трубы для дуговой печи
//Тайкабуцу 1997 Т 49 № 11 С 595
31 Хишберг Б., Валдахер М. Современные электродуговые печи переменного и по-
стоянного тока и огнеупорные материалы для них // Черная металлургия России и
стран СНГ в XXI веке Труды международной конференции — М Металлургия, 1994
Т 2 С 291-295
124
Слисок литературы к главе 3
32. Мазда К., Накагава О., Минами бути Е. Оценка электропроводности и коррози-
онной стойкости магнезиальноуглеродистых огнеупорных изделий для проводящей
подины дуговой печи постоянного тока // Тайкабуцу. 1995. Т. 47. № 8. С. 407-408.
33. Кайбичева М. Н. Футеровка электропечей. — М.: Металлургия, 1975. — 280 с.
34. Eisermann Е., Konig G. Uber legungen zur Wasserkuchlung hochbeanspruchter
Lichbogenofen. // Electrowarme International. 1974. V. 32. B. 5. S. 261-265.
35. Сизов В. И., Шатилов О. Ф., Бибаев В. М., Коптелов В. Н. Перспективы обеспе-
чения электросталеплавильного производства отечественными огнеупорами высоко-
го качества // Сталь. 1999. № 12. С. 29-30.
36. Сенников С. Г., Шестаков А. В., Фарафонов Г А. Огнеупорные материалы фир-
мы “MAYERTON” для дуговых печей // Огнеупоры и техническая керамика. 2000.
№ 12. С. 46-50.
37. Закамаркин М. К, Беспалько В. И., Храмов В. В., Мураховский И. М. Освоение
дуговой печи постоянного тока // Сталь. 2000. № 4. С. 32-34.
38. Тахаутдинов Р. С., Носов А. Д., Дьяченко В. Ф., Овсянников В. Г., Прищепова
Т. К Опыт эксплуатации зонной футеровки конвертеров в ОАО ММК // Новые огне-
упоры. 2003. № 9. С. 3-5.
125
Гпава 4.
ОГНЕУПОРЫ ДЛЯ СТАЛЕРАЗЛИВОЧНЫХ КОВШЕЙ
Сталеразливочный ковш, футерованный огнеупорными материалами, слу-
жит для удержания, транспортирования и разливки расплавленной стали. В
последние годы в ковшах производят дополнительные различные технологи-
ческие операции. Надежность ковшей — непременное условия нормальной
работы сталеплавильного производства — в большей степени зависит от стой-
кости огнеупорной футеровки и разливочного устройства. Сталеплавильные
ковши являются емкими потребителями огнеупоров. Номинальная емкость ста-
леразливочных ковшей находится в переделах от 1 до 480 т. Ковши емкостью
до 70 т относятся к ковшам малой емкости 220 т и более — к большегрузным.
Данные по стойкости футеровок сталеразливочных ковшей на зарубежных
предприятиях представлены в табл. 4.1, из которой следует, что стойкость пе-
риклазоуглеродистых футеровок составляет от 50 до 120 плавок с одним горя-
чим ремонтом шлакового пояса и днища ковша, в то время как средняя стой-
кость отечественных футеровок из периклазоуглеродистых изделий за 1999 г.
на ОАО ММК составила 54,3 плавки, из серийных огнеупоров типа МКРУ -
12,6 плавок [61].
Огнеупорная футеровка сталеразливочных ковшей в процессе службы под-
вергается следующим разрушающим факторам [3]:
• тепловому и химическому воздействию жидких металла и шлака при тем-
пературе от 1530 до 1700 °C;
• резкому нагреву и охлаждению при заполнении и опорожнении ковша (пе-
репад температур составляет 800-1350°);
• механическому и абразивному воздействию струи расплавленного метал-
ла и шлака при заполнении;
• ферродинамическому воздействию металла и шлака.
Стойкость футеровки ковшей определяется технологией плавки, обработки
и разливки металла, сортаментом выплавляемой стали, коэффициентом ис-
пользования основного металлургического оборудования и других технологи-
ческих операций и определяется числом плавок до ремонта или числом нали-
вов. Стойкость футеровки значительно колеблется на разных предприятиях
из-за условий эксплуатации и в меньшей степени качества огнеупоров. Со стой-
костью футеровки тесно связаны показатели удельного расхода огнеупоров.
Она также зависит от продолжительности нахождения металла в ковше за пе-
риод одного налива и количества наливов, состава и толщины слоя шлака. Даже
126
127
Данные по стойкости ковшей
Таблица 4.1
Фирма Страна Емкость ковша, т Тип огнеупора Объект ремонта Стойкость плавок
шлаковый пояс стены
“Бритиш стил” Великобритания 275 ПУ, 14 % С ПУ, 5 % С Шлаковый пояс (45+56 плавок) 80-85
“Бритиш стил” Великобритания 300 ПУ, 14 % С ПУ, 12 % С Нет 94
“Зидмар” Бельгия 300 ПУ, 14 % С ПУ, 10 % С Шлаковый пояс (60 плавок) ИЗ
“Гамбургер Штальверке” Германия 120 ПУ, 14 % С ПУ, 5 % С Шлаковый пояс (65+70 плавок) 100
“Скана” Швеция 100 ПУ, 14 % С ПУ, 5 % С Нет 50
“Орегон стил” США 150 ПУ, 14 % С ПУ, 10 % С Нет 70
“Роаноке Электрик” США 50 ПУ, 14 % С ПУ, 12 % С Нет 65
“Структураль Металле Инк.” США 120 ПУ, 14 % С ПУ, 5 % С Шлаковый пояс (50 плавок) 87
ОАО ОЭМК Россия 160 ПУ, 14 % С ПУ, 7 % С Шлаковый пояс (38+42 плавки), дно (40 плавок) 72
“Бао Стил” Китай 300 ПУ, 14 % С АПУ, 7 % С Шлаковый пояс (60+70 плавок), дно (60 плавок) 120
“Северсталь” Россия 385 ПУ, 15 % С АПУ, 7 % С Шлаковый пояс (60+70 плавок), дно (60 плавок)
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
в одном ковше для отдельных элементов футеровки условия службы неодина-
ковые, поэтому износ кладки по высоте ковша увеличивается по мере прибли-
жения к днищу. Время пребывания металла в ковше за период одного налива
колеблется от 30 до 150 мин., а толщина слоя шлака доходит до 300 мм.
В процессе эксплуатации наблюдается деформация кожуха ковша, уменьша-
ется радиус ковша между цапфами и увеличивается в поперечном направле-
нии. Разница диаметров достигает до 200 мм и более. Деформация кожуха
усложняет в последующем выполнение футеровки, особенно монолитной.
Во время разливки и выдержки металла в ковше на стойкость футеровки
оказывают влияние химический состав металла и шлака, а также их физичес-
кое состояние (температура, вязкость).
Оксиды, входящие в состав огнеупорной футеровки, могут восстанавливаться
компонентами стали, особенно марганцем. В сталеплавильном шлаке наибо-
лее агрессивными являются оксиды марганца и железа, содержание которых
достигает соответственно 8 13 и 15-20 %, а иногда и более.
По физико-химическим свойствам шлаки подразделяют на основные и кис-
лые. В кислых шлаках содержание кремнезема преобладает и составляет 48-
65 %. В основных шлаках преобладают основные оксиды (СаО, MgO, МпО,
FeO), а отношение CaO/SiO2 служит мерой основности шлака. Шлаки с соот-
ношением CaO/SiO2 > 1,5-1,6 относятся к основным.
Особенно агрессивными по отношению к алюмосиликатной футеровке яв-
ляется основной шлак непосредственно после выпуска плавки в ковш, когда
его реакционная способность в отношении огнеупоров наиболее высока, по-
скольку он обладает высокой температурой и весьма большой жидкотекучес-
тью. По ходу разливки со снижением температуры шлак становится более вяз-
ким и, следовательно, менее активно реагирует с огнеупором. Вместе с тем по
мере растворения огнеупора в шлаке, а также благодаря реакциям, протекаю-
щим между шлаком и металлом , и всплыванию продуктов раскисления стали
химический состав шлака меняется, снижается содержание оксидов железа и
основности шлака, а, следовательно, понижается активность его действия на
футеровку. Наиболее агрессивны, как это было отмечено выше, шлаки высо-
комарганцовистой стали при выплавке ее без раскисления шлака. Так, содер-
жание закиси марганца в таком шлаке может достигать 20 %, а закиси железа
7 % при сравнительно небольшом отношении CaO/SiO2 (в пределах 1,8-2,2).
Такие шлаки отличаются низкой вязкостью. Износ шамотного ковшевого кир-
пича в этом случае за 1 ч работы достигает 30-35 мм, а при выплавке этой же
стали с раскислением содержание в шлаке МпО не превышает 9 % и FeO 2,3 %.
При основности шлака 2,2-2,6 износ ковшевого кирпича за этот же период не
128
4.1. Футеровка ковшей из формованных изделий
превышает 6-7 мм [4]. Для уменьшения износа футеровки ковша существует
ряд способов, снижающих растворимость ковшевого кирпича. С этой целью
непосредственно в ковш со сталью на поверхность шлака добавляют порошки
алюмосиликатного состава и кремнезема в виде песка, хромитовую руду, из-
весть, доломит и т.п. Состав и количество добавок рассчитывают и предвари-
тельно опробывают исходя из того, чтобы шлак в первую очередь реагировал
с материалом добавки, а не с материалом футеровки. Для чего необходимо,
чтобы разница химических потенциалов огнеупора футеровки и шлака была
меньше, чем добавки и шлака.
Сталеразливочные ковши футеруют формованными изделиями (кирпичами)
или неформованными в виде монолитной из огнеупорных масс.
4.1. Футеровка ковшей из формованных изделий
Футеровка стен и днища ковшей состоит из выравнивающего слоя, выпол-
ненного из огнеупорной массы (в стенах применяют листовой асбест или кар-
тон из алюмосиликатных волокон), из арматурного слоя, прилегающего к ко-
жуху по выравнивающему слою, и из рабочей футеровки.
Толщину арматурного слоя днища ковша изготовляют с учетом размеров
гнездовых блоков для установки сталеразливочных стаканов. Гнездо для ста-
кана может быть набивным. Арматурный слой выкладывают из шамотного
кирпича.
Кладка рабочего слоя днища ведется кирпичами на ребро с перевязкой вер-
тикальных швов относительно арматурного ряда. Толщина рабочего слоя оп-
ределяется емкостью ковша и применяемых огнеупоров и составляет от 120
до 280 мм.
Арматурную футеровку боковых стен выкладывают из одного или двух ря-
дов кирпича на плашку по всей периферии ковша, за исключением боевой
стороны, где ее толщину удваивают.
После завершения кладки арматурного слоя стен вплотную к нему уклады-
вают рабочий слой днища, а на нем по окружности ковша выкладывают рабо-
чую футеровку стен лекальным кирпичом соответствующих марок в зависи-
мости от необходимой толщины футеровки. Кладку ведут из фасонного кир-
пича кольцами или применяют винтовую кладку (рис. 4.1).
При кольцевой кладке каждое кольцо запирают тщательно подтесанным на
клин замком. Такая кладка характеризуется высокой прочностью, но подвер-
жена перенапряжениям, возникающим при разогреве кладки [5].
5. Кащеев И.Д.
129
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Рис. 4.1. Футеровка ЗОО-т ковшей на Череповецком металлургичес-
ком заводе: а — трехступенчатая; б — четырехступенчатая; цифры
— остаточная толщина футеровки
При винтовой кладке кирпичи укладывают по спи-
рали на всю высоту рабочего слоя. В этом случае утол-
щение арматурного слоя на боевой стороне не дела-
ют.
Кладку арматурного и рабочего слоя ведут из ша-
мотных изделий марок КШУ, КШП и других. По ус-
ловиям эксплуатации для рабочего слоя футеровки
ковша могут применяться: высокоглиноземистые,
периклазохромитовые, периклазоуглеродистые, пе-
риклазошпинельноуглеродистые и другие типы огне-
упоров. Средняя стойкость алюмосиликатных футе-
ровок составляет 10-И 2 плавок; основных (перикла-
зоуглеродистых, периклазошпинельноуглеродистых)
до 120-130 плавок.
Свойства основных огнеупоров производства ОАО
“Комбинат “Магнезит” применяемых для футеровки
ковшей приведены в табл. 4.2.
В условиях непрерывной разливки стали футеров-
ка ковша дополнительно нагревается на 40-50 °C в
связи с необходимостью перегрева металла и увели-
а б чивается цикл разливки по сравнению с литьем в из-
ложницы в 1,5-2,5 раза. В этом случае наиболее оп-
тимальной считается схема футеровки, когда шлаковый пояс рабочего слоя
сталеразливочного ковша выполняют из периклазоуглеродистых огнеупоров,
обладающих низкой смачиваемостью расплавленным металлом, а рабочий слой
ниже шлакового пояса — из углеродсодержащих изделий с более низким со-
держанием MgO (периклазошпинельноуглеродистых, шпинельноуглеродистых,
шпинельнопериклазоуглеродистых и т.п.) или из высокоглиноземистых (ко-
рундовые, муллитокорундовые, в том числе и содержащие углерод). Оправды-
вает применение монолитной футеровки стен и дна из тиксотропных масс.
По сравнению с футеровкой из штучных огнеупоров применение монолит-
ной футеровки из тиксотропных масс позволяет заметно снизить расход огне-
упоров с 14,9 до 2,6 кг/т стали (табл. 4.3), сократить продолжительность футе-
ровки сталеразливочного ковша с 20 до 7 ч и снизить вероятность прохода
металла по швам кладки стен и днища [6].
130
Химический состав и физические свойства основных огнеупоров для футеровки ковшей
Таблица 4.2
Назначение и марка огнеупора Массовая доля, % Открытая пористость, % Кажущаяся плотность, г/см5 Предел прочности при сжатии, МПа Термостойкость (1300 °С-вода), теплосмен Температура начала размягчения под нагрузкой 0,2 МПа, °C
MgO АЬОз Ре2Оз СаО SiO2 Сг2оз с Р2О5
Арматурный слой: П 93,5 — 1,6 2,2 1,8 — — — 18,0 — 75,0 1590
ПХС 76,0 4,0 5,2 1,7 3,5 11,3 — — 14,5 — 66,0 6 1600
Рабочий слой: ПУПК 94,5 0,3 1,4 1,6 1,6 — 11,0 4,0 2,93 50,0 —
ПУПК-! 96,0 0,3 1,0 1,6 1,0 — 11,0 — 3,5 3,10 52,0 — —
ПУСК 94,5 0,5 1,5 2,0 1,9 — 11,0 — 6,5 2,95 43,0 — —
ШПУП 56,5 40,6 1,1 1,1 1,1 — 9,0 — 6,0 2,98 47,0 — —
пхп 77,0 2,8 3,9 0,7 1,4 12,0 — 15,5 — 54,0 7 1650
ПХС 76,0 4,0 5,2 1,7 3,5 11,2 — 14,5 — 66,0 6 1600
пшк 76,5 5,3 4,2 1,3 3,1 10,0 — 14,0 3,13 25,0 4 1610
пхц 76,0 5,5 5,8 1,9 3,6 11,4 — 16,0 — 36,0 10 1530
Гнездовые блоки: пхп 77,0 2,8 3,9 0,7 1,4 12,0 15,5 54,0 7 1650
ПУПК 94,0 0,3 1,4 1,6 1,6 — 11,0 — 4,0 2,93 50,0 — —
ШПУП 56,5 40,6 1,1 1,1 1,1 — 9,0 — 6,0 2,93 47,0 — —
Неформованные: МПХВ 80,0 2,9 3,9 1,0 1,6 10,5 1,09* —
ППФ-1 88,0 0,4 2,2 2,6 1,8 — — 2,6 — 1,87* — — —
ПУКК 95,0 0,2 1,6 1,6 1,3 — 15,5 — — — — -— —
ППУМ 84,5 — — — — — 9,5 — — — — .— —
По уходу за футеровкой: МППТ 88,0 0,7 1,9 3,1 2,1 — — 1,9 — 1,91* — —
* Насыпная масса.
4.1. Футеровка ковшей из формованных изделий
Глава 4 Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Таблица 43
Сравнительная стойкость футеровок ковшей [6]
Материал футеровки сталеразливочного ковша Стойкость ковша по элементам У дельный расход огнеупоров, кг/т стали
стены шлаковая зона ДНО
Шамот 10 10 5 14,9
Кварцит 12 12 6 11,6
Периклазоуглеродистый кирпич 45 45 25 5,5
MgO - С кирпич (стены), дно наливное 61 61 61 3,71
Монолитная малоцементная 600 63 63 2,6
* Стойкость стен указана без учета промежуточных ремонтов
Примером выполнения такой футеровки может быть схема кладки сталераз-
ливочного ковша Молдавского металлургического завода (рис. 4 2) и исполь-
зованием импортных огнеупоров, состав и некоторые их свойства приведены
в табл. 4.4 и 4.5 [6,7].
Шлаковый пояс рабочего слоя ковша выкладывают или периклазоуглероди-
стым огнеупором “Anker ТТ10” с 5 % углерода на основе крупнокристалли-
ческого периклаза с добавкой чешуйчатого графита на пековой связки или из-
делиями “Ancarbon КС52” из плавленного периклаза с 10 % С на связке из
синтетической смолы
Рис. 4.2. Схема футеровки сталеразливочных
ковшей ЭСПЦ СЗАО ММ3 1 — изделия мар-
ки “Ancarbon К.С52” (“Anker ТТ10”), 2 — из-
делия марки “Anker Т17”, 3 — бетон марки
“Ankorcast VL93M”, 4 — бетон марки
“Ankorcast VL92MAS”
132
4.1. Футеровка ковшей из формованных изделий
Таблица 4.4
Физико-химические показатели периклазоуглеродистых изделий
для рабочего слоя сталеразливочиых ковшей
Показатели Ancarbon КС52 Anker ТТ10 Anker TT7
Массовая доля, %
MgO, не менее 96 97,5 91,5
А12Оз 0,3 0,1 0,3
Fe2O3 0,5 0,2 5
СаО 2,1 1,4 2,5
SiO2 1,0 0,3 0,6
С 10 5 5
Кажущаяся плотность, г/см3 3,1 3,09 3,08
Открытая пористость, %, не более 5 7 7
Предел прочности при сжатии, МПа, не менее 40 40 40
Таблица 4.5
Физико-химические показатели периклазоуглеродистых изделий
для рабочего слоя сталеразливочных ковшей
Показатели Ancorcast VL93M Ankorcast VL92MAS
Массовая доля, %
А12Оз, не менее 92,5 92
SiO2 0,8 0,2
Fe2O3 0,2 0,1
MgO 5 5,5
Зернистость, мм 0+6,3 0+15
Насыпная плотность, г/см3 3,0 3,0
Влажность, % 5,5+6,0 5,5+6,0
Открытая пористость, %, не более 5 7
Предел прочности при сжатии, МПа, не менее 40 40
Рабочий слой стен ниже шлакового пояса футеруют периклазоуглеродис-
тыми изделиями “Anker ТТ7” на основе спеченного периклазового порош-
ка, а также из тиксотропной шпинельобразующей массы “Ancorcast VL93M”
(табл. 4.5) на основе табулярного глинозема с добавкой органических во-
локон.
Рабочий слой дна ковша толщиной 300 мм выполняют из бетона “Ancorcast
VL92MAS”, близкого по составу массе “Ancorcast VL93M”, армированного
металлическими волокнами из жаростойкой стали. Использование монолит-
ного дна позволяет добиться равностойкости стен и дна и отказаться от гнез-
довых блоков как для шиберного затвора, так и продувочных узлов.
133
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
При разогреве футеровки ковша до рабочих температур в периклазоугле-
родистых изделиях происходят изменения в структуре огнеупора, определя-
ющие изменение его качественных свойств. Качественному изменению под-
вергается органическая связка (пек, смола), происходит выделение продук-
тов разложения и формирование углеродистого каркаса. При этом снижает-
ся прочность периклазоуглеродистых изделий и повышается их открытая по-
ристость. Высокая теплопроводность периклазоуглеродистых огнеупоров, до-
стигающая И Вт/(мК) при 500°С и 5-10 Вт/(м-К) при 1400 °C, вызывает
быстрое охлаждение футеровки ковша и вследствие большого линейного
расширения огнеупора, достигающего 2 % при 1400 °C, даже при незначи-
тельном понижении температуры футеровки ковша происходит раскрытие
швов, образование трещин, скалывание. Поэтому охлаждение футеровки
вызывает необратимые изменения. Подача расплавленного металла в охлаж-
денный ковш вызывает повышенный локальный износ в виде скалывания,
растрескивания, связанное с большим коэффициентом термического линей-
ного расширения, вследствие чего возрастает вероятность проникновения
стали в швы и трещины футеровки.
При эксплуатации сталеразливочных ковшей устанавливают допустимую
остаточную толщину рабочего слоя кладки, за пределами которой она теряет
устойчивость и обрушается. При равномерном износе футеровки остаточная
толщина рабочего слоя допустима до 20-25 мм, но с учетом безопасной эксп-
луатации ее принимают от 50-60 до 70-100 мм [34].
Схемы футеровки ковшей постоянно совершенствуются для достижения
максимальной стойкости огнеупорных изделий в конкретных условиях произ-
водства. На ОАО НТМК и ОАО “Северсталь” прошли испытания огнеупор-
ных изделий производства компании “Майертон” в сталеплавильных ковшах
[26]. Рабочий слой футеровки выполнялся из огнеупоров 3 видов. Шлаковый
пояс футеровки безобжиговыми периклазоуглеродистыми изделиями типа
МСР-15, изготовленные из плавленного периклаза высокой чистоты, графита
и углеродсодержащей связки. В состав этого огнеупора вводили 3 % антиок-
сиданта.
Стены и днище ковша выкладывали алюмопериклазоуглеродистым кирпи-
чом АМС-65 на основе высококачественного боксита, графита (7 %), углеро-
дистой связки и периклаза (9 %).
Зона падения струи металла (“боевая часть”) днища выполнена алюмопе-
риклазоуглеродистым кирпичом типа АМС-70, имеющим состав, близкий к
изделиям АМС-65, но с более высоким содержанием А12О3 и изготовленным
на основе плавленного корунда.
134
4 1 Футеровка ковшей из формованных изделий
Таблица 4.6
Основные характеристики ковшевых огнеупоров,
поставляемых компанией “Майертон”
Тип огнеупора Состав, масс % Открытая пористость, % Кажущаяся плотность, г/см3 Предел прочности при сжатии, Н/мм2
AI2O3 MgO С
Периклазоуглеродистый МСР-15* — 82,7 12,6 2,9 3,05 35,6
Алюмопернклазоуглеродистый АМС-65 68,2 9,6 7,7 3,9 3,00 59,5
Алюмопериклазоуглеродистый АМС-70 * Содержание А1 составляет 3 % 72,3 9,5 8,1 3,5 3,08 68,6
Основные показатели огнеупорных материалов приведены в табл. 4.6.
На ОАО “Северсталь” футеровка 385-т ковша показала среднюю стойкость
85 плавок, на ОАО НТМК она ниже, в связи со спецификой технологии вне-
печной обработки стали, и составляет в среднем 39-40 плавок.
Наряду с улучшением качественных характеристик огнеупоров совершен-
ствуются форма и размеры изделий для футеровки ковша. Замена огнеупор-
ных изделий формата “Р” в футеровке сталеразливочных ковшей на формат
“мини-кей” (mini-key) (рис. 4.3) позволило предотвратить растрескивание из-
делий в шлаковом поясе, появление которых связывают с колебаниями темпе-
ратур и возникновением внутренних напряжений. У изделий “мини-кей” ве-
личина внутренних напряжений на -25 % ниже, чем у изделий формата “Р”
[60]. Данные по стойкости, режимах эксплуатации и эффективности примене-
ния огнеупоров различного формата приведены в табл. 4.7.
Таблица 4.7
Стойкость, режим эксплуатации и эффективность применения огнеупоров форматов
“Р” и “мини-кей” в сталеразливочных ковшах
Наименование показателя Формат изделия
“Р” “мини-кей”
Стойкость ковша, плавки Число плавок, обработанных на установке ВКР*: 29,7 31,8
штук 6,7 11,8
% Длительность: 22,7 37,1
обработки в ковш-печи, ч 116 129
разливки на МНЛЗ, мин 125 104
пребывания металла в ковше, мин 241 233
Расход огнеупоров на 1 т стали, % * ВКР — вакуумно-кислородное рафинирование. 100 93,8
135
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Рис. 4.3. Конфигурация ковшевых изделий фор-
матов “Р” (а) и “мини-кей” (б): а — изделие мар-
ки 4Р8; б — изделие марки 18/20
Рис 4.4. Топография износа рабочей футеровки
стен сталеразливочного ковша: а — с использо-
ванием изделий формата “Р”; б — с использова-
нием изделий формата “мини-кей”; 1 — корпус;
2 — контрольный слой; 3 — рабочий слой (ис-
ходная толщина); 4 — рабочий слой (остаточная
Рис. 4.5. Схема футеровки из периклазоуглеродистых огнеупоров (а) и профиль износа футеровки
дна сталеразливочного ковше (б): точки А, Б и Д— зоны замера остаточной толщины рабочей футе-
ровки по завершении эксплуатации ковша; 1-6 — точки замера остаточной толщины футеровки
136
4.2. Огнеупоры для монолитных футеровок ковшей
Топография износа футеровки с различными формами изделий приведена
на рис. 4.4. заметный прирост стойкости изделий формата мини-кей отмечен в
зоне шлакового пояса (на 14 %). Замена периклазоуглеродистых изделий в бо-
евой зоне футеровки дна ковша (исходная толщина 300 мм) (рис. 4.5) на алю-
мопериклазоуглеродистые огнеупоры марки АПУ-80 (по ТУ 1591-001-
00187027-2001) производства ОАО “Семилукского огнеупорного завода” по-
зволило получить стойкость ковша на 30 %.
4.2. Огнеупоры для монолитных футеровок ковшей
Монолитные футеровки находят все большее применение в сталеплавиль-
ном производстве, основным достоинством которых является возможность
механизации изготовления футеровки и сокращения расхода ковшевых изде-
лий, заменяя их неформованными массами.
Герметичность и отсутствие швов в монолитной футеровке повышает стой-
кость ее при высокой температуре и устойчивость к структурному разруше-
нию. Более низкая теплопроводность неформованных огнеупоров примерно
на 20-30 % позволяет уменьшить толщину футеровки и увеличить вмести-
мость ковшей. Монолитная футеровка находит применение не только при фу-
теровке ковшей для разливки стали, но и других агрегатов: индукционных
тигельных и нагревательных печей металлургической и металлообрабатыва-
ющей промышленности [8,9].
В практике производства нашли применение два способа изготовления мо-
нолитной футеровки: набивка футеровки из полусухих масс и наливной (виб-
роналивной) способ с применением текущих масс.
Технология изготовления монолитной футеровки ковша из набивных полу-
сухих масс включает следующие основные операции: осмотр и ремонт арма-
турного слоя и футеровки днища, подготовку ковша и установки к набивке,
взаимную центровку ковша и набивной машины, набивку рабочей части футе-
ровки стен, кладка днища и верха ковша из кирпича и подготовку ковша к
эксплуатации [10].
При наливном способе производят ремонт арматурного слоя, подготовку
ковша и установку шаблонов, заливку футеровки, выдерживание (твердение),
извлечение шаблонов, кладку верхних рядов футеровки стен и днища, сушку
и подготовку ковша к работе.
Для изготовления монолитных футеровок применяют массы кислого соста-
ва, основным компонентом которых является кремнеземистая составляющая.
Условием длительной и надежной эксплуатации футеровки является быстрый
137
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
ее нагрев от 600-700 до температуры 1700 °C [3]. В этом случае fj-форма крем-
незема переходит в a-SiO2 и затем в кварцевое стекло с высокой вязкостью,
которая при 1700 °C составляет 2,9-105 Па-с. полиморфные превращения при
нагревании кварца сопровождаются увеличением объема до 20 % и при пори-
стости набивной футеровки вязким кварцевым стеклом. Свойства расплавлен-
ного кварцевого стекла: малый коэффициент линейного термического расши-
рения a = 0,5-1(Г6 град1; модуль упругости £ = 0,74-10' МПа; теплопровод-
ность при 1000 °C X = 5,02 Вт/(м-К), обеспечивают высокую термостойкость
футеровки. Однако примеси оксидов алюминия, марганца, железа и другие,
хотя и замедляют переход кварцевого стекла в кристобалит и уменьшают раз-
рыхление футеровки, но полностью предотвратить разрушение не могут. Низ-
кая температура плавления эвтектических расплавов, возникающих в систе-
мах SrO2 — оксид примесь, приводит к удалению с поверхности футеровки
образовавшегося расплава вместе со шлаком.
Скорость износа кремнеземсодержащей футеровки в шлаковой зоне за одну
плавку зависит от типа кварцсодержащего материала и при прочих равных
условиях составляет 8-12 и 10-20 мм, соответственно для кварцита и полу-
жирного кварцевого песка. При толщине набивного слоя 200 мм максималь-
ная стойкость составляет не более 200/10 = 20 наливов [5].
Огнеупорная глина, используемая в составе набивных масс, вид и ее количе-
ственное содержание существенно влияет на процесс набивки и стойкость
футеровки ковша. В связи с этим все набивные кремнеземсодержащие массы
делят на две группы: на основе природного глиносодержащего кварцевого
сырья и на основе смеси кварцсодержащего материала (например, кварцита) и
огнеупорной глины.
В качестве связки применяют водные растворы жидкого стекла (плотностью
1,05 г/см3), лигносульфонаты технические (1,08-1,18 г/см3), ортофосфорную
кислоту (1,4-1,5 г/см3), буру (концентрация 30 %) и др.
Содержание глины и влажность набивных масс определяют физико-механи-
ческие свойства набивной футеровки. Увеличение содержания глины и повы-
шенная влажность вызывают рост прочности футеровки, но при нагревании
ее происходит удаление влаги и повышение газопроницаемости и пористости.
Большое влияние на процессы взаимодействия и формирование структуры
футеровки оказывают связки, вступающие в химическую реакцию с глиной
при нагревании.
Кремнеземистые футеровки имеют хорошую стойкость на контакте с рас-
плавленным металлом и низкую — со шлаком, и тем ниже, чем выше основ-
ность шлака.
138
4.2. Огнеупоры для монолитных футеровок ковшей
Стойкость кремнеземистой футеровки повышают введением в состав масс
циркона, хромита, карбида кремния и ряд других компонентов в количестве
10-15 %. Вводимые добавки повышают стойкость футеровки от 10 до 70 % по
отношению к расплавленной стали.
Наливные футеровки сталеразливочных ковшей изготовляют из пластич-
ных огнеупорных быстротвердеющих масс содержащих, масс. %: 80-90 квар-
цевого песка (кварцита); 3-4 огнеупорной глины; 1,5-8,0 феррохромового шла-
ка и 6-8 жидкого стекла. Для увеличения подвижности и текучести вводят 1-
3 % ПАВ.
Феррохромовый шлак, содержащий в основном y-2CaO-SiO2, вступает в хи-
мическую реакцию с жидким стеклом Na2O-2SiO2 и образует гелеобразный
продукт состава H?Na2O-«CaO-j?H2O, кристаллизация которого способствует
повышению прочности футеровки. В процессе взаимодействия происходит
также реакция гидратации феррохромового шлака с образованием Са(ОН)2 и
CaO-SiO2 H2O, в результате чего жидкое стекло обезвоживается и выделяется
гелеобразный кремнезем, что и обуславливает твердение масс [11]. Обычно
используемый феррохромовый шлака, по данным петрографического анали-
за, содержит 56-57 % у-двухкальциевого силиката, 2-3 % Р-двухкальциевого
силиката, 12 % мервинита, 13-18 % шпинелида сложного состава, 7+10 % пе-
риклаза, 3 % хромита кальция и 1-2 % других фаз и имеет следующий хими-
ческий состав, масс. %: SiO2 — 25,3; А12О3 — 5,83; Fe2O3 — 1,83; СаО — 45,9;
MgO — 7,53; Na2O — 0,02 [29].
Оптимальным считается зерновой состав наливной массы, содержащий квар-
цит, масс. %: фракции 3,0-0,5 мм — 50, фракции 0,5-0,1 мм — 20 и фракции
<0,1 мм — 30.
Наливные кварцитовые футеровки после твердения и сушки имеют следую-
щие показатели: массовая доля SiO2 94—96%; огнеупорность 1650-1670 °C;
открытая пористость 27-30 %; усадка при 1300 °C 4,5 % и предел прочности
при сжатии 10-12,5 Н/мм2. при введении в состав наливных масс глиноземис-
того или высокоглиноземистого цемента, вместо указанных выше связок, для
затворения масс применяют воду.
Приготовление наливных масс для монолитной футеровки ковшей не требу-
ет дефицитного оборудования и больших капитальных вложений
С целью получения более плотной наливной монолитной футеровки в про-
цессе заливки огнеупорной смеси ее подвергают вибрированию. Виброобра-
ботка приближает виброналивную футеровку по качеству к набивной, т.к. су-
щественно снижается влажность наливной массы до 7-9 %. При вибрирова-
нии шаблона влажность массы можно снизить до 4,5-5,0 %, при этом массу в
139
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
ковш подают с помощью вибропитателей. Толщина заливки составляет (по
верху ковша) 200 мм. Время футеровки зависит от вместимости ковша и, на-
пример для 160 т, составляет 1,5 ч (включая и подготовку).
Качество металла при разливке из ковшей с монолитной футеровкой, по ко-
личеству неметаллических включений, не увеличивается по сравнению с раз-
ливкой из ковшей с кирпичной футеровкой.
Наиболее тяжелые условия эксплуатации огнеупоров отличаются в ковшах
большое емкости. Так, футеровка 350-т сталеразливочных ковшей выполнен-
ная с использованием в качестве рабочей футеровки стен муллитовой набив-
ной массы ММК-65и периклазохромитовыми изделиями ПХЦ или ПХКУ в
кладке шлакового пояса и рабочего слоя днища средняя стойкость составила
13-14 плавок. Стойкость шлакового пояса определила длительность кампа-
нии. Использование в шлаковом поясе периклазоуглеродистых изделий (мас-
совая доля, %: MgO — 90; углерода — 12; СаО — 2,8; Fe2O3 — 6; А12О3 — 0,4;
SiO2 — 1; кажущаяся плотность 2,8 г/см3; открытая пористость 8,5 %; предел
прочности при сжатии не менее 30 МПа), уложенных насухо с плотной уклад-
ке изделий, позволила увеличить среднюю стойкость футеровки ковшей до
20,6 плавок. Средний износ за плавку футеровки из периклазохромитовых ог-
неупоров ПХЦ или ПХКУ составил 14—16 мм, в то время как периклазоугле-
Таблица 4.8
Характеристика предварительно литых блоков
для сталеразливочных ковшей фирмы “TYK Corp.” (Япония)
Показатели Участки футеровки и химический состав
Гнездовой кирпич A12O3 — S1O2 Зона падения струи AJ2O3 - шпинель Шлаковый сливной носок Al2O3-SiC-C
Массовая доля, %
А120з 88 90 77
SiOj 11 — 5
MgO — 8 —
SiC — — 13
С — — 2
Открытая пористость, %* 9,6 11,8 8,3
Кажущаяся плотность, г/см3 * 3,08 3,13 3,13
Предел прочности при сжатии/изгибе, МПа, не менее 54/8 34/6 19/7
Дополнительное измерение линейных размеров после З-ч обжига при температуре, °C:
1000 +0,01 0 -0,06
1500 +0,32 +0,25 +0,03
* После 24-ч сушки при 110 °C.
140
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
Рис. 4.6. Участки использования больше мерных,
предварительно литых блоков в сталеразливочном
ковше: 1 — шлаковый сливной носок; 2 — гнездовой
кирпич; 3 — днище; 4 — зона падения струи; 5 —
боковые стены; б — верхнее кольцо.
родистого — 2,9-3,4 мм [28]. Использование периклазоуглеродистых огнеупо-
ров в шлаковом поясе позволило повысить стойкость не только шлаковых по-
ясов, но и ковшей в целом.
Футеровка ковшей из литых бетонных блоков, предварительно изготав-
ливаемых на огнеупорных заводах, позволяет снизить затраты времени на из-
готовление футеровки, использовать менее квалифицированный персонал при
монтаже кладки, сократить время сушки (особенно с наливной футеровкой),
предотвратить разрушение футеровки от взрывного растрескивания, обеспе-
чить более длительный срок эксплуатации [62,63]. Свойства таких блоков при-
ведены в табл. 4.8.
Блочная футеровка позволяет вдвое сократить затраты труда на футеровоч-
ные работы.
Блоки нашли применение для изготовления гнездовых изделий, в футеровке
зоны падения струи в днище и шлакового сливного носка (рис. 4.6).
4.3. Современные монолитные футеровки
сталеразливочных ковшей
Расход материалов для футеровки ковшей на заводах с полным циклом со-
ставляет около '/ всего расхода огнеупоров. В связи с этим предъявляют очень
высокие требования к качеству и надежности футеровки. Многие зарубежные
фирмы для этой цели применяют новые огнеупорные бетоны с низким содер-
жанием цемента и бесцементные.
141
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Современные наливные футеровки сталеразливочных ковшей выполняют из
бетонов нового пополнения типа низкоцементных, сверхнизкоцементных и
бесцементных, укладываемых, как правило, с применением вибрации (метод
вибро литья).
Традиционные бетоны на связке из 2А12О3СаО содержали от 10 до 30 % це-
мента (2,5+15 % СаО), что требовало большого количества воды при приго-
товлении массы и приводило к получению футеровки с относительно низкой
плотностью и высокой пористостью. Стремление повысить плотность и пони-
зить пористость привело к разработке высокостойких бетонов нового поколе-
ния, содержание СаО в которых существенно уменьшено.
В соответствии с американским стандартом ASTM С 401-91 такие бетоны
классифицируют по содержанию СаО на [1,12]:
• низкоцементные (LCC — Low Cement Castable) с содержанием СаО
1,0+2,5 %;
• сверхнизкоцементные (ULCC — Ultra Low Cement Castable) с содержани-
ем СаО 0,2+1,0 %;
• бесцементные (NCC—No Cement Castable) с содержанием СаО менее 0,2 %.
В этих бетонах глиноземистый цемент частично или полностью заменен
добавками ультрадисперсных материалов (типичный размер частиц
0,1+10 мкм), таких как коллоидный диоксид кремния, активированные глино-
земы (оксихлорид алюминия, алюмозоли, реактивный глинозем и т.п.). Рас-
пределение частиц по размерам подбирают таким образом, чтобы оптимизи-
ровать плотность упаковки [13, 25]. Многокомпонентный состав монолитных
бетонов делает критически важным правильное дозирование воды и водопот-
ребность большинства таких бетонов находится в пределах 6+8 %.
В технологии монолитных футеровок для сталеразливочных ковшей прежде
всего решается главная задача — получение предельно плотноупакованной
системы, которая может быть достигнута путем: оптимального выбора зерно-
вого состава и коллоидно-химическим и реологическим регулированием со-
става смеси.
Существенное отличие новых бетонов от традиционных состоит в зерновом
распределении частиц вяжущей фазы, и в частности в наличии в ней ультра-
дисперсных частиц, например высокодисперсного аморфного кремнезема,
получившего название микрокремнезем [53, 54]. Микрокремнезем имеет диа-
метр частиц <0,25 мкм и характеризуется высоким содержанием легкоплав-
ких примесей (содержание SiO2 составляет 80+92 %). Технологическая роль
добавки микрокремнезема заключается в улучшении реологических свойств
бетонной смеси, понижении ее водопотребности, связывания СаО из глинозе-
142
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
мистого цемента и создании высокопористой тонкокапиллярной структуры бе-
тона [55].
Другой отличительной особенностью частиц твердой фазы вяжущей систе-
мы является высокая степень полидисперсности, которая обычно оценивается
[56] коэффициентом полидисперсности Кп = где К — диаметр час-
тиц, отвечающих их содержанию в количестве 80 %; Kw — то же, при 20 Уо-
ном содержании. Именно по этим показателям отличается разница между обыч-
ными и новыми бетонами, т.к. чем меньше дисперсность фракций, тем выше
удельная поверхность. В керамобетонах на частицы размером <1 мкм, содер-
жание которых составляет 4,5 % приходится 80 % всей удельной поверхнос-
ти. Это обеспечивает тонкокапиллярную структуру и рост прочности при тер-
мообработке уже при 900 °C [56].
Критерии классификации огнеупорных бетонов гидравлического твердения
(по содержанию СаО) по опыту США и Европы приведены в табл. 4.9.
Основным компонентом в бетонах нового поколения является глинозем (ко-
рунд) в сочетании с другими огнеупорными материалами. Выбор глинозема
(корунда) базировался на его инертном отношении к гидратации в присутствии
воды как во время приготовления наливных и виброналивных бетонов, так и
при сушке. Периклазовые порошки в таких условиях не применяют из-за воз-
можного взаимодействия MgO с водой, что вызывает структурное растрески-
вание футеровки при нагревании.
В зарубежной практикой наиболее распространены бетоны глиноземошпи-
нельного (А12О3 - Mg Al2O4) и глиноземомагнезиального (А12О3 - MgO) типа
[2]. В первых оксид магния присутствует в массе в виде шпинели, во вторых
— в виде оксида магния. Несмотря на равное количественное содержание MgO
Таблица 4.9
Критерии классификации огнеупорных бетонов гидравлического твердения
(по содержанию СаО %)
Бетоны ASTMC-401-91 ENV-1402 часть 1*
Нормальные Среднецементные Низкоцементные Ультранизкоцементные Бесцементные * В европейском стандарте упомянутые типы 2 % ультратонких частиц (<1 мкм) и по меньш * * В американском стандарте уточнено, что мс огнеупорного заполнителя, т.е. к цементу — н( >2,5 >1,0-2,5 0,2-0,1 <0,2" 5етонов отнесены к бетонам, ей мере один дефлокулируюн нее 0,2 % СаО может относи' ст. >2,5 >1,0—<2,5 >0,2—<1,0 <0,2 содержащим не менее щй компонент. гься только к составу
143
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Таблица 4.10
Химический анализ сырьевых материалов
Типы материалов Массовая доля, %
АЬОз S1O2 Ре2Оз TiO2 Na2O MgO СаО
Белый плавленый глинозем 99,7 0,016 0,013 0,004 0,15 — —
Бурый плавленый глинозем 94,5 1,50 0,30 3,50 — — —
Кальцинированный АЬОз 99,7 0,02 0,01 — 0,27 — —
Реактивный AI2O3 99,7 0,02 0,01 — 0,26 — —
94 % АЬОз - шпинель 94,1 0,05 0,05 — — 5,41 0,29
90 % AI2O3 — шпинель 89,04 0,11 0,03 0,04 0,21 10,51 0,15
73 % А12Оз - шпинель 72,78 0,28 0,18 0,04 0,28 26,39 0,36
Пылевидный MgO* 0,27 2,80 0,13 — — 95,48 0,95
Порошок MgO** 0,32 2,68 0,20 — — 95,28 1,10
Цемент 80,0 0,08 0,08 — — 0,08 17,20
Тонкодисперсный кремнезем*** 0,70 96,0 0,30 — 0,30 0,50 0,30
* Содержание В2О3 0,37 %. * * Содержание В2О3 0,42 % *** Содержание К2О 0,6 % -
в обоих составах, глиноземомагнезиальные обладают более высокой коррози-
онной устойчивостью и инфильтрации шлака в футеровку ковша. Следует от-
метить, что используемые сырьевые материалы являются синтетическими про-
дуктами, применяемые как в спеченном, так и в плавленом виде. Наиболее
часто используемые для футеровки монолитных ковшей материалы и их хи-
мический состав приведены в табл. 4.10.
Реологические и гидратационные свойства бетонов регулируют путем вве-
дения в состав смеси ультрадисперсных частиц кремнезема в виде аэросила,
Рис. 4.7. Температурная зависимость высо-
котемпературного предела прочности при
изгибе глиноземошпинельных бетонов, со-
держащих 20 % шпинели (90 % А12О3) и 1,7 %
СаО, и глиноземомагнезиальных бетонов
(5,5 % MgO и 1,36 % СаО) без добавки тон-
кодисперсного кремнезема
144
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
кремнеземсодержащей пыли из электрофильтров в производстве ферросили-
ция и т.п. Однако добавку SiO2 необходимо ограничивать, так как ее введение
в состав глиноземомагнезиальных бетонов снижает высокотемпературную
прочность. В этом отношении бетоны глиноземошпинельного состава имеют
преимущество (рис. 4.7).
Оптимальный состав глиноземомагнезиальных бетонов для стен и участка
падения струи металла содержит, масс.%: MgO — 5; тонкодисперсного крем-
незема — 0,5; глиноземистого цемента — 8 и остальное корунд. Глиноземо-
магнезиальные блоки для зоны падения струи металла изготавливают из ука-
занного состава с дополнительным введением волокон из коррозионностой-
кой стали в количестве 2 %.
Повышенная коррозионная устойчивость глиноземомагнезиальных бетонов
объясняется образованием микропористой матрицы при синтезе шпинели из
оксидов А12О3 и MgO, Введение предварительно синтезированной шпинели
оказало меньшую эффективность при эксплуатации монолитной футеровки.
Шпинель в обоих типах бетонов повышает их коррозионную стойкость и шла-
коустойчиво сть за счет растворения в шлаке и изменения вязкости и уменьше-
нии его проникновения в бетоны.
Показатели Вид бетона
Обычный (глиноземошпинельный) Усовершенствованный (глиноземомагнезиальный)
Дополнительное изменение линейных размеров, %: 110°Сх10ч 15ОО°СхЗ ч Предел прочности при изгибе: 110°Сх10ч 1500°СхЗч Массовая доля,%: А12О3 MgO СаО 0,0 +0,3 5,2/18,7 13,6/44,3 91 5 3 0,0 +1,6 5,5/19,7 17,6/52,7 91 7 1
Оптимальное содержание шпинели в составе бетонов составляет от 20 до
30 %.
Основные показатели бетонов приведены ниже:
Несколько типичных составов низкоцементных бетонов, в том числе и бес-
цементных с корундовым заполнителем — табулярным глиноземом для футе-
ровки сталеразливочных ковшей представлены в табл. 4.11 [19].
145
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Таблица 4.11
Характеристики низкоцементных бетонов иа основе корундового заполнителя
для сталеразливочных ковшей
Показатели Марка бетона
COMPRIT 185H ANCOCAST- VL93M COMPRIT 185 НМ NOVACON 95 SSC-RO Х71
Содержание, масс. %
А12О3 97,0 92,5 90 94,2 92
MgO — 5,5 7,5 — 5
SiO3 0,6 0,1 0,7 5,1 —
СаО — — 1,1 0,1 —
Кажущаяся плотность, г/см3, после термообработки:
при 110°С 24 ч 2,90 3,0 3,05 3,01 —
при 1000°С 3 ч — — 3,05 — 2,96
при 1500°С 3 ч — — 3,00 — 2,89
Предел прочности при сжатии, МПа, после термообработки:
при 110°С 24 ч 80 20 25 37 —
при 1000 °C 3 ч 55 40 35 66* 41,5
при 1500 °C 3 ч — 60** . НО — 47,0
Линейные усадка (-), рост (+), %, после термообработки:
при 110°С 24 ч -0,05 — -0,1 0 —
при 1000°СЗч -0,2 — — -0,06
при 1500°С 3 ч — — +1,2 +0,2*** +0,47
Содержание воды, % — — 5,5-6,0 3,8-4,8 —
* После термообработки при 816 °C. * * При 1482 °C. * ** При 1816 °C.
Ультратонкие частицы диспергированные между огнеупорными зернами
образуют гидравлическую связку, которая повышает прочность и уменьшает
пористость.
Распределение частиц по размерам подбирают таким образом, чтобы опти-
мизировать плотность упаковки. Сложный состав низкоцементных бетонов
делает важным тщательное дозирование добавки воды и водопотребность боль-
шинства таких бетонов находится в пределах 4-8 %.
Преимущества и возможности бетонов с пониженным содержанием цемен-
та сводятся к следующему:
• повышается коррозионная стойкость и деформационная устойчивость, так
как содержание СаО в них существенно ниже, чем в обычных бетонах;
146
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
• увеличивается прочность как при низких, так и при высоких температурах;
• уменьшается открытая пористость при температуре 1000 °C с 22 до 17 %;
• уменьшаются размеры пор в сравнении с обычными бетонами и создается
мелкопористая структура, обладающая повышенной термической и коррози-
онной устойчивостью.
Недостатком этих бетонов является то, что все они требуют применения виб-
рации при укладке. Разработаны и безвибрационные бетоны (самотекущие).
Самотекущие (безвибрационные) бетоны требуют строгого соблюдения гра-
нулометрического состава. Показано, что область гранулометрических соста-
вов с наилучшими показателями самотекучести ограничиваются следующи-
ми значениями содержания фракций, %: более I мм 35-50; 1-0,045 мм 15 30 и
менее 0,045 мм 35—4-0 [14, 15].
Огнеупорные бетоны нового поколения состоят из: заполнителя, тонкомоло-
тых реактивных наполнителей типа глинозема и SiO2, кальций-алюминатного
цемента с содержанием А12О3 от 70 до 80 % и добавок.
По зерновому составу высококачественные бетоны состоят из крупной и
мелкой фракции (матрица). К крупнозернистой фракции относят порошки раз-
мером от 46-60 мкм до 6-10 мм и более, содержание в бетоне которых состав-
ляет ~60 % и может достигать 65-75 %. Фракция менее 45-63 мкм составляет
мелкую фракцию или матрицу и включает такие материалы как реактивные и
обожженные глиноземы, кальций-алюминатный цемент, дисперсионные гли-
ноземы (добавки) и другие тонкомолотые составляющие, приготовленные из
крупных заполнителей бетонной смеси. В качестве крупнозернистых запол-
нителей применяют табулярный глинозем, магнезиально-глиноземистую шпи-
нель, плавленый корунд и другие огнеупорные материалы.
Некоторые составы, содержащие кальций-алюминатный цемент с 80 % А12О3,
представлены в табл. 4.12. Состав, содержащий микрокремнезем, содержит
меньше цемента, приближая этот состав к низкоцементным и упьтранизкоце-
ментным бетонам с содержанием СаО в пределах 0,9-1,1 %. Состав, кальций-
алюминатного цемента и некоторые данные приведены ниже: содержание —
80,1 % А12О3, 17,6 % СаО, 0,3 % SiO2; удельная поверхность — 600-700 см2/г;
конец схватывания через 190 мин. Для сравнения в табл. 4.13 приведены тех-
нические характеристики огнеупорных цементов производства фирмы
“LAFARGE ALUMINATES’’ (Франция).
Механические свойства бетонов, термообработанных при различных темпе-
ратурах приведены на рис. 4.8. Для сравнения приведен состав, в котором каль-
ций-алюминатный цемент заменен на “Secar 80”.
147
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Таблица 4.12
Составы некоторых глииоземсодержащих бетонов
Материалы Глино- земистый Глиноземо- шпинельный Низко- цементный Низко- цементиый Глиноземо- магнезиаль ный Дисперс- ность
Наполнитель, %:
спеченный глинозем 85 61 80 86 80 <7 мм
глиноземистая шпинель — 12 — — — <3 мм
Связующая фаза, %:
глиноземистая шпинель — 10 — — — <75 мкм
реактивный глинозем — 7 10 4 8
микрокремнезем — — 5 — 1
оксид магния — — — — 5 <100 мкм
кальций-алюминатный цемент (80 % А12Оз)* 15/3 10/2 5/1 10/2 6/1,2
* Знаменатель — содержание СаО в бетоне, %.
Таблица 4.13
Технические характеристики огнеупорных цементов
производства “LAFARGE ALUMINATES” (Франция)
Показатель Наименование цемента
Ciment Fondu Lafarge Secar-51 Secar-71 Secar-80
Химический состав, %: АЬОз СаО SiO2 FeO + Ре20з Na2O + К2О Удельная поверхность, см2/г Срок твердения, сут. Температура использования, °C Предел прочности при сжатии, Н/мм2 38-40 37-39 3,0-5,0 15-18 0,4 2850-3450 1 1300 70 51,5-53,5 37-39 4,0-6,0 3,5 0,4 3800-4400 1 1440 80 69,5-71,5 27-29 0,3 0,3 0,5 3900-4500 1 1680 80 79,5-81,5 17,5-19,5 0,3 0,3 0,5 10000 1 1750 80
В последние годы значительные успехи в области бетонов были достигнуты
при использовании табулярного глинозема и комбинации его со шпинелью с
целью повышения физикокерамических свойств и шлакоустойчивости. После
обжига при 1500 °C эти бетоны имели кажущуюся пористость 16-18 % и раз-
мер пор не более 5 мкм. Такая структура бетона была достигнута оптимизиро-
ванной морфологией частиц, гранулометрическим составом и поверхностной
148
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
Рис. 4.8. Зависимость предела прочности при изгибе от температуры бетонов: 1 — глиноземомагне-
зиального; 2 — низкоцементного; 3 — глиноземошпинельного; 4 — глиноземистого; 5 — глиноземи-
стого на цементе Secar-80
активностью тонкомолотых составляющих: тонкомолотого табулярного, ре-
активного и дйсперсного глинозема.
Новые бетоны имеют низкую влажность, так как вода после сушки повыша-
ет пористость. Меньшее содержание воды улучшает такие свойства как от-
крытая пористость, коррозионная устойчивость и механическая прочность. Для
получения высоких свойств необходим весьма тщательный подбор и оптималь-
ное соотношение гранулометрических составов крупной и мелкой (матрица)
фракций бетонов с целью получения повышенной плотности упаковки час-
тиц. Первоначально высокую плотность упаковки получали путем введения в
матрицу бетона высокодисперсных (<1 мкм) частиц микрокремнезема (аэро-
сила) или глинистых частиц, но при этом снижались некоторые свойства бето-
нов: температура начала разрушения, термомеханические и коррозионные.
Поэтому в последние годы микрокремнезем и глину заменяют активными
дисперсионными разновидностями глинозема и шпинели.
На рынке сырья имеется ряд высокочистых обожженных и реактивных гли-
ноземов, отличающихся размером кристаллов, тонкостью помола и спекаемо-
стью.
Реактивные глиноземы — это обожженные глиноземы с удельной поверхно-
стью более 1,5 м2/г. Они полностью измельчены до размеров слагающих их
кристаллов. Свойства некоторых из них приведены в табл. 4.14.
149
1
150
Таблица 4.14
Синтетические высокоглииоземистые материалы для матрицы бетонов фирмы “А1СОА”
Марка Показатели Реактивные глиноземы Реактивный глинозем со шпинелью Дисперсные глиноземы Кальцийалю- минатный цемент
СТ 10SG СТС 30 СТС 40 СТС 50 ADS 1 ADS3 ADW 1
СТС 55 СА-270
Массовая доля, %:
А12Оэ 99,2 99,8 99,8 99,5 90,5 80,5 78,0 80,0 73,0
Na?O 0,40 0,09 0,08 0,15 0,12 0,15 0,15 0,15 0,16
СаО 0,05 0,02 0,02 0,03 0,10 2,0 2,0 2,0 26,0
MgO — 0,03 0,05 0,04 8,0-9,0 — — — 0,09
SiO, 0,03 0,03 0,07 0,06 0,08 — — — 0,14
Ре2Оз 0,03 0,02 0,02 0,03 0,04 — — — 0,10
В2О3 — — — — — 0,8 2,5-3,0 0,03 —
Атпрк(1050 °C) — — — — — 17,0 19,0 17,0 —
Удельная поверхность по ВЭТ, м2/г Размер частиц, мкм*: 1,6 3,8 4,7 4,0 4,0 — — — 1,5
D50 3,5 1,7 1,0 1,5 1,5 2,4 2,4 2,4 6
D90 * Размер частиц определен с помощью 10 эптическ 5,7 эго лазер 6,5 ного анш 8,5 шзатора 8,5 Cilas HR 850. 6,6 6,6 6,8 48
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
Существуют две разновидности реактивных и дисперсных глиноземов: мо-
номодальные и мультимодальные. Глиноземы, имеющие один максимум на
кривой распределения частиц по размерам, являются мономодальными и как
правило имеют наибольшее число частиц в пределах узкого диапазона их раз-
меров. Глиноземы с двумя или более отчетливыми пиками относятся к муль-
тимодальным. Последние более предпочтительны для производства монолит-
ных бетонов. В низкоцементных и ультранизкоцементных бетонах нового по-
коления применяют кальцийалюминатные цементы с содержанием 70 и 80 %
А12О3. Первые являются обычными клинкерными цементами, а для получения
цементов с 80 % А12О3 вводят добавки глинозема. Фирма “AICOA” (табл. 4.14)
выпускает кальцийалюминатный цемент марки СА-270, предназначенный для
изготовления монолитных футеровок и других огнеупорных изделий в черной
металлургии.
Цемент СА-270 является высокореактивным и с бимодальным грануломет-
рическим составом при использовании способствует формированию футеров-
ки с плотной упаковкой частиц. Прочностные свойства футеровки зависят как
от химического, так и от минерального состава цемента СА-270.
Кальцийалюминатные цементы — гидравлические вяжущие, которые выде-
ляют тепло во-время их гидратации с водой затворения. Количество выделен-
ного тепла и временной интервал зависят от различных факторов, таких как
реакционная способность цемента, температура окружающего воздуха, pH воды
и вид добавки для ускорения или замедления схватывания бетона.
Для исключения агломерации тонкодисперсных частиц при смешении мат-
рицы бетонов в ее состав вводят дисперсные глиноземы. Дисперсные глинозе-
мы — это химически модифицированные реактивные глиноземы, выполняю-
щие две основные функции в бетонной смеси: сохранение высокой дисперс-
ности частиц и регулирование времени схватывания бетона. Состав и некото-
рые свойства дисперсных глиноземов марок* ADS1, ADS3 и ADW1 приведе-
ны в табл. 4.14. Концентрация добавок находится в интервале 0,01-s-0,1 %, что
соответствует 0,1-5-1 кг добавки на 1 т бетона. Малое содержание добавки тре-
бует равномерного ее распределения во время смешения.
В отечественной практике в качестве пластификатора широко применяют
суперпластификатор С-3 в количестве 0,5-4,5 %. Его введение позволяет по-
высить предел прочности при сжатии материала при различных сроках твер-
дения вследствие снижения водопотребности [20].
* “S” в марке глинозема означает “Лето” и способствует замедлению схватывания бетонов, а
“W” — означает “Зима” и ускоряет схватывание бетонов.
151
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Сушка |нагревом
Рис. 4.9. Монтаж монолитной футеровки [3]
Основное внимание при разработке монолитных футеровок нового поколе-
ния уделяют составу матрицы бетонов.
Схема монтажа бесконечной футеровки сталеразливочного ковша представ-
лена на рис. 4.9. Для выполнения футеровки необходимы различные шабло-
ны: главный шаблон со встроенными вибраторами, шаблон шлаковой зоны
для случая преждевременного износа шлаковой зоны, непрерывно действую-
щую мешалку и очистную установку для подготовки ковша к повторной за-
ливке футеровки.
Конструкция футеровки ковша состоит из:
• теплоизоляционного слоя из волокнистых материалов толщиной 5 мм, на
дне ковша; его выполняют из шамотного легковеса толщиной 65 мм;
• арматурного слоя из стандартного шамотного кирпича;
• рабочего слоя футеровки, выполняемого из тиксотропных бетонных масс с
низким содержанием цемента.
Таблица 4.15
Физико-химические параметры огнеупорных бетонов
Материал Фракция, ММ Химический состав, % Насыпная масса, кг-дм-3
А12О3 SiOj СаО Fe2O3 MgO
INTOVAL Т 85 SP 10 0-6 90,0 2,0 — — 5,0 2,2
INTOVAL Т 85 SP 10 REPA 0-3 90,0 — 4,0 — 5,0 2,0
152
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
Рис. 4.10. Схема монолитной футеровки ковша из малоцементных масс
Фирма “INTOCAST” предлагает для изготовления и ремонта огнеупорные
материалы, состав которых приведен в табл. 4.15, а схема футеровки изобра-
жена на рис. 4.10.
В подготовленный сталеразливочный ковш с теплоизоляционной и арматур-
ной футеровкой устанавливают стальной шаблон. После центрирования и урав-
новешивания шаблона производят заливку монолитной футеровки. Огнеупор-
ная бетонная смесь перемешивается с помощью мешалки непрерывного дей-
ствия в которую добавляют 4,5 % воды и подается в зазор между шаблоном и
арматурным слоем. В процессе заливки смесь уплотняют с помощью вибрато-
ров. После твердения смеси в течение 8-12 ч шаблон удаляют и готовая футе-
ровка дополнительно выдерживается в течение 8 ч. Затем ковш направляется
на сушку и после удаления влаги выкладывают шлаковую зону из периклазо-
углеродистых изделий. Перед введением ковша в работу его разогревают до
температуры 1200 °C.
По истечении определенного срока работы монолитная футеровка рабочей
зоны не удаляется как в случае классических футеровок, а остается некоторый
слой футеровки в ковше. Остаточная футеровка с помощью машины очищает-
ся от избытка шлака и металла. После очистки шаблон снова устанавливается
153
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Кожух
Горячая
Рис. 4.11. Схема формирования бесконечной футеровки сталеразливочного ковша
в ковш и на оставшийся материал от первой заливки наносится футеровочный
материал, в результате чего толщина футеровки восстанавливается до исход-
ной (рис. 4.11).
Для получения прочной связи повторно наносимой футеровки с первона-
чальной необходимо сохранить часть футеровки пропитанной шлаком, в ре-
зультате чего достигается прочная керамическая связь при температуре 1300 °C.
Разработана футеровка сталеразливочного ковша изготовляемая полностью
из неформованных масс. Специально для футеровки арматурного слоя днища
и стен фирмой “Plibrico” разработан высокоглиноземистый низкоцементный
бетон “Plicast Hymor 3060КК” содержащий органические волокна и 1 % во-
локна из коррозионностойкой стали, а для рабочего слоя — “Ric 785” и “Plicast
L 49172” (табл. 4.16) [9].
154
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
Таблица 4.16
Характеристика ковшевых бетонов фирмы “Plibrico”
Показатели Наименование бетона
Plicast Нутог 3060 КК Ric 785 Plicast L49172
Максимальная температура применения, °C 1600 1750 1820
Добавка воды, л/100 кг 6,0-7,2 6,0-6,5 4,4-4,5
Кажущаяся плотность после обжига при 1000 °C, г/см3 2,58 2,87 3,11
Открытая пористость после обжига при 1000 °C, % 17,0 16,8 16,0
Термическое расширение при 1000 °C, % 0,65 0,9 0,8
Массовая доля, %:
А13О3 62,0 90,5 93,0
SiO2 30,0 0,10 1,2
РегОз 0,8 0,05 0,1
СаО 1,4 3,30 0,5
MgO — 5,70 4,8
Предел прочности при изгибе, Н/мм2, после обработки при температуре, °C:
ПО 5,0 11,0 1,0
1200 10,0 5,5 10,0
Теплопроводность, Вт/(м-К), при температуре, °C:
500 1,66 3,50 3,20
1200 1,56 Нет св. 2,11
Таблица 4.17
Характеристика бетонов фирмы “Veitsch-Radex”
Показатели Марка бетона (сырье)
ANKOCAST 205В (боксит) ANKOCAST 206 (глинозем) ANKOCAST 224 (глинозем-шпинель)
Массовая доля, %: А12О3 85 98 92,5
SiO2 8,5 0,1 0,7
MgO 0 0 6
СаО 1,1 1,4 0,8
ТегОз 0,9 0,1 0,1
ТЮ2 2.6 0 0
Добавка воды, % 4,5-5,5 5,5-6,5 5,5-6,5
Плотность, г/см3, после сушки 110 °C 2,9 3,0 3,0
Предел прочности при сжатии при комнатной температуре, Н/мм": после сушки при 110 °C 40 35 20
после обжига при 1500 °C 140 70 70
Дополнительное изменение линейных -0,24 0,9 1,63
размеров при 1500 °C, %
155
156
Таблица 4.18
Низкоцементные, ультранизкоцементные, бесцемеитные саморастекающиеся тиксотропные массы
Основной компонент Табулярный глинозем Электрокорунд Высокоглиноземистый шамот
Показатели СМН-95Т ССМН-95 СМН-95 СМН-91 СМУН-95* С МБ-97** СМН-83 СМН-72 СМН-61
Химический состав, масс. %
АЬОз 96-98 96-97 96-98 92-93 96-97 97,5-98,5 84-86 74-76 63-64
РезОз 0,15-0,20 0,1-0,15 0,15-0,20 0,25-0,35 0,1-0,15 0,1-0,15 0,5-0,6 0,6-0,8 1,2-1,4
СаО Предел прочности при сжатии, Н/мм2 1,2-1,8 1,2-1,8 1,2-1,8 1,2-1,8 0,7-0,77 <0,2 1,2-1,8 1,2-1,8 1,2-1,8
после 24 ч при ПО °C 45-60 40-50 45-60 45-55 60-70 40-50 65-80 45-60 40-50
после 24 ч при 110 °C 60-70 50-60 60-70 55-65 80-90 30-40 80-90 60-75 55-60
Насыпная плотность, г/см3 2,2 — 2,2 1,9 — — 1,9 1,7 1,7
Плотность бетона, г/см3, после 5 ч при 800 °C 3,1 3,1 3,2 3,1 3,1 3,1 2,9 2,7 2,6
Дополнительная линейная усадка при 1600 °C, % 0,0 0,07 0,0 . 0,2 0,0 0,0 0,5 0 5*** 0,8***
Теплопроводность, Вт/(м-К) 2,0 2,2 2,0 1,9 2,2 2,2 1,8 1,6 1,5
Водопотребность, литр/100 кг сухой смеси 3,9-4,2 5,0-5,2 4,0-4,5 4,3^4,8 4,0-4,5 4,5-5,0 4,6-5,0 4,8-5,5 5,0-6,0
Температура службы, °C ♦ Содержание MgO 1,2-1,8 %. * * Содержание MgO 1,0-1,2 %. * ** При 1500 °C. 1750 1700 1750 1700 1750 1750 1650 1550 1500
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
Фирма “Veitsch-Radex” (Австрия) предлагает тиксотропные массы на раз-
ной основе (боксит, глинозем, глинозем - шпинель) для монолитных футеро-
вок сталеразливочных ковшей (табл. 4.17) [1]. Из указанных масс выполняют
футеровку стен и днища, а шлаковый пояс футеруют периклазоуглеродистым
кирпичом.
Для выполнения монолитной футеровки дна ковша и футеровки патрубков
вакууматоров ОАО “Семилукский огнеупорный завод’’ изготавливает низко-
цементные массы (СМН-95, СМН-95Т), ультранизкоцементные, бесцемент-
ные и саморастекающиеся массы (СМУН-95, СМБ-97, ССМН-95) на основе
корунда и высокоглиноземистого шамота (табл. 4.18).
Несмотря на широкое распространение мало- и низкоцемнтных бетонов для
изготовления монолитных футеровок и других огнеупоров они имеют ряд не-
достатков, среди которых следует отметить значительно меньшую температу-
ру деформации под нагрузкой, чем у аналогичных материалов, не содержа-
щих высокоглиноземистый цемент. Так по данным [30] введение даже 0,4 %
высоко глиноземистого цемента, содержащего 76 % А12О3, в состав муллито-
вых керамобетонов приводило к понижению температуры деформации под
нагрузкой с 1620 до 1550 °C.
Появление СаО в составе алюмосиликатных масс, как известно [31], препят-
ствует процессу вторичного муллитообразования при нагреве высокоглинозе-
мистых низкоцементных бетонов.
Недостатком в использовании низкоцементных огнеупорных бетонов явля-
ется возможность появления эффекта “взрывного разрушения”, которое час-
тично устраняется введением выгорающих органических волокон, образую-
щих проницаемые поры. Однако образование дополнительной пористости
может снизить стойкость футеровки за счет пропитки ее металлом и шлаком.
И, наконец, с технической стороны эти бетонные смеси имеют весьма огра-
ниченный “срок жизни” перед их применением и длительный процесс тверде-
ния, поэтому потенциально наиболее перспективными являются материалы
класса керамобетонов [30], которые лишены указанных недостатков.
Среди основных огнеупорных материалов наиболее высокой стойкостью к
коррозионному воздействию и к проникновению основного шлака обладают
огнеупоры из магнезиальноизвесткового сырья (доломитизированные магне-
зиты, доломит). Однако при использовании обожженных порошков для моно-
литных футеровок известь (СаО) подвергается гидратации при взаимодействии
с водой. Из-за слабой гидратоустойчивости этот материал пока не нашел про-
мышленного применения.
157
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Фирма “Nippon Steel” [57] разработала способ повышения водоустойчивос-
ти магнезиальноизвесткового клинкера и технологию изготовления из него мо-
нолитной футеровки. Клинкер после обжига содержал СаО и MgO, соответ-
ственно 21 и 79 % и использовался как крупнозернистый наполнитель. Тонко-
молотую составляющую приготовляли из чистого периклазового клинкера.
Готовая шихта имела следующий химический состав, масс. %: MgO — 82,
СаО - 12, SiO2 —3.
При эксплуатации наблюдалось проникновение основного шлака на глуби-
ну 30-40 мм, вследствие чего появлялись трещины в монолитной футеровке
ковша, распространяющиеся на глубину пропитки.
Для уменьшения структурного растрескивания необходимо снизить глуби-
ну пропитки шлаком монолитной футеровки и тем самым уменьшить возни-
кающие внутренние термические напряжения.
Из теории капиллярной пропитки известно (см. разд. “Взаимодействие ог-
неупоров с металлами и шлаками”),что для ограничения проникновения шла-
ка следует повысить его вязкость или уменьшить диаметр пор в огнеупоре.
Основы формирования коррозионно устойчивой структуры огнеупорных ма-
териалов изложены в [58], из которой следует, что для ограничения глубокого
проникновения расплава шлака в огнеупор необходимо увеличить вязкость
той части расплава, которая находится в капилляре или полностью перевести
расплав в капилляре в тугоплавкое соединение. В этом случае происходит ме-
ханическая закупорка пор огнеупора и отсутствие глубокого проникновения
расплава*.
В указанной выше работе [57] снижение глубины проникновения шлака в
монолитную магнезиальноизвестковую футеровку было достигнуто путем
введения в шихту 7,5 % дисперсной А12О3, которая способствовала повыше-
нию вязкости расплава и изменению механизма разрушения футеровки. Хотя
износ поверхностным растворением увеличился, но из-за малых скоростей
растворения основных огнеупорных фаз (MgO и СаО) в шлаке стойкость фу-
теровки 270-т сталеразливочного ковша возросла на 15 %.
Введение тонкодисперсного порошка в шихту способствует уменьшению
размера пор и изменению структуры материала футеровки, но если принять
во внимание кривые вязкости расплава шлака системы А12О3 - СаО - MgO -
SiO2, то при данной основности шлака влияние MgO на изменение вязкости
существенно меньше, чем А12О3. Глубина проникновения шлака снизилась с
30^10 мм до 5-10 мм [57].
* Кащеев И. Д. Коррозионноустойчивые огнеупорные материалы для металлургических про-
изводств // Дисс. на соискание уч. степени докт. техн. наук. — Екатеринбург, 1996. — 54 с.
158
4.3. Современные монолитные футеровки сталеразливочных ковшей
Тепловые и механические напряжения, пропитка и связанные с ней хими-
ческие реакции определяют срок службы монолитной футеровки. Кроме того,
продукты реакции являются основной причиной загрязнения стали неметал-
лическими включениями.
Исследования и промышленные испытания показали, что ни бетоны на ос-
нове корунда, ни бетон на основе шпинели MgO-Al2O3 не обладают требуемой
стойкостью к пропитке шлаками богатых оксидом кальция. Только сочетание
корунда с добавкой MgO, которая образует шпинель непосредственно в футе-
ровке, показывает более высокие результаты.
Причиной повышенной стойкости к разъеданию шлаком объясняют различ-
ной скоростью взаимодействия СаО (шлака) с корундом и шпинелью. С пос-
ледней процесс взаимодействия протекает медленнее, а при температуре выше
1500 °C наиболее интенсивно идет реакция между СаО и А12О3 с образовани-
ем алюминатов кальция и в частности СаО-6А12О3. Дальнейшее увеличение
СаО за счет его поступления в футеровку со шлаком приводит к образованию
более легкоплавких алюминатов системы СаО - А12О3.
Образование СаО-6А12О3 связано с увеличением объема продуктов реакции,
так как плотность гексаалюмината кальция равна 3,38 г/см3, которая значи-
тельно ниже чем плотность корунда (3,98 г/см3). СаО-6А12О3 первоначально
будет поглощаться пористостой футеровкой и создавать уплотненную зону,
препятствующую пропитке футеровки шлаком.
В бетоне на основе шпинели MgO Al2O3 образование алюминатов кальция
идет медленно и барьерная зона, ограничивающая пропитку, не образуется и
шлаки глубоко мигрируют в футеровку. В этом случае продукты взаимодей-
ствия шпинели с СаО (шлаки) представлены в основном легкоплавкими алю-
минатами кальция, которые глубоко мигрируют в футеровку.
Таким образом, сочетание корунда и шпинели обеспечивает хорошую стой-
кость и предотвращает глубокую миграцию высококальциевых шлаков в мо-
нолитную футеровку.
Шпинель, образующаяся в футеровке (на месте), имеет монокристалличес-
кую структуру и образует плотную тонкозернистую матрицу, в которой рас-
пределен корунд. Матрица сохраняет микропористую структуру. Состав мел-
козернистой матрицы является решающим для износостойкости монолитной
футеровки. Шпинель, основная часть монолитной матрицы, остается в значи-
тельной мере стойкой к разъеданию шлаком, а корунд, второстепенная часть
матрицы, может реагировать с СаО шлака и образовывать СаО-6А12О3.
159
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Рис. 4.12. Характерные температурные участки разогрева монолитной футеровки на основе низкоце-
ментного бетона. Выдержка, ч: 1 — 6,2 — 18; 3 - 12; 4 - (3-4)
Коррозия (разъедание шлаком) проходит в основном на поверхности за счет
растворения А12О3 в шлаке. Более крупные зерна А12О3 растворяются медлен-
нее, что снижает скорость растворения.
Оксиды шлаки (FeO, MnO, TiO2 и др.) концентрируются в основном в повер-
хностном слое, толщина которого достигает 0-*-3 мм, в то время как кальцие-
вые соединения мигрируют на глубину до 30 мм.
4.4. Сушка футеровок ковшей
Использование монолитных футеровок связано с их продолжительной суш-
кой и строгим соблюдением заданного графика нагрева футеровки. На графи-
ке нагрева выделяют участки изотермической выдержки в области 200 и 400 °C,
что связано с дегидратацией продуктов твердения высокоглиноземистого це-
мента в бетоне (рис. 4.12). Скорость подъема температуры в этом интервале не
должна превышать 10-15 °С/ч. После службы охлаждение может осуществ-
ляться со скоростью 40 °С/ч [66].
Опыт промышленного освоения монолитных футеровок сталеразливочных
ковшей показал, что в процессе сушки колебания температуры в ковше не дол-
жны превышать 70 °C и отклонение от заданных параметров более 40 °C не
допускается, так как иначе может произойти взрывное разрушение футеровки
[67, 32].
Органические волокна, вводимые в состав масс, выгорают при относитель-
но низких температурах, создают капиллярную структуру, упрощающую про-
цесс удаления влаги и предотвращают взрывное разрушение футеровки.
Стойкость футеровки ковшей во многом зависит от качества первичной теп-
лоподготовки. Сушку ковша осуществляют с помощью газовоздушных горе-
160
4.4. Сушка футеровок ковшей
Рис. 4.13. Конструкция газовоздушной горелки
типа ГНД: 1 — крышка ковша; 2 — воздушное коль-
цевое сопло; 3 — распределительные воздушные
сопла; 4 — центральное топливное сопло; 5 — мно-
госопловый наконечник; 6 — периферийные топ-
ливные сопла; 7 — корпус горелки
лок с двухстадийной подачей воздуха (ГНД типа). Горелки этого типа мощно-
стью 1 МВт, позволяют изменять коэффициент избытка воздуха от 1,03 до 10
и создавать в начальный момент разогрева положительное давление на дне
ковша величиной от 5 до 10 Па.
Указанная горелка позволяет поднять температуру в ковше до 1300 °C и со-
здать равномерное тепловое пространство во всем объеме. Перепад темпера-
туры кладки в верхней части ковша и на дне в этом случае не превышает 40 °C
[67].
Горелка типа ГНД высушивает рабочий слой футеровки промежуточного
ковша толщиной 50-^60 мм, изготовленный торкретированием, за 3,0-3,5 ч и
разогревает ковш перед разливкой до температуры приема металла за 30 мин
(рис. 4.13). Длительность сушки до 400 °C составляет 60-80 % общей продол-
жительности нагрева до 800-1200°С и как следует из рис. 4.14, время термо-
обработки ковша из штучных изделий в 4—5 раз меньше, чем из монолитных
бетонов.
Продолжительность термообработки ковша, ч
Рис. 4.14. Изменение расхода топлива (7, 2) и температуры рабочей среды (3, 4) в процессе сушки
130-т сталеразливочных ковшей с футеровкой из штучных изделий (7, 3) и бетонной (2, 4)
6. Кащеев И.Д.
161
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
Таблица 4.19
Расход топлива для обеспечения цикла высокотемпературного нагрева ковшей
и продолжительность их обработки
Показатели Бетонная футеровка Футеровка из штучных изделий на основе
на основе АНО, кварцитовая MgO АПО,
Расход топлива для обработки ковша вместимостью 130/170 т: м3 м’/ч Продолжительность обработки ковша, ч 1300/1500 30/35 42 650/800 (50-55)/(60-65) 10-14 700/850 (50-55)/(60-65) 10-14 650/800 (50-55)/(60-65) 10-14
Расход газа за общий цикл сушки и высокотемпературного разогрева футе-
ровки до 1100 °C составляет в среднем около 30 м3/ч. Таким образом, общий
расход газа на термообработку ковша составляет (при времени сушки 42 ч в
соответствии с рис. 4.14) 1260 м3 для других типов футеровки эта величина
составляет, м3: кислых наливных футеровок ковшей — 480-500; нейтральных
около 1200 и для кладки из штучных изделий — 620 (табл. 4.19) [32].
В монолитных глиноземношпинельных бетонах максимальные напряжения
развиваются при температурах вблизи 850 °C и достигает порядка 15 МПа.
Добавкой стального волокна снижают напряжения примерно на 30 % [4].
В малоцементных бетонах максимальные термические напряжения развива-
ются при разогреве при температуре от 700 до 1000 °C. В интервале темпера-
тур 800-^-1200 °C бетон ведет себя не как упругое тело, а как вязкоупругое,
способное к релаксации напряжений. Выше 1200 °C напряжения релаксируют
как в вязком теле, обладающем вязкой реакцией.
В более сложных условиях находится футеровка днища ковша, которая слу-
жит в стесненных условиях. При термическим расширении огнеупора это при-
водит к выпучиванию (“подъему”), растрескиванию и другим повреждениям.
Таким образом, односторонний нагрев огнеупорной футеровки неизбежно
связан с появлением в ней термических напряжений. Поэтому в промышлен-
ности применяют способы объемного нагрева материала к числу которых от-
носится микроволновая сушка огнеупорных материалов [69]. Микроволновый
нагрев и сушка огнеупорных материалов позволяет быстро и равномерно на-
греть футеровку и значительно ускорить процесс сушки, что позволяет прак-
тически свести к минимуму возникновение микротрещин, вызванных быст-
рой сушкой.
Керамические и огнеупорные материалы при нагреве их микроволнами, по-
глощают электромагнитную энергию и преобразуют ее в тепло по всему объе-
162
1
I
I 4.4. Сушка футеровок ковшей
му материала, поэтому происходит равномерный подъем температуры футе-
ровки. Микроволны нагревают собственно материал вместе с оставшейся в
нем водой. Фактически вода поглощает микроволновую энергию лучше, чем
огнеупорные материалы. Глубина проникновения микроволн зависит от конк-
ретных свойств материала. Для большинства огнеупорных материалов глуби-
на проникновения такова, что позволяет нагревают всю толщину футеровки, в
результате чего нагревается как наружная, так и внутренняя поверхность. Но с
наружной поверхности тепло излучается, что вызывает ее охлаждение, в то
время как внутри материал будет иметь более высокую температуру, чем на
поверхности.
Особенно эффективен метод микроволновой сушки материалов с низкой теп-
лопроводностью, так как отсутствует необходимость передачи тепла с поверх-
ности внутрь материала.
Процесс сушки происходит значительно быстрее по сравнению с обычной
сушкой. Вода в порах материала быстро нагревается до температуры кипения,
вызывая повышение давления в капиллярах и выдавливание воды наружу и
последующее ее испарение с поверхности.
Наиболее эффективно микроволновая сушка используется для материалов,
которые трудно сушить обычными методами. Это изделия, имеющие низкую
прочность после формования или пористость, при которой легко образуются
трещины при сушке обычными методами, например, фасонные изделия из
низко- или бесцементных бетонов.
Конструктивно микроволновая сушилка содержит камеру с необходимой
геометрической формой, к которой присоединяются микроволновые генера-
Рис. 4.15. Схема оборудования микровол-
новой сушки с горячим дутьем
Микроволновый
6’
163
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
торы передающие энергию в камеру по волноводам. Микроволновая камера
снаружи закрыта специальными защитными материалами, поглощающими
излучение до уровня равного не более 5 мВт/см2. Нагреваемый материал, как
правило, транспортируется конвейером через сушилку. Промышленные уста-
новки имеют микроволновые камеры длиной до 30 м и обеспечивают микро-
волновую мощность до 150 кВт.
Японская фирма “Nippon Steel” применяет микроволновую сушку в комби-
нации с горячим дутьем для сушки сталеразливочного ковша [70]. Схема уста-
новки микроволнового оборудования представлена на рис. 4.15. Через возду-
хопровод горячего дутья поступает горячий воздух, а микроволновая энергия
направляется в ковш через индуктопровод.
Наиболее эффективным оказался этот метод при сушке монолитной низко-
цементной футеровки патрубков в установках RH, где толщина футеровки со-
ставляет 450 мм в отличие от ковшей, где она составляет 250 мм.
Список литературы к главе 4
1. Черная металлургия зарубежных стран и России / Под общей редакцией В. В. Ка-
тунина. — М.: Черметинформация, 2001. — 319 с.
2. Ко Y.-C. Properties and Production of A12O3 - Spinel and A12O3 - MgO Castables for Steel
Ladles // Ceramics News special refractories (CN Refractories). 2002. V. 6. N 1. P. 51-56.
3. Стрелов К. К. Теоретические основы технологии огнеупорных материалов. — М.:
Металлургия, 1985. — 480 с.
4. Аристов Г Г. Огнеупорные изделия для разливки стали. — М.: Металлургия, 1969.
— 264 с.
5. Великин Б. А., Карклит А. К, Колпаков С. В., Кузнецов Ю. Д., Полонский Ю. А.
Футеровка сталеразливочных ковшей. — М.: Металлургия, 1990. — 248 с.
6. Долгополов В. Ф., Конюхов В. В., Кузнецов А. В., Кутаков А. В., Лозин В. А. Приме-
нение тиксотропных масс для сталеразливочных ковшей И Бюллетень научно-техни-
ческой и экономической информации “Черная металлургия”. 1998. № 7-8. С. 70-73.
7. Долгополов В. Ф., Конюхов В. В., Кузнецов А. В., Кутаков А. В., Лозин В. А. Опыт
эксплуатации сталеразливочных ковшей с применением тиксотропных масс // Труды
четвертого конгресса сталеплавильщиков. — М.: Черметинформация. 1997. С. 395-398.
8. Очагова И. Г. Неформованные огнеупоры в черной металлургии И Новости черной
металлургии за рубежом. — М.: Черметинформация. 1996. № 3. С. 130-147.
9. Chaudhuri S. Monolitic Ladle Linigs // Interceram. 1994. V. 43. N 6. P. 478-480.
10. Очагова И. Г. Новости черной металлургии за рубежом. Приложение 6. Мировая
практика производства и применения огнеупоров в сталеплавильном производстве //
Бюллетень. — М.: Черметинформация. 2000. С. 17-31.
11. Замятин С. Р., Пургин А. К, Хорошавин Л. Б., Цибин И. П., Кокшаров В. Д. Ог-
неупорные бетоны. — М.: Металлургия, 1982. — 192 с.
164
Список литературы к главе 4
12. Ruh Е. Worldwide Trends in Refractories // Ceramic Industry. 1995. V. 144. N 2. P. 31-
38.
13. Кащеев И.Д., Рожков E. В., Пивинский Ю. Е. Формирование структуры нефор-
мованных огнеупоров // Новые огнеупоры. 2002. №6. С. 18-24.
14. Отиаи Ю., Мацуо К., Ос им а Т. Применение глиноземшпинельного бетона для
днища в сталеразливочном ковше // Тайкабуцу. 1994. Т. 47. № 11. С. 558.
15. Кониси Э., Накадзима К., Суда С. Применение самотекущего бетона для футе-
ровки днища сталеразливочного ковша // Дзайрето пуросэку. 1994. Т. 7. С. 911
16. Великин Б. А. Торкретирование металлургических печей. — М.: Металлургия, 1972.
— 280 с.
17. Штепа Е. Д., Ярмаль А. А., Червоненко В. М., Бердичевский Е. Е., Муравьев В. Н.
Факельное торкретирование футеровки кислородных конверторов. — Киев: Техника,
1984. — 143 с.
18. Синяков А. А., Кузнецов Г. И., Чернова Н П., Брейдо В. А., Лучкин И. А. Повыше-
ние стойкости патрубков вакууматоров оксотермическим торкретированием И Труды
четвертого конгресса сталеплавильщиков. —М.: Черметинформация. 1997. С. 306-308.
19. Аксельрод Л. М. Огнеупорные бетоны нового поколения в производстве чугуна и
стали И Огнеупоры и техническая керамика. 1999. № 8. С. 35-42.
20. Шаимов М. X, Королев А. С. Композиционные вяжущие для ультранизкоцемент-
ных бетонов // Новые огнеупоры. 2002. № 6. С. 35-36.
21. Очагова И. Г. Мокрое торкретирование бетонами низкой влажности — новый спо-
соб ремонта и изготовления футеровки сталеразливочных ковшей // Новые огнеупо-
ры. 2002. № 6. С. 50-53.
22. Shirama N., Murakami К., Shimizu I. Development of low silica wet gunning material
for steel ledle // Taikabutsu. Refractories. 2000. V. 52. № 12. R 662-666.
23. Shirama N., Murakami K., Shimizu I. Development of low silica wet gunning material
for steel ledle // Journal of the Technical Association of Refractories, Japan. 2000. V. 20.
N 3. P. 203.
24. Примаченко В. В., Мартыненко В. В., Бабкина Л. А., Солошенко Л. Н, Хончик
И. В., Касьян Г. И., Минц А, Я., Нагорный А. П., Кравченко А. Н. Огнеупорные бе-
тоны отечественного производства для футеровки элементов тепловых агрегатов вне-
печной обработки стали // Новые огнеупоры. 2002. № 8. С. 14-16.
25. Кащеев И. Д. Совершенствование технологии огнеупоров на основе периклазово-
го порошка И Огнеупоры и техническая керамика. 2001. № 7. С. 33-39.
26. Сенников С. Г., Фокин С. Н, Шестаков А. В., Цай М., Чумаков С. М., Матвеев
Д. Ю., Малышева И. Д. Применение огнеупоров фирмы “Майертон Рефракторис” в
футеровках 385-т ковшей ОАО “Северсталь” И Огнеупоры и техническая керамика.
1999. №9. С. 41^44.
27. Демиденко Л. М., Мацак П. И., Великин Б. А. Торкретирование футеровки стале-
разливочных ковшей механизированным способом // Огнеупоры. 1977. № 5. С. 32-36.
28. Нагорный А. П., Кравченко А. И., Ильин В. В., Вожол Н. А., Нагорный С. А. При-
менение безобжиговых периклазоуглеродистых огнеупоров в элементах футеровки 350-
т сталеразливочных ковшей // Огнеупоры и техническая керамика. 1998. № 2. С. 37-39.
165
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
29. Бабкина Л. А., Прокопенко М, И., Зинченко В. Л. Наливная масса для футеровки
чугуновозных ковшей И Огнеупоры и техническая керамика. 1998. №4. С. 30-31.
30. Пивинский Ю. Е. Керамические вяжущие и керамобетоны. — М.: Металлургия.
1990.— 270 с.
31. Стрелов К. К., Кащеев И. Д., Мамыкин П. С. Технология огнеупоров. — М.:
Металлургия, 1988. — 528 с.
32. Конюхов В. В. Совершенствование условий сушки и разогрева футеровок стале-
разливочных ковшей в условиях современного сталеплавильного цеха // Труды тре-
тьего конгресса сталеплавильщиков. — М.: Черметинформация, 1996. С. 299-303.
33. Sumimura Н., Nakamura R., Kaneshige N. Installation method of new type density
gunning castable 11 Journal of the Technical Association of Refractories, Japan. 2000. V. 20.
N 3. P. 168-172.
34. Стариков В. С., Темлянцев М. В., Стариков В. В. Огнеупоры и футеровки в ков-
шевой металлургии И Учебное пособие для вузов. — М.: МИСИС. 2003. — 328 с.
35. Демиденко Л. М. Высокоогнеупорные композиционные покрытия. — М.: Метал-
лургия, 1979. — 216 с.
36. Пирогов Ю. А., Савельев В. Н., Тарнопольская Р. А. Комплексное связующее на
основе активного кремнегеля для алюмосиликатных торкрет-масс // Огнеупоры. 1986.
№ 12. С. 16-19.
37. Пирогов Ю. А., Гурский Г. Л., Болтянский А. В. Торкретирование футеровки мар-
теновских печей. — М.: Черметинформация, 1974. Сер. 11. Вып. 4. — 12 с.
38. Есино С., Исикава К. Лабораторные методы испытания торкрет-масс для кисло-
родных конвертеров И Тайкабуцу. 1981. Т. 33. № 279. С. 213-216.
39. Пирогов Ю. А., Оспищева В. А., Бабкина Л. А., Прокудин В. Ю., Мосиашвили
В. В., Чеботников А. П., Глоба Н. И., Захаров А. И., Мовлява А. П., Лузин Б. М. Тор-
кретирование свода мартеновских печей на Коммунарском заводе // Огнеупоры. 1974.
№ 4. С. 28-32.
40. Пирогов Ю. А., Болтянский А. В., Яковенко Е. П., Хилько М. М., Гурский Г. Л.,
Кобылко В. С., Ковальчук Е. И., Алейников Н. Г. Практика торкретирования марте-
новских печей полусухим способом на заводе “Запорожсталь” // В сб. “Теоретические
и технологические исследования в области огнеупоров” (УНИИО). Вып. 15. — М.:
Металлургия. 1971. С. 64—68.
41. Пирогов Ю. А., Бабкина Л. А. Разработка состава массы для торкретирования сво-
дов мартеновских печей мокрым способом по ходу плавки И Сборник трудов “Произ-
водство специальных огнеупоров”. — М.: Металлургия, 1978. № 3. С. 33-37.
42. Пирогов Ю. А., Бабкина Л. А., Дрижерук М. Е. и др. Высокоглиноземистая масса
для торкретирования футеровок сталеразливочных ковшей // Огнеупоры. 1982. №3.
С. 15-18.
43. Пирогов Ю. А., Болтянский А. В,, Прокопец Г. Д., Яковлев Ю. Я. Торкрет-масса.
А.с. № 305151 // Бюлл. “Открытия, изобретения, промышленные образцы, товарные
знаки”. 1971. № 18. С. 77.
166
Список литературы к главе 4
44. Пирогов Ю. А., Болтянский А. В., Фишерова А. И. Огнеупорная масса для торк-
ретирования футеровки промышленных печей. А.с. № 346345 // Бюлл. “Открытия, изоб-
ретения, промышленные образцы, товарные знаки”. 1972. № 23. С. 108.
45. Дандзё X., Ёсико С., Исидзава К. О торкрет-массе на углеродистой связке для
кислородных конвертеров // Тайкабуцу. 1979. Т. 31. № 6. С. 38-42.
46. Nameishi N. Gedenwartiger Stand auf den Gebiet der feuerfesten Baustoffe fur die Eisen
und Stahlindustrie in Japan // Tonindustrie Zeitung. 1977. Bd. 101. N 516. S. 161-162.
47. Ватанабэ С. Торкрет-массы с высокой коррозионной стойкостью для факельного
торкретирования при выплавке коррозионностойких сталей // Тэцу то хаганэ. 1984.
Т. 70. № 12. С. 948.
48. HiragushiК., Hagiwara Т., Matsuo М. Flame gunning repair technique for steelmaking
furnaces // Nippon Steel Technical Report. 1983. N 21. P. 303-314.
49. Служба огнеупоров. Справочное издание. / Под ред. И. Д. Кащеева, Е. Е. Гришен-
кова. — М.: Интермет Инжиниринг. 2002. — 656 с.
50. Демиденко Л. М., Демидова Ж. И., Великин Б. А., Давыденков Е. И., Полонский
Ю. А. Торкретирование футеровки сталеразливочных ковшей./'Обзорная информация,
— М.: Черметинформация. 1978. Cep.ll. Вып. 4. — 20 с.
51. Сычев М. М. Неорганические клеи. — Л.: Химия, 1986. — 152 с.
52. Копейкин В. А., Петрова А. П, Рашкован И. Л. Материалы на основе металло-
фосфатов. — М.: Химия, 1976. — 200 с.
53. Пивинский Ю. Е. Огнеупорные бетоны нового поколения. Низкоцементные бето-
ны, наливные вибрационные тиксотропные огнеупорные массы // Огнеупоры. 1990.
№ 7. С. 1-10.
54. Пивинский Ю. Е. Огнеупорные бетоны нового поколения. Взаимосвязь структу-
рообразования и уплотнения // Огнеупоры. 1995. № 3. С. 2-8.
55. Тейлор X Химия цемента. Пер с англ. / Под ред. А. И. Бойковой и Т В. Кузнецо-
вой. — М.: Мир, 1996. — 560 с.
56. Пивинский Ю.Е. и др. Наночастицы и их эффективность в технологии ВКВС и
керамобетонов // Новые огнеупоры. 2003. № 10. С. 43-46.
57. Nakagawa Н., Nakamura Y., Tamura S. Development of Monolitic Refractories for
Steel Ladle Slag Line // Taikabutsu Refractories. 1999. V. 51. № 6. P. 326-332.
58. Кащеев И. Д. Основы формирования защитных покрытий на огнеупорах // Огне-
упоры. 1991. № 3. С. 5-7.
59. Демиденко Л. М., Палий Г. М., Великин Б. А., Сурков М. Е. Торкретирование фу-
теровки кислородных конвертеров по ходу плавки без отключения дутья // Огнеупоры
и техническая керамика. 1996. № 3. С. 27-31.
60. Аксельрод Л. М., Родгольц Ю. С., Лайвин А. А., Казаков В. В., Топоркова Т. И.,
Россихина Г. С. Совершенствование футеровки сталеразливочных ковшей в ОАО
“Волжский трубный завод” И Новые огнеупоры. 2003. № 5. С. 80-83.
61. Лобанов С. П., Носов А. Д., Овсянников В. Г., Воронов Г. А., Хоменко Н. Р., Бро-
мотов П. И. Повышение стойкости огнеупорной футеровки 385-т сталеразливочных
ковшей // Бюллетень “Черная металлургия”. 2002. Вып. 6. С. 35-37.
167
Глава 4. Огнеупоры для сталеразливочных ковшей
62. Kato A., Soeda Т., Morimoto S. Application of Precast Block for Ladle // Taikabutsu
Refractories. 1998. V. 50. N 10. P. 519.
63. Hattanda H., Kato A., Morimoto S. Advanced Precast Blocks // Taikabutsu Overseas.
1999. V. 19. N 3. P. 39-42.
64. Мазда К. Техника ремонта факельным торкретированием металлургических агре-
гатов И Тайкабуцу. 1995. Т. 47. № 6. С. 281-290.
65. Мазда К., Исии А., Харада С. Разработка высокопроизводительной системы фа-
кельного торкретирования конвертеров для выплавки рядовых сталей И Тайкабуцу.
1995. Т. 47. № 8. С. 382-389.
66. Пивинский Ю. Е. Новые огнеупорные бетоны и вяжущие системы — основопо-
лагающее направление в разработке, производстве и применении огнеупоров в XXI
веке. Часть IV. Низкоцементные бетоны и бесцементные неформованные огнеупоры
// Огнеупоры и техническая керамика. 1998. № 5. С. 2-10.
67. Кузнецов А. В., Лозин Г. А. Деревяненко И. В., Конюхов В. В. Оптимизация усло-
вий термоподготовки футеровки сталеразливочных ковшей // Новые огнеупоры. 2003.
№ 1. С. 18-25.
68. Ishikawa М., Takahashi N., Nashikawa С. Thermo-mechanical Properties of Castables
for Ladle Bottoms //Journal of the Technical Association of Refractories, Japan. 2000. V. 20.
N 1. P. 28-31.
69. Moller M., Linn H. Microwave Drying of Refractory Materials // Ceramic News Special
Refractories. 2002. V. 5. N 1. P. 93-94.
70. Taiza H., Saito E, Uchinokura K. Microwave Drying of Monolitic Refractories Lined
Furnaces in Nippon Steel Corporation // Taikabutsu Refractories. 2003. V. 55. N 1. P. 1920.
168
Глава 5.
ТОРКРЕТИРОВАНИЕ ФУТЕРОВОК
ТЕПЛОВЫХ АГРЕГАТОВ
Торкретирование является наиболее эффективным способом повышения
стойкости футеровки. Для торкретирования применяют как алюмосиликатные,
так и кремнеземистые и другие массы. Наиболее эффективным и перспектив-
ным способом является торкретирование в процессе эксплуатации. В связи с
неравномерностью износа футеровки, например по высоте ковша, необходи-
мость локального торкретирования с целью восстановления изношенной час-
ти футеровки является также очевидным.
Различают мокрый, полусухой и факельный способы торкретирования [1,
2]. Последний, факельный, способ чаще всего применяют для ремонта кон-
вертеров, всасывающих патрубков вакууматоров. Сообщается о вихревом спо-
собе торкретирования, который заключается в термическом нанесении на вос-
станавливаемую футеровку огнеупорных оксидов с использованием вихрево-
го эффекта распыления материала [3].
В последние годы за рубежом применяют мокрое торкретирование бетона-
ми низкой влажности. Этот способ объединяет преимущества наливного изго-
товления футеровки и сухого торкретирования. С этой целью в состав “сво-
боднотекущих” огнеупорных смесей низкой влажности, которые можно транс-
портировать и укладывать без вибрации, добавляют ускоритель твердения не-
посредственно в сопло для торкретирования, установленное на выходном конце
транспортной линии [4, 5]. По этому методу из торкрет-массы с влажностью
6,4 % получали футеровку толщиной в среднем 200 мм, а коэффициент нали-
пания массы составил 95 % при производительности установки 4,8 т/ч. Для
улучшения транспортируемости материалов для мокрого торкретирования при
перекачке с помощью насосов, в них вводят тонкомолотый порошок кремне-
зема, оптимальное количество которого составляет 1 % [6, 7]. Однако, необхо-
димо иметь ввиду, что массы, содержащие активную добавку кремнезема,
склонны к образованию трещин, которые приводят к ускоренному износу фу-
теровки путем отслаивания. Локальный ремонт монолитной глиноземмагне-
зиальной футеровки позволяет повысить стойкость ковшевых огнеупоров в
1,5+2 раза. Фирма “Harbison-Walker Refractories” применяет данный метод для
ремонта шлакового пояса сталеразливочных ковшей, футеровку которого пер-
воначально выкладывали из периклазоуглеродистых огнеупоров. Состав тор-
крет-масс приведен в табл. 5.1.
169
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
Таблица 5.1
Свойства материалов для торкретирования шлакового пояса
Показатели Материал
Безуглеродистый У глерод содержащий
Массовая доля, %; MgO 90 92
SiO2 3 2
АЬОз 5 —
SiC+C — 6
Прочность, МПа: 105 °C, 24 ч — 28,5**
1000 °C, Зч 7,0* 20,3**
1500 °C, Зч 9,5* 20,2**
Открытая пористость, %: 105 °C, 24 ч — 16,5
1000 °C, 3 ч 22,3 21,0
* Предел прочности при изгибе. * * Предел прочности при сжатии при комнатной температуре.
Существуют два вида ремонта торкретированием: холодный и горячий.
При холодном ремонте торкрет-покрытие наносится на остывшую или сла-
бонагретую футеровку агрегата. Таким образом торкретируют отдельные эле-
менты доменных печей, воздухонагревателей, коксовые печи, сталеразливоч-
ные и промежуточные ковши.
Горячий ремонт производят на основных металлургических агрегатах (кон-
вертерах, электросталеплавильных и мартеновских печах) с жестким техно-
логическим циклом. Сам процесс торкретирования проводят во время крат-
ковременных остановок или используют время вынужденного простоя.
Торкретирование футеровки осуществляют торкрет-массами, в состав кото-
рых входят: огнеупорный заполнитель, связка (жидкое стекло, фосфаты, суль-
фаты, хроматы, цементы, смолы в количестве от 1 до 15 %), пластификатор
(бетониты или огнеупорные глины в количестве 5-10 %) и вода.
Выбор материалов для торкрет-масс должен проводиться с учетом следую-
щих основных показателей:
• температурного режима работы агрегата;
• агрессивности воздействия торкрет-массы с поверхностью футеровки по
основным физико-механическим свойствам;
• сочетаемости материалов покрытия и футеровки по химическим свойствам
в интервале рабочих температур;
170
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
• стоимости и доступности исходных материалов.
Достоинством мокрого способа торкретирования является высокая степень
использования материала (~90 %) и простота процесса. К недостаткам отно-
сится то, что толщина первого слоя составляет 20-30 мм. При недостатке вла-
ги покрытие рассыпается, не успев сформироваться в монолитный слой, при
большой влажности происходит стекание с поверхности футеровки. Высокая
влажность торкрет-массы вызывает резкое и глубокое охлаждение футеровки,
скорость охлаждения которой достигает 10 °С/с.
При полусухом способе торкретирования применяют сухую огнеупорную
массу, которая увлажняется на выходе из рабочего сопла или распылителя.
Влажность торкрет-массы составляет 5-10 %.
На металлургических предприятиях работают различные установки для тор-
кретирования сталеразливочных ковшей: “Орион-1”, “Орбита-Т”, ССВ-02 “Ва-
рио” и др.
При торкретировании первостепенное значение имеет адгезия торкрет-мас-
сы к поверхности огнеупора. Анализ явлений, происходящих при попадании
массы на футеровку, можно квалифицировать как физическое и химическое
сцепление.
Физическое сцепление зависит от влажности массы, скорости частиц, угла
наклона сопла, шероховатости футеровки и ее температуры. Сцепление про-
исходит в результате действия стягивающих капиллярных сил, возникающих
в покрытии в присутствии жидкой фазы.
Химическое сцепление возникает вследствие реакций между компонентами
торкрет-массы, связкой и шлаком, покрывающим футеровку. Химические ре-
акции между связующими и огнеупорными материалами начинаются и наи-
более полно протекают в местах с повышенными значениями химического
потенциала [8].
При температурах выше 1200 °C сцепление обуславливается диффузионны-
ми процессами между защитным покрытием и футеровкой и минералообразо-
ванием на границе контакта.
Для нанесения защитных покрытий при высокой температуре целесообраз-
но использовать порошки с размером зерен не более 1,0 мм в которых напря-
жения 1-го рода при термоударе не возникают [9].
Прочность сцепления защитных покрытий с футеровкой возрастает с повы-
шением температуры нанесения. В случае силикатной связки (жидкое стекло)
оптимальной температурой считается 1200-1250 °C; массы на фосфатных связ-
ках наносят при более высокой температуре. Развитие диффузионных процес-
сов и их направленность определяются соотношением температуры поверх-
ности раздела нанесенного торкрет-слоя и футеровки (или покрывающим ее
171
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
шлаком) и температурами солидуса и ликвидуса самого шлака. Если темпера-
тура поверхности раздела ниже температуры солидуса шлака, последний не
диффундирует в торкрет-слой и между футеровкой и нанесенной массой сцеп-
ления нет. Напротив, в том случае, когда температура поверхности раздела
выше температуры ликвидуса шлака, диффузия идет интенсивно. Достаточ-
ная прочность сцепления достигается, когда температура поверхности разде-
ла имеет какое-то среднее оптимальное значение между температурами соли-
дуса и ликвидуса шлака. В этих условиях только легкоплавкие компоненты
шлака частично протекают в нанесенный торкрет-слой, а тугоплавкие компо-
ненты накапливаются у поверхности раздела и обеспечивают прочное сцепле-
ние торкрет-слоя с футеровкой.
Определенное воздействие на диффузионные процессы при нанесении тор-
крет-слоя оказывает атмосфера в плавильном агрегате. В общем случае при
наличии окислительной атмосферы железо в шлаке находится в форме ферри-
тов, образующих легкоплавкие соединения, которые снижают прочность сцеп-
ления и степень налипания нанесенного материала. В такой атмосфере сгора-
ет обычно имеющийся в составе рабочего слоя футеровки углерод (например,
периклазоуглеродистой), что способствует повышению пористости и ухудше-
нию стойкости футеровки [10].
Потери наносимого материала, вследствие отскока частиц, определяются
скоростью их движения. При малой скорости только часть массы долетает до
футеровки, а нанесенный торкрет-слой получается плохо уплотненным и име-
ет высокую пористость. Скорость полета частиц определяется давлением транс-
портирующего газа, конструкцией сопла и расстоянием до футеровки. Зависи-
мость степени прилипания торкрет-массы от расстояния между соплом и фу-
теровкой имеет экстремальный характер. При транспортировании материала
не должно быть пульсаций, а скорость потока материала на выходе из сопла не
должна превышать 20-30 м/с.
5.1. Торкретирование футеровки мартеновских печей
Для торкретирования футеровки в промышленных условиях был опробован
ряд торкрет-масс различного гранулометрического состава с разным содержа-
нием хромита и магнезита. Оптимальной явилась торкрет-масса, содержащая
70 % хромита и 30 % периклазового порошка. Эта масса обладала повышен-
ной термостойкостью по сравнению с периклазовой, а ее огнеупорность в от-
личие от чисто хромитовой массы не снижалась при поглощении оксидов же-
леза из плавильного пространства печи [9].
172
5.1. Торкретирование футеровки мартеновских печей
В качестве связок были опробованы различные водные растворы неоргани-
ческих материалов (жидкое стекло, MgSO4-7H2O, бентонитовая и огнеупорная
глины и др.). Лучшие результаты наблюдались при использовании сульфатно-
глинистой связки, полученной диспергацией 10-15 % огнеупорной глины в
водном растворе сернокислого магния 30-35 %-ной концентрации.
Торкретирование свода целесообразно проводить, когда футеровка свода
максимально нагрета, т.е. в периоды доводки и выпуска металла.
Торкретирование свода увеличивает его стойкость примерно на 20 %, а выплав-
ка стали за кампанию возрастает на 20 % [11, 12]. Удельный расход торкрет-по-
рошков на торкретирование задней стенки и свода составил 3,0-3,2 кг/т стали.
Состав и некоторые свойства покрытий для торкретирования футеровки мар-
теновских печей приведены в табл. 5.2 [13, 28].
Потери при нанесении указанных масс не превышали 10 %, что исключает
существенное загрязнение плавильной ванны незакрепившимся материалом.
Добавка метилцеллюлозы к силикатной связке обеспечивает необходимую
устойчивость суспензии к расслаиванию за счет образования многочисленных
воздушных пузырьков размером от 50 до 250 мкм, препятствующими осажде-
нию зерен твердой фазы. Применение добавки метилцеллюлозы позволяет
уменьшить влажность суспензий без снижения их жидкотекучести. Вязкость
суспензий с предельно разрушенной структурой при влажности 30 % состав-
ляет 0,6-1,0 Пас.
Для повышения механической прочности и снижения пористости перикла-
зохромитовых торкрет-покрытий периклазовую составляющую следует вводить
Таблица 5.2
Состав и некоторые свойства торкрет-масс
Показатель Торкрет-масса
хромитовая хромитопериклазовая
Содержание, масс. %:
хромит 90,0 63,0
глина 5,0 5,0
силикат натрия 5,0 5,0
метилцеллюлоза 0,1 0,1
периклазовый порошок — 27,0
Влажность, % 30,0 30,0
Плотность, г/см3 1,72 1,56
Оценка приваривания при 1500 °C, в баллах 10 7
Адгезия к ошлакованной поверхности периклазоуглеродистого кирпича, кПа 24,7 18,7
173
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
в массу в более тонкодисперсном виде, чем хромитовую. Рекомендуемый зерно-
вой состав периклазовой составляющей, % масс.: частиц размером 3-1 мм не
более 5-10; 1-0,088 мм — 55-65 и менее 0,088 мм — 30-35; хромитовой состав-
ляющей 3-1 мм — 10-15; 1-0,088 мм — 60-70; менее 0,088 мм — 20-25.
Вещественный состав торкрет-масс, % масс.: 50±5 спеченного периклаза,
30±5 хромита, 13±2 циклонной электрокорундовой пыли, 5±1 полифосфата
натрия — Na5P3O10 или (NaPO3)2M22, 2±0,5 ортофосфорной кислоты или кисло-
го ортофосфата натрия [14, 15].
Электрокорундовая составляющая предотвращает появление усадочных тре-
щин за счет увеличения объема при образовании шпинели MgOAl203 в про-
цессе эксплуатации.
Основная часть связок (силиката натрия или полифосфата натрия) вводится
в торкрет-массу в виде тонкомолотых порошков (<0,1 мм) совместного помо-
ла с одним из компонентов, остальная — в виде водных растворов различной
концентрации.
Наиболее распространенными видами связок для торкрет-масс являются
силикатные и фосфатные. Щелочные силикаты обеспечивают хорошее сцеп-
ление зерен между собой и с футеровкой, быстро схватываются, плавятся при
температуре 650-880 °C и способствуют ускоренному спеканию и уплотне-
нию вследствие образования жидкой фазы, но начиная с температуры 1200 °C
они резко снижают огнеупорность.
Фосфатные связки, представляющие собой различные соли фосфорных кис-
лот, превосходят силикатные по физическим свойствам при высоких температу-
рах. Так, прочность фосфатов при 1000 °C примерно вдвое превышает проч-
ность силикатов. Эти соединения плавятся при температуре 800-1100 °C, обра-
зуя более огнеупорное по сравнению с силикатами стекло сложного состава.
Используют, хотя и в значительно меньшей мере, другие связки, например,
из углеродсодержащих материалов (каменноугольный или нефтяной пек, тер-
мопластичную или термореактивную смолу и др.) содержащих 5-7 % углеро-
да в торкрет-массе [16]. Углеродсодержащие связки в основном применяют в
торкрет-массах для защиты футеровки конвертеров.
5.2. Торкретирование футеровки конвертеров
Для достижения высокой стойкости футеровку конвертеров систематически
торкретируют. Регулярное торкретирование обеспечивает возможность дос-
тижения любой заданной технико-экономическими расчетами, длительность
кампании конвертеров по футеровке [17].
174
5.2. Торкретирование футеровки конвертеров
Футеровку кислородных конвертеров в горячем состоянии торкретируют как
мокрым, так и полусухим способом. При мокром торкретировании достигает-
ся высокая степень налипания массы на футеровку (~95 %), однако высокая
влажность и большое содержание мелких фракций в торкрет-массе обуслав-
ливает значительную усадку, а, следовательно, и склонность образующегося
покрытия к растрескиванию. При толщине торкрет-слоя более 15 мм, проис-
ходит отслаивание покрытия вследствие выделения пара.
При полусухом способе возможно нанесение торкрет-покрытия большей
толщины (20- 30 мм), который обладает достаточно высокой плотностью и проч-
ностью, а также регулирование влажности массы в зависимости от состояния
футеровки конвертера. Однако при этом способе степень налипания несколь-
ко ниже (70-80 %).
В Японии для ремонта конвертеров в основном применяют торкрет-массы
на фосфатных связках. Свойства некоторых наиболее характерных видов масс
приведены в табл. 5.3 [18].
Однако более перспективными считают торкрет-массы на углеродистых связ-
ках по сравнению с массами на фосфатных и силикатных связках [16].
Таблица 5.3
Свойства торкрет-масс на фосфатных связках для ремонта футеровки конвертеров
Показатели Вид торкрет-масс
периклазо- известковые периклазовые
Массовая доля, %:
SiO2 2,6 2,0 2,9 0,9 0,5
СаО 7,2 13,0 3,8 5,4 5,9
MgO 84,1 78,7 86,5 87,6 86,9
Na2O 1,2 1,3 1,2 1,3 1,3
p2os Содержание (%) фракции, мм: 3,1 3,1 3,2 3,2 3,2
4,0-1,0 25 25 25 25 30
1,0-0,3 35 35 35 35 30
0,3-0,074 10 10 10 10 10
<0,074 Свойства после обжига при 1500 °C и выдержке 2 ч: 30 30 30 30 30
изменение линейных размеров предел прочности, МПа: +0,3 +0,6 -3,5 -1,6 -1,8
при изгибе 1,1 0,5 11,5 4,3 5,0
при сжатии 1,6 1,4 24,5 4,1 5,8
открытая пористость,0/» 38,8 40,9 30,6 35,2 32,0
кажущаяся плотность, г/см3 Прочность сцепления, МПа, при температуре, °C 2,11 2,04 2.46 2,26 2,36
1200 0,2 0,3 0,1 0,5 0,8
1400 0,02 0,02 0 0,05 0,1
Температура деформации (20 %) под нагрузкой 0,2 МПа, °C 1570 1730 1280 1680 1670
175
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
Практика эксплуатации конвертеров показала, что при локальных износах
футеровки целесообразнее использовать полусухой способ торкретирования,
при котором возможно нанесение плотного слоя большей толщины, а при ре-
монте поверхности всей футеровки более эффективным считают мокрый спо-
соб, позволяющий наносить тонкий слой торкрет-массы на большую площадь.
Независимо от способа торкретирования для каждого конкретного типа кон-
вертера существует критическая величина стойкости футеровки, выше кото-
рой торкретирование экономически нецелесообразно.
5.2.1. Факельное торкретирование конвертеров
Принцип факельного торкретирования состоит в том, что на ремонтируе-
мую поверхность футеровки наносят огнеупорный порошок, в котором части-
цы огнеупора предварительно оплавлены в высокотемпературном факеле го-
релки. Частицы огнеупора оплавляются в факеле, полученном от сгорания раз-
личных видов топлива в среде окислительного газа.
В качестве топлива чаще всего применяют коксовую пыль. Содержание ог-
неупорного порошка и топлива составляет 70 и 30 % соответственно. Торк-
рет-фурма представляет собой горелку или ряд горелок, сопло которых изог-
нуто под углом 90° так, чтобы факел был направлен перпендикулярно к повер-
хности футеровки.
В технологии факельного торкретирования важная роль принадлежит горел-
ке, ее геометрическим размерам. На рис. 5.1 и 5.2 показаны горелки, применяе-
мые при торкретировании различных агрегатов, а их характеристики представ-
лены в табл. 5.4 все горелки имеют многорядное расположение топливных со-
пел и сопел для подачи огнеупорного материала по типу “сэндвича” в результа-
те чего достигается повышение степени расплавления материала и уменьшения
габаритов горелки по отношению к ее производительности [19, 20].
Эффективность факельного торкретирования зависит в первую очередь от
расстояния до поверхности, расхода огнеупорного порошка, скорости переме-
щения горелки, качества ремонтируемой поверхности. Для горелок, указан-
ных в табл. 5.4, оптимальное расстояние до поверхности составляет 200-
300 мм. Оптимальная дистанция зависит от температуры плавления огнеупо-
ра, размера частиц порошка, поэтому режим торкретирования необходимо под-
бирать в каждом конкретном случае.
При факельном торкретировании в пламени горящего порошкового кокса
происходит плавление огнеупорного материала, который затвердевая, образу-
ет слой торкрет-массы. При этом необходимо обеспечивать равномерную по-
дачу порошкообразного огнеупора и стабильное горение топлива так, чтобы
температура факела была выше температуры плавления огнеупора.
176
5.2. Торкретирование футеровки конвертеров
Рис. 5.1. Характеристика различных типов горелок для факельного торкретирования: 1 — для коксо-
вых печей; 2 — для доменных воздухонагревателей и вакууматоров (DH, RH); 3 — для сталеразли-
вочных ковшей и кислородных конвертеров
Рис. 5.2. Схема горелки с двойным групповым расположением сопел: а — горелка с одной группой
сопел (трехрядное расположение сопел); б — горелка с двумя группами сопел; 1 — топливные сопла;
2 — сопла для огнеупорного порошка
Механизм и кинетику образования прочных связей в области контактирова-
ния частиц с поверхностью футеровки можно условно представить в виде трех
последовательно протекающих стадий:
1) образование физического контакта в момент соприкосновения частицы
примерно на расстоянии, близком к величине параметра решетки для взаимо-
действующих материалов;
2) химическое взаимодействие материалов на границе раздела фаз;
3) объемная развитие химического взаимодействия за счет диффузионных
процессов, приводящих к взаимному проникновению материала частицы к
поверхности футеровки.
177
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
Таблица 5.4
Характеристики горелок для факельного торкретирования различных
металлургических агрегатов
Показатели Металлургический агрегат
коксовая печь воздухонагреватель, RH, DH сталеразливочный ковш кислородный конвертер
Расход топлива, м3/ч:
пропан 15 40 150 200-350
кислород 75 200 750 1000-1750
Число сопел для:
топлива 26 104 216 364
порошка 6 20 44 92
Производительность, кг/ч 80 300 1500 3000
Обычно длительность активного взаимодействия частиц при формировании
покрытия составляет 10~3-10 7 с. Исключительно малое время предопределяет
образование связей в месте контакта в основном в результате химического вза-
имодействия материалов. Физический контакт должен обеспечивать наиболее
полное протекание химического взаимодействия. Обычно первая и третья ста-
дии не являются лимитирующими при закреплении частиц на поверхности
футеровки.
Химическое взаимодействие в области контактирования наносимой части-
цы с поверхностью футеровки определяется числом атомов х, прореагировав-
ших за время т, при условии, что все атомы на поверхности частицы и на по-
верхности футеровки возбуждены вследствие нагрева и деформации при уда-
ре частицы.
Кинетическое уравнение реакции взаимодействия:
— = (W0-x)yexp
<эт
£а (
----— ехр — ,
kTj \к)
(5.1)
где N — количество атомов на поверхности формирования частиц, находя-
щихся в физическом контакте; у— частота собственных колебаний атомов; Ез
— энергия активации; Д5* — энтропия активации; Тк — температура контакта
(поверхности футеровки), К; к — постоянная Больцмана.
Для многих взаимодействующих материалов и особенно металлов энтропия
активации мала и &S/k можно принять равным единице, тогда кинетическое
уравнение взаимодействия упростится:
178
5.2. Торкретирование футеровки конвертеров
— = (7У0-х)уехр
Л
(5.2)
Из уравнений (5.1) и (5.2) следует, что количество прореагировавших ато-
мов за время взаимодействия в основном определяется значениями Ел и Т.
После интегрирования уравнений получим временной фактор, определяющий
длительность реакции взаимодействия N атомов.
Прочность сцепления оксидных частиц, достигнутая за время т, в точке кон-
такта частиц с поверхностью, <Лт может быть связана с количеством прореаги-
ровавших атомов N соотношением:
N. ___
М) <*тах
(5-3)
где Nz — количество атомов из числа N, прореагировавших за время т; ати—
максимальная прочность, которую можно получить по завершению процесса
взаимодействия. Тогда уравнение относительной прочности можно записать в
виде
Ь
^тах
No
= 1-ехр -угехр -
кТк)
(5-4)
При нанесении неорганических оксидных покрытий необходимо учитывать
сложность формирования адгезионной границы, определяющей прочность
покрытия с поверхностью футеровки. На формирование адгезионной грани-
цы оказывают влияние многие факторы. Прежде всего, необходима близость
физико-химических свойств взаимодействующих материалов (тип и парамет-
ры кристаллической решетки; размер атомов и др.) и особенно коэффициен-
тов термического расширения (к.т.л.р.). Первые частицы взаимодействуют с
«холодной» поверхностью. Температурное поле в области контакта частицы с
поверхностью футеровки может оказаться не достаточным для образования
прочных связей. Затруднено смачивание при растекании расплава, а следова-
тельно, и протекание первой стадии химического взаимодействия. Поэтому,
при нанесении оксидного слоя, необходимо повышать энтальпию частиц, по-
ступающих на поверхность огнеупорной футеровки, для чего на практике стре-
мятся их перегреть. Если это невозможно, то для нанесения применяют соста-
вы покрытий, в которых протекают экзотермические эффекты.
179
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
При формировании покрытий в них образуются дефекты, обусловленные
спецификой нанесения оксидных частиц. В первую очередь это различные
пустоты, связанные с растеканием расплавленных частиц или их пластичес-
ким деформированием. Часто химические связи в покрытии составляют лишь
небольшую величину; значительная их часть — это силы механического за-
цепления и слабые невалентные силы типа Ван-дер-Ваальса, которые как из-
вестно, имеют низкий уровень, и поэтому их не следует принимать в расчет
при оценке качества торкрет-покрытия. Однако при нанесении покрытий на
поверхность футеровки с сильно развитым микрорельефом прочность меха-
нического сцепления может достигать 5-15 МПа. Для повышения адгезион-
ной и когезионной прочности торкрет-покрытий необходимо стремиться к об-
разованию химических связей, приводящих к спеканию наносимых частиц с
поверхностью футеровки. Чем больше точек спекания, тем выше прочность
торкрет-покрытия.
Среди множества факторов, влияющих на оплавление порошка в факеле,
важнейшее значение имеют температура плавления, размер зерен торкрет-по-
рошка, концентрация его в факеле, а также средней продолжительности пре-
бывания частиц в факеле. Экспериментально [19] получена формула зависи-
мости между размером зерен (d, мкм) и температурой плавления (Д °C) по-
рошка в пропано-кислородном факеле (расход пропана 35 м3/ч, кислорода
175 м3/ч):
Г= 23600-2,1(7 (5.5)
Максимальная температура плавления материала, который может быть оп-
лавлен в пропанокислородном факеле, оценивается на уровне 2300 °C. Поэто-
му зерна периклазового порошка практически не оплавляются и не принима-
ют сфероидальной формы, в то время как шпинели (MgOAl2O3, MgOCr0O3) и
массы, содержащие их, образуют достаточно коррозионно устойчивое покры-
тие [19].
Поэтому в более жестких условиях работы футеровки конвертера, например
при выплавке нержавеющей стали, целесообразно использовать факельное
торкретирование, с помощью которого получается более плотное покрытие, а
в других случаях - полусухое.
Количество тепла, которое требуется для нагревания в пламени шарообраз-
ных частиц до температуры пламени, при наличии теплового равновесия оп-
ределяется формулами:
2, = л/УаДТт, (5.6)
180
5.2. Торкретирование футеровки конвертеров
Q2 = 76л£)3рсДТ, (5.7)
где — количество тепла подведенного к поверхности шарообразной части-
цы, Дж; Q2 — количество тепла, необходимое для повышения температуры
шарообразной частицы на ДТ, Дж; D — диаметр шарообразной частицы, м; а
— коэффициент теплопроводности материала частицы, кал/(см‘-страд); р —
объемная плотность, кг/м3; с — удельная теплоемкость, Дж/(кг-К); ДТ— раз-
ность температур поверхности и центра частицы, К; т — время нагрева части-
цы, с.
Если предположить, что Q = Qv то время т будет определяться выражением:
т = рсО/6а. (5.8)
Л. М. Демиденко [21], исходя из чисел Фурье, Нуссельта и Био, преобразо-
вал величину а из формулы (5.4) в теплопроводность шарообразной частицы
для случая, когда шарообразная частица находится в пламени, и получил при-
ближенную формулу для определения времени выдержки частицы только на
основании физических свойств материала:
т = pctflK (5.9)
где А — коэффициент теплопроводности шарообразной частицы, Вт/(м-К).
Отношение
А/(рс) = а, (5.10)
где а — температуропроводность материала, м7с. Из выражений (5.8) и (5.9)
окончательно получим уравнение
т = л7ба. (5.11)
Из выражения (5.11) следует, что время нагрева частицы при наличии посто-
янства свойств материала в значительной степени зависит от диаметра частицы.
Принимая во внимание время нахождения частицы материала в факеле при
дозвуковых скоростях равным 0,02-0,03 с, можно рассчитать максимальный
размер частицы для торкрет-масс при факельном торкретировании. Например,
для периклазового порошка эта величина составит:
D < 4бО1 = д/б • 1,25 • 10~6 • 0,02 = 0,38 • 10~3 м, (5.12)
где а = 1,25-10”6 м2/с — температуропроводность периклазового порошка при
1000 °C.
181
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
На практике обычно используют порошки дисперсностью менее 0,1 мм.
Расстояние, с которого производится торкретирование, является коротким и
составляет 100-200 мм. Для нормального торкретирования необходимо, что-
бы температура стенки, подвергаемой торкретированию, поддерживалась вы-
сокой (1200-1300 °C), поддерживался постоянный расход торкрет-массы и кис-
лорода. Повышение температуры стенки позволяет снизить содержание кокса
в массе и повысить эффективность торкретирования.
Торкрет-масса для факельного торкретирования представляет собой смесь
двух и более компонентов огнеупорной и топливной составляющей. Для при-
готовления торкрет-массы применяют металлургические периклазовые порош-
ки ОАО “Комбината “Магнезит”. В качестве топливной составляющей исполь-
зуют коксовую пыль, кусковой кокс, антрацитовую мелочь с возможно низким
содержанием золы. В качестве огнеупорного порошка могут быть использова-
ны отсевы доломита после обжига, а также известь, ее отходы.
Показано, что угольное топливо с большим выходом летучих и малой круп-
ностью создает высокую температуру факела с самого начала торкретирова-
ния. Длина факела линейно растет с увеличением крупности угольного топли-
ва. Так, для угольного топлива, содержащего, масс. %: 87,4 — С; 0,3 — золы;
12,3 — летучих; с теплотворной способностью 34480 кДж/кг и крупности ча-
стиц топлива 40 и 100 мкм, длина факела составляла 1 и 2 м, соответственно.
Химический состав и свойства торкрет-покрытия на основе периклазового по-
рошка, нанесенного с расстояния 1,8 м, при использовании указанного топли-
ва приведены ниже , масс, доля, %: MgO — 87,5; SiO2 — 5,0; Fe2O3 — 2,0;
А12О3 — 0,7; кажущаяся плотность покрытия - 2,96 г/см3; открытая порис-
тость — 12,4 % [29].
Химический состав и некоторые свойства торкрет-масс для факельного тор-
кретирования футеровки кислородных конвертеров приведены в табл. 5.5, из
которой следует, что мокрый способ торкретирования по степени разъедания
ее шлаком значительно уступает покрытию, нанесенному факельным спосо-
бом [19].
Факельное торкретирование применяют в конвертерных цехах СНГ и Рос-
сии [22]. Расход массы на одну операцию составляет от 2,5 до 5 т при длитель-
ности операции не более 5 мин. Примерный удельный расход огнеупоров на
торкретирование 350-т конвертера равен 2,34-2,95 кг/т стали, при этом широ-
ко используются торкрет-массы производства Китая (табл. 5.6).
В работе [23] приложен способ торкретирования футеровки конвертера по
ходу плавки без отключения дутья кислорода. В этом случае огнеупорный
материал подается соплом на огнеупорную футеровку конвертера транспор-
182
5.2. Торкретирование футеровки конвертеров
Таблица 5.5
Химический состав и некоторые свойства торкрет-масс для факельного
торкретирования футеровки кислородных конвертеров
Показатели Торкрет-массы для факельного торкретирования Торкрет-массы для мокрого торкрета- рован ия
Периклазовая Периклазо- шпинельная Перикл азо-шпинелидная
А Б
Массовая доля, %:
А12О3 — 50 71 22 1,о
MgO 95 49 12 60 85,0
Сг2О3 — — 10 10 8*
Кажущаяся плотность, г/см 2,44 3,21 2,91 2,88 1,98
Открытая пористость, % 31,0 9,5 21,6 21,4 40,0
Предел прочности при сжатии, МПа 63,2 85,1 105,0 55,1 12,0
Степень разъедания шлаком, % 13,4 7,6 4,3 5,3 18,0
* Указано содержание SiO2.
Таблица 5.6
Характеристика торкрет-масс производства КНР
Марка Содержание, % Размер зерен, ММ Тип связки Участок торкретирования
MgO СаО
MDS-109 DG-ZEJ 95 75 10 0-5 0,5 Химическая Керамическая Зона загрузки Зона цапф
тирующим газом, в качестве которого используют кислород, а топливом явля-
ется СО, находящийся в конвертере.
Нагрев частиц порошка происходит как за счет дожигания технологического
оксида углерода, так и радиационного теплообмена между частицами перик-
лазового порошка и средой конвертера, которая на 90 % состоит из СО и на
10 % из СО2 при средней температуре плавки 1750 °C. При диаметре сопла
25 мм оптимальная дистанция торкретирования составляет 500-750 мм. Стой-
кость торкрет-покрытия составляет от 1 до 4 плавок.
Необходимым условием получения высококачественного торкрет-покрытия
является применение материалов с хорошей транспортируемостью и плавкос-
тью. В табл. 5.7 представлены материалы используемые для торкретирования
различных агрегатов в Японии [24, 30].
183
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
Таблица 5.7
Свойства материалов для факельного торкретирования различных агрегатов
Показатели Коксовые печи Вакууматоры RH, DH Конвертеры Доменные воздухона- греватели Сталеразли- вочные ковши
углеродистая сталь нержавею- щая сталь
Порошок
Массовая доля, %:
SiO2 95,5 — 8,0 1,7 33,5 —
А12Оз — 48,6 2,1 73,4 61,8 48,6
СаО 1,8 8,7 0,3 — —
MgO — 49,8 79,7 10,1 — 49,6
Сг20з — — — 4,3 — —
прочие 2,8 — — — 3,6 —
Размер, мкм 210+10 210+10 210+10 210+10 210+10 210+10
Налипаемость, % 90 90 90 90 90 90
Торкрет-слой
Кажущаяся плотность, г/см3 1,90 3,57 3,42 3,47 2,77 3,57
Открытая пористость, % 7,2 7,8 8,4 9,8 3,0 7,8
Прочность при сжатии, МПа 122 172 256 339 291 172
Прочность при изгибе, МПа:
комнатная температура 12,1 59,2 62,2 78,6 56,1 59,2
1000 °C 5,0 35,7 28,8 35,2 25,8 35,7
1400 °C — 14,3 • 0,5 П,7 10,0 14,3
5.3. Торкретирование футеровки сталеразливочных ковшей
Торкретирование футеровки сталеразливочных ковшей является самым эф-
фективным способом ремонта участков наибольшего износа и всей поверхно-
сти футеровки.
В зависимости от условий эксплуатации и сортамента разливаемого метал-
ла применяют торкрет-массы различного состава: полукислые, шамотные, вы-
сокоглиноземистые, основные и др. торкретированию подвергают как новую
футеровку, так и бывшую в эксплуатации, которое осуществляется нескольки-
ми способами: полусухим, мокрым и факельным [25]. При полусухом торкре-
тировании влажность массы обычно составляет 8-15, а при мокром — 20-
30 %.
При нормальных температурах адгезия торкрет-покрытия к поверхности фу-
теровки объясняется многими явлениями: механическим зацеплением, диф-
фузией, электростатическими и химическими взаимодействиями [26, 32].
Наиболее часто для торкретирования футеровки сталеразливочных ковшей,
применяемых при разливке рядовых марок стали, используют шамотные или
кварцитные торкрет-массы с добавкой 5-15% огнеупорной глины [27]. Связ-
кой служит водный раствор жидкого стекла.
184
5.3. Торкретирование футеровки сталеразливочных ковшей
Торкрет-массы на основе кварцита характеризуются несколько худшими свой-
ствами по сравнению с шамотными торкрет-массами. Однако, учитывая более
низкую стоимость кварцитных масс, их применение наиболее целесообразно.
Так, для торкретирования 250-т ковша используют шамотноглинистый торк-
рет-порошок марки ПГШТ-2 по ТУ 14-8-265-78 с массовой долей А12О3 более
37 % фракции 2-ьО мм, в том числе мельче 0,09 мм 20-30 %. В качестве связки
применяют водный раствор жидкого стекла с модулем 2,8-3,0 плотностью 1,10-
1,22 г/см3. Суммарная толщина торкрет-покрытия составила 25-30 мм при
влажности 8-10 %. При удельном расходе торкрет-массы 1 кг/т стали достиг-
нута средняя стойкость кирпичной футеровки 10,5 наливов, без торкретирова-
ния она составляла 8,7 наливов. При трехкратном торкретировании стойкость
футеровки увеличивается до 12,5 наливов.
В качестве коагулянта для жидкого стекла рекомендуется использовать вод-
ные растворы солей с достаточно малым радиусом катионов, например, MgCl2.
Для этого сухой торкрет-порошок предварительно увлажняют 20%-ным вод-
ным раствором коагулянта (MgCl2) при приготовлении порошка, а окончатель-
ное увлажнение водным раствором жидкого стекла производят при торкрети-
ровании в сопле торкрет-установки. В результате создаются благоприятные
условия для выделения активного кремнегеля непосредственно на поверхнос-
ти частиц огнеупорного материала, что обеспечивает быстрое схватывание
наносимого торкрет-покрытия, его высокую прочность и снижению потерь
при торкретировании за счет отскока [8].
Свойства и состав некоторых плотных бесцементных торкрет-масс фирмы
“Plibrico” приведен в табл. 5.8.
Качество покрытия зависит не только от состава торкрет-массы, но и также
от техники распыления, опыта обслуживающего персонала и производствен-
ных условий, т.е. от температуры кладки, влажности торкрет-массы, давления
Таблица 5.8
Состав и некоторые характеристики бесцементных торкрет-масс
Марка Температура службы, °C Основное сырье Химический состав, мае. % Плотность, г/см3 Максимальный размер зерна, мм
А12О3 SiO2 Fe2O3
Pligun super 1000 шамот 34 55 1,0 1,85 4
Pligun hy-super 1250 боксит 65 20 2,3 2,18 4
Plimag* 1750 периклаз 2 10 1,8 2,04 4
Pligun super 40 1540 шамот 46 49 1,1 1,90 7
Pligun super 60 1600 в/глин. 60 35 1,0 2,10 7
* Содержание MgO и СаО составляет соответственно 80,0 и 4,0 масс. %
185
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
сжатого воздуха, расстояния фурмы от футеровки и угла, под которым масса
наносится на стенку печи.
Оптимальные результаты достигаются в том случае, когда масса распыляет-
ся при температуре стенки 1000-1400 °C. При низких температурах образова-
ние химической или керамической связки происходит слишком медленно как
внутри напыленного слоя, так и в месте контакта нанесенного слоя и стенки.
При более высоких температурах вода из торкрет-массы испаряется так бы-
стро, что не успевает задержаться у стенки. Поэтому влажность торкрет-мас-
сы при сухом методе составляет 10-15 %; давление воздуха при распылении
должно достигать 0,3-0,4 МПа, расстояние сопла от стенки 1-1,5 м и угол
нанесения торкрет-массы 90°.
Эффективными являются комбинированные связки для торкретирования
сталеразливочных ковшей при глубокой десульфурации металла с использо-
ванием синтетического известково-глиноземистого шлака, продувки аргоном
и вдувания порошка SiC. Введение в состав массы на основе высокоглинозе-
мистого шамота (А12О3 > 58 %) комбинированной фосфатно-силикатной связ-
ки, содержащей раствор полифосфата натрия в ортофосфорной кислоте (до
содержания в массе Р2О5 1,1-1,6 %), и дополнительное ее увлажнение в сопле
торкрет-установки водным раствором жидкого стекла (плотность 1,07-1,10 г/
см3) обеспечивает минимальные потери при торкретировании и получение
прочного покрытия за счет выделения кремнегеля в результате взаимодействия
жидкого стекла с комплексной фосфатной связкой. Производство таких торк-
рет-масс было освоено “Семилукским огнеупорным заводом” по ТУ 14-8-327-
80 [42].
ОАО “Комбинат “Магнезит” производит массу МППТ периклазового соста-
ва для полусухого торкретирования по ТУ 14-200-378-2001 для горячего ре-
монта зон локального износа тепловых агрегатов. Масса наносится торкрет-
машиной, позволяющей достигать рабочей консистенции с влажностью 5-6 %
и осуществлять равномерную подачу в места износа футеровки.
Некоторые свойства массы МППТ приведены в табл. 5.9.
Для выполнения ремонтов мест локального износа футеровок тепловых аг-
регатов применяют торкрет-бетоны муллитокорундового низкоцементного
состава марок СМКНЦБТ (по ТУ У 26.2-00190503-220-2002) для торкретиро-
вания тепловых агрегатов с температурой службы до 1700 °C, свойства кото-
рых приведены ниже [31]:
массовая доля, %:
А12О3..................................>94,0
СаО..................................3,0-4,0
Fe2O3..................................<0,15
186
Список литературы к главе 5
Таблица 59
Некоторые физико-химические показатели торкретмассы МППТ
Наименование Показатели
Массовая доля, % MgO Р2О5 В2О3 Зерновой состав, %, массовая доля зерен более 2 мм менее 0,5 мм менее 0,063 мм Кажущаяся плотность после термообработки при 1680 °C, г/см1 Открытая пористость после термообработки при 1680 °C, % >85 0 1,7-3,2 <0,5 <10 65 20-25,5 2,49 29,4
зерновой состав, % проход через сетку номер
8 100
5 >95
3,2 85-95
1 65-75
0,5 55-60
0,063 40-45
предел прочности при сжатии, МПа, образцов из смеси
после их термообработки при
110 °C, 2 ч >15
800 °C, 5 ч >20
1450 °C, 5 ч >40
Список литературы к главе 5
1 Великин Z>. Л. Торкретирование металлургических печей—М Металлургия, 1972
— 280 с
2 Штепа Е. Д., Ярмаль А. А., Червоненко В. М., Бердичевский Е. Е., Муравьев В. Н.
Факельное торкретирование футеровки кислородных конверторов — Киев Техника
1984 — 143 с
3 Синяков А. А., Кузнецов Г. И., Чернова Н. П., Брейдо В. А., Пучкин И. А. Повы-
шение стойкости патрубков вакууматоров оксотермическим торкретированием // Тру-
ды четвертого конгресса сталеплавильщиков — М Черметинформация 1997 С 306-
308
4 Очагова И. Г. Мокрое торкретирование бетонами низкой влажности — новый спо-
соб ремонта и изготовления футеровки сталеразливочных ковшей // Новые огнеупо-
ры 2002 №6 С 50-53
187
Глава 5. Торкретирование футеровок тепловых агрегатов
5. Конюхов В. В. Совершенствование условий сушки и разогрева футеровок сталераз-
ливочных ковшей в условиях современного сталеплавильного цеха // Труды третьего
конгресса сталеплавильщиков. — М.: Черметинформация, 1996. С. 299-303.
6. Shirama N., Murakami К., Shimizu I. Development of low silica wet gunning material
for steel ledle // Taikabutsu Refractories. 2000. V. 52. N 12. P. 662-666.
7. Shirama N., Murakami K., Shimizu I. Development of low silica wet gunning material
for steel ledle // Journal of the Technical Association of Refractories, Japan. 2000. V. 20.
N 3. P. 203.
8. Пирогов Ю. А., Савельев В. H., Тарнопольская Р. А. Комплексное связующее на
основе активного кремнегеля для алюмосиликатных торкрет-масс // Огнеупоры. 1986.
№ 12. С. 1619.
9. Пирогов Ю. А., Гурский Г. Л., Болтянский А. В. Торкретирование футеровки мар-
теновских печей. — М.: Черметинформация, 1974. Сер. 11. Вып. 4. — 12 с.
10. Есино С., Исикава К. Лабораторные методы испытания торкрет-масс для кисло-
родных конвертеров // Тайкабуцу. 1981. Т. 33. № 279. С. 213-216.
11. Пирогов Ю. А., Оспищева В. А., Бабкин Л. А., Прокудин В. Ю., Мосиашвили В. В.,
Чеботников А. П., Глоба Н. И., Захаров А. И., Мовлява А. П, Лузин Б. М. Торкрети-
рование свода мартеновских печей на Коммунарском заводе // Огнеупоры. 1974. № 4.
С. 28-32.
12. Пирогов Ю. А., Болтянский А. В,, Яковенко Е. П, Хилько М. М., Гурский Г. Л.,
Кобылко В. С., Ковальчук Е И., Алейников Н. Г. Практика торкретирования марте-
новских печей полусухим способом на заводе “Запорожсталь” // В сб. “Теоретические
и технологические исследования в области огнеупоров” (УНИИО). Вып. 15. — М.:
Металлургия. 1971. С. 64-68.
13. Пирогов Ю. А., Бабкина Л. А., Дрижерук М. Е. и др. Высокоглиноземистая масса
для торкретирования футеровок сталеразливочных ковшей // Огнеупоры. 1982. №3.
С. 15-18.
14. Пирогов Ю. А., Болтянский А. В., Прокопец Г. Д., Яковлев Ю. Я. Торкрет-масса.
А.с. №305151 // Бюлл. “Открытия, изобретения, промышленные образцы, товарные
знаки”. 1971. № 18. С. 77.
15. Пирогов Ю. А., Болтянский А. В., Фишерова А. И. Огнеупорная масса для торк-
ретирования футеровки промышленных печей. А.с. № 346345 //Бюлл. “Открытия, изоб-
ретения, промышленные образцы, товарные знаки”. 1972. № 23. С. 108.
16. Дандзё X., Ёсико С., Исидзава К. О торкрет-массе на углеродистой связке для
кислородных конвертеров // Тайкабуцу. 1979. Т. 31. № 6. С. 38^42.
17. Стариков В. С., Темлянцев М. В., Стариков В. В. Огнеупоры и футеровки в ков-
шевой металлургии // Учебное пособие для вузов. — М.: МИСИС, 2003. — 328 с.
18. Nameishi N. Gedenwartiger Stand auf den Gebiet der feuerfesten Baustoffe fur die Eisen
und Stahlindustrie in Japan // Tonindustrie Zeitung. 1977. Bd.101. № 516. S. 161-162.
19. HiragushiK, Hagiwara T., Matsuo M. Flame gunning repair technique for steelmaking
furnaces // Nippon Steel Technical Report. 1983. № 21. P. 303-314.
188
Список литературы к главе 5
20. Мазда К, Исии А., Харада С. Разработка высокопроизводительной системы фа-
кельного торкретирования конвертеров для выплавки рядовых сталей // Тайкабуцу.
1995. Т. 47. №8. С. 382-389.
21. Демиденко Л. М. Высокоогнеупорные композиционные покрытия. — М.: Метал-
лургия, 1979. — 216 с.
22. Служба огнеупоров. Справочное издание / Под ред. И. Д. Кащеева, Е. Е. Гришен-
кова. — М.: Интермет Инжиниринг. 2002. — 656 с.
23. Демиденко Л. М., Палий Г. М., Великин Б. А., Сурков М. Е. Торкретирование фу-
теровки кислородных конвертеров по ходу плавки без отключения дутья // Огнеупоры
и техническая керамика. 1996. № 3. С. 27-31.
24. Hattanda Н., Kato A., Morimoto S. Advanced Precast Blocks // Taikabutsu Oveseas.
1999. V. 19. N3. P. 39-42.
25. Демиденко Л. M., Демидова Ж. И., Великин Б. А., Давыденков Е. И., Полонский
Ю. А. Торкретирование футеровки сталеразливочных ковшей. Обзорная информация.
— М.: Черметинформация. 1978. Сер. 11. Вып. 4. — 20 с.
26. Сычев М. М. Неорганические клеи. — Л.: Химия, 1986. — 152 с.
27. Демиденко Л. М., Мацак П. И., Великин Б. А. Торкретирование футеровки стале-
разливочных ковшей механизированным способом // Огнеупоры. 1977. № 5. С. 32-36.
28. Пирогов Ю. А., Бабкина Л. А. Разработка состава массы для торкретирования сво-
дов мартеновских печей мокрым способом по ходу плавки // Сборн. трудов “Произ-
водство специальных огнеупоров”. — М.: Металлургия, 1978. № 3. С. 33-37.
29. Ватанабэ С. Торкрет-массы с высокой коррозионной стойкостью для факельного
торкретирования при выплавке коррозионностойких сталей // Тэцу то хаганэ. 1984.
Т. 70. № 12. С. 948.
30. Мазда К. Техника ремонта факельным торкретированием металлургических агре-
гатов // Тайкабуцу. 1995. Т. 47. № 6. С. 281-290.
31. Примаченко В. В., Мартыненко В. В., Бабкина Л. А., Солошенко Л. Н., Хончик
И. В., Касьян Г. И., Минц А. Я., Нагорный А. П, Кравченко А. Н. Огнеупорные бе-
тоны отечественного производства для футеровки элементов тепловых агрегатов вне-
печной обработки стали // Новые огнеупоры. 2002. № 8. С. 14-16.
32. Копейкин В. А., Петров А. П., Рашкован И. Л. Материалы на основе металло-
фосфатов. — М.: Химия, 1976. — 200 с.
189
Глава 6.
ОГНЕУПОРЫ ДЛЯ ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛИ
Получить высокую степень чистоты жидкой стали в основном сталеплавиль-
ном агрегате зачастую не представляется возможным [1,2]. Поэтому в метал-
лургии нашли применение различные методы внепечной обработки стали в
ковше после ее расплавления в сталеплавильном агрегате.
Внепечная обработка стали позволяет [2, 3]:
• повысить чистоту стали по оксидным включениям путем понижения со-
держания растворенного в стали кислорода при раскислении углеродом в ва-
кууме;
• снизить содержание в стали водорода и углерода путем вакуумирования;
• сузить пределы содержания элементов, регулирующих свойства стали раз-
личных плавок, а также сэкономить легирующие элемент и раскислители;
• достичь однородности металла по температуре во всем объеме ковша бла-
годаря хорошему перемешиванию;
• дополнительно подогреть металл;
• достичь низких концентраций серы в стали;
• повысить производительность сталеплавильных агрегатов в результате све-
дения их функций только к получению железоуглеродистого расплава.
Агрегата пригодного для выполнения всех перечисленных задач и одновре-
менного обеспечения высоких экономических результатов пока нет. Поэтому
в конкретных условиях производства выбирают наиболее подходящий способ
внепечной обработки стали. Основные процессы внепечной обработки стали
приведены в табл. 6.1 [4].
Таблица 6.1
Основные процессы внепечной обработки стали
Название процесса (технологии) Суть процесса (технологии)
сокращенное полное
ABS Aluminium Bullet Shooting (стрельба алюминиевыми “пулями”) Раскисление (модифицирование) металла в ковше “стрельбой” капсулами (“пулями”) из алюминия (ABS) или кальцийсодержащих материалов (SCAT)
SCAT Sumitomo Calcium Treatment (обработка кальцием фирмы “Сумитомо” (Япония)
AFFHIVAL Affinage Vallourec [по названию фирмы (Франция)] Модифицирование металла в ковше введением материала с помощью порошковой проволоки
AIS Argon Induction Stirring (аргоноиндукционное перемешивание) Индукционное перемешивание металла в ковше совместно с продувкой аргоном через донные фурмы (организация встречных потоков)
190
I
Гпава 6 Огнеупоры для внепечной обработки стали
Продолжение табл 61
Название процесса (технологии) Суть процесса (технологии)
сокращенное полное
РМ Pulsation Mixing (пульсационное перемешивание) Пульсационное перемешивание металла в ковше при периодическом изменении давления инертного газа в футерованной трубе, погруженной в расплав
PI Powder Injection (продувка порошками) Продувка металла в ковше порошками (Р1) и, в частности, кальцийсодержа- щими материалами (TN, САВ)
TN Thyssen Niederrhein [по названию фирмы (ФРГ)]
САВ Calcium Argon Blowing (вдувание аргоном кальция)
AOD Argon Oxygen Decarburization (аргонокислородное обезуглероживай ие) Глубокое обезуглероживание металла в конвертере продувкой аргонокислородной смесью
CLU Creusot-Loire Uddeholm [по названию фирм Франция, Швеция)] Глубокое обезуглероживание металла в конвертере продувкой парокислородной смеси
BV Bochumer Verem [по названию фирмы (ФРГ)] Вакуумирование металла в струе при заполнении изложницы
DH Dortmund-Hordes [по названию фирмы (ФРГ)] Агрегат для вакуумирования металла порциями (в ковше)
RH Rhemstahl Heraeus [по названию фирмы (ФРГ)] Вакуумирование металла в процессе циркуляции через камеру (RH) с кислородной продувкой (RH-OB) для глубокого обезуглероживания или продувкой порошками (RH-IJ)
RH-OB RH-Oxygen Blowing (RH-кислородная продувка)
RH-IJ RH-Injection (RH-продувка)
VOH Vacuum Oxygen Heating (вакуумно- кислородный нагрев) Вакуумная обработка, сопровождаю- щаяся нагревом металла за счет протее- кания экзотермических реакций в процессе кислородной продувки
VOD Vacuum Oxygen Decarburization (вакуумно- кислородное обезуглероживание) Глубокое обезуглероживание металла в вакууме в установке ковшевого типа (VOD) или конвертере (VODC) путем продувки кислородом
VODC VOD-Converter (VOD-конвертер)
ASEA-SKF По названию фирмы, Швеция Вакуумирование и продувка металла инертным газом в сочетании с приме- нением установки промежуточного электродугового нагрева
Finkl По названию фирмы Finkl and Sons (США) Продувка металла инертным газом при пониженном давлении или вакууме, ввод порошковых материалов и периодический электродуговой нагрев в установках ковшового типа
LF Ladle Furnace (ковш-печь)
LRF Ladle Refining Furnace (ковш- рафинированная печь)
VAD Vacuum Arc Degassing (вакуумно-дуговая дегазация)
NK-AP Nippon Kokan-Arc Process [дуговой процесс фирмы “Ниппон Кокан” (Япония)]
191
Глава 6 Огнеупоры для внепечной обработки стали
Обработку жидкой стали осуществляют как в специальных агрегатах (кон-
верторах, установках порционного и циркуляционного вакуумирования и т.д.),
так и в ковше, который используют, как емкость для транспортирования жид-
кой стали от плавильного агрегата к месту разливки, но он может быть ис-
пользован и для дегазации, раскисления, десульфации, легирования, обезугле-
роживания стали и т.п. При этом заметно сокращается продолжительность
Рис. 6.1. Схемы процесса внепечной обработки жидкой стали а — рафинирование жидким шлаком,
б — продувка аргоном в ковше, в - продувка в ковше газопорошковыми смесями, г — вакуумирова-
ние в ковше, д — то же с электромагнитным перемешиванием, е — то же с перемешиванием арго-
ном, ж — вакуумирование в струе при отливке слитка, з — то же при переливе из ковша в ковш, и —
порционное вакуумирование в установке типа DH, к — циркуляционное вакуумирование в установ-
ке 1 ипа RH, / — установка типа ковш-печь
192
Гпава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
процесса плавки в сталеплавильном агрегате при одновременном повышении
качества металла.
С учетом изложенного обработку жидкого металла обычно проводят [5]:
- в сталеразливочном ковше с огнеупорной футеровкой и затвором в основ-
ном шиберного типа, снабженным крышкой специальным оборудованием для
вдувания газа или газопорошковой смеси;
- в агрегатах типа: ковш-печь с крышкой сводом, через которую пропущены
электроды для нагрева металла в процессе его обработки;
- в конверторе с продувкой металла кислородом, аргоном, паром и т.п.
Некоторые конкретные схемы по реализации процессов внепечной обработ-
ки жидкой стали приведены на рис. 6.1.
По функциональной направленности все способы внепечной обработки ста-
ли классифицируют на четыре основные группы:
1. Методы перемешивания с усреднением температуры и химического со-
става расплава.
2. Методы введения порошкообразных реагентов, раскислителей и микро-
легирующих элементов.
3. Вакуумная обработка.
4. Методы комплексной обработки с подогревом на установках ковш-печь.
Последний метод получил наибольшее распространение в мировой практи-
ке производства металлов, который осуществляют в агрегатах ковш-печь
(рис. 6.2). Такие агрегаты за рубежом получили название LF (Ladle-Furnace), а
в России часто используют аббревиатуру АКОС (агрегат комплексной обра-
ботки стали) (табл. 6.2).
Рис. 6.2. Общая схема футеровки сталераз-
ливочных ковшей агрегатов ковш-печь: а —
кирпичная футеровка; б — наливная футе-
ровка стен и днища ковша; I — шлаковый
пояс; 2 — кирпичная футеровка стен ковша
(периклазографит или магнезитосмолодоло-
мит); 3 — теплоизоляционный слой; 4 —
наливная футеровка стен ковша; 5 — про-
дувочный узел; 6 — стакан сталевыпускно-
го отверстия; 7 — днище ковша кирпичное;
8 — днище ковша наливное
193
7. Кащеев И.Д.
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
Таблица 6.2
Установки ковш-печь в России
Предприятие, ОАО Поставщик, фирма Сталеплавильный агрегат* Емкость ковша, т
Ижорские заводы АСЕА-СКФ ДСП 25
НЛМК Комтех-АББ КК 160
НОСТА НИИМ, Челябинск ДСП 100
НТМК ФЕСТ-АЛЬПИНЕ КК 160
Северсталь ФУКС ДСП 100
МЕЧЕЛ ФУКС ДСП 150
ОЭМК ФУКС ДСП 150
Электросталь ВНИИМетмаш ДСП 15
Красный Октябрь ФУКС ДСП 100
Волжский трубный завод ДАНИЭЛИ ДСП 100
* ДСП — дуговая сталеплавильная печь; КК — кислородный конвертер.
Эти агрегаты позволяют при необходимости выдерживать жидкую сталь в
ковше перед разливкой с заданной температурой в течение продолжительного
времени.
6.1. Огнеупорная футеровка агрегата ковш-печь
К огнеупорным материалам для футеровки ковшей агрегатов комплексной
обработки стали предъявляют ряд требований, главными из которых являют-
ся: термическая и химическая стойкость в широком диапазоне изменения тем-
ператур, степени окисленности системы, составов металлов и шлаков, а также
высокоактивных модифицирующих и микролегирующих добавок.
Для футеровки установок ковш-печь в настоящее время применяют изделия
и неформованные массы на основе А12О3, MgOCr2O3, MgO - С, MgO - А12О3 -
С и др. Эти огнеупоры обеспечивают стойкость днища и боковых стен ковша,
работающих с наибольшей нагрузкой до 40-70 плавок.
Одним из принципов конструирования футеровки и выбора огнеупорных
материалов является обеспечение одинаковой и высокой стойкости различ-
ных участков футеровки и универсальности заменяемых отдельных элемен-
тов [6, 7].
Футеровку ковшей для агрегатов ковш-печь выполняют (рис.6.2):
1 . С использованием огнеупорных изделий различной прочности и толщины.
2 . Наливной из тиксотропных масс в рабочем слое, которая позволяет осу-
ществлять общий ремонт футеровки путем ее многократной доливки.
194
6.1. Огнеупорная футеровка агрегата ковш-печь
Кирпичная футеровка рабочего слоя считается традиционной и наиболее
рациональной технологией подготовки сталеразливочных ковшей к эксплуа-
тации. Основным недостатком такой футеровки является низкая стойкость в
связи с локальным износом отдельных зон футеровки и как следствие, прекра-
щение эксплуатации ковша.
Метод получения наливных футеровок с использованием высокоглиноземи-
стых тиксотропных масс получил распространение в последние годы. Основ-
ным преимуществом наливных футеровок ковшей является высокая степень
автоматизации процесса их изготовления и последующей подготовки ковшей
к эксплуатации, а также возможность периодического ремонта футеровки пу-
тем ее подливки после каждых 40-70 плавок.
Быстрое изготовление монолитной футеровки (2-3 ч) еще не является га-
рантией быстрого ввода ковша в эксплуатацию в силу того, что длительность
периода сушки достигает 4 сут. и более.
С технологической точки зрения изготовление и эксплуатация наливных
футеровок имеет ряд особенностей, которые необходимо учитывать при ее
использовании [8]:
• обязательную специальную центровку шаблона относительно стенок ков-
ша;
• необходимость равномерного прогрева всей поверхности футеровки во вре-
мя сушки;
• вероятность растрескивания футеровки и нарушения ее сплошности на боль-
ших участках во время сушки и при первых наливах, вследствие внутренних
термических напряжений и деформации ковша при транспортировке;
• обязательная очистка футеровки от шлака и металла во время промежуточ-
ного ремонта и доливки новым слоем бетона.
Критерием, определяющим работоспособность монолитной футеровки яв-
ляется ее минимальная допустимая толщина, которая обычно составляет 70-
80 мм, а минимальная необходимая толщина подливаемого слоя равна 60-70 мм
[9]. Начальная толщина футеровки находится в пределах 140-150 мм, увели-
чение которой уменьшает вместимость ковша.
Сравнение некоторых эксплуатационных показателей наливной футеровки
стен ковша вместимостью 130-т при разной толщине рабочего слоя, приведе-
ны в табл. 6.3, из которой следует, что оптимальная толщина стен равна 180—
200 мм.
К числу наиболее изнашиваемых элементов футеровки сталеразливочных
ковшей для агрегатов ковш-печь относится зона шлакового пояса. Повышен-
ный износ огнеупоров в этой зоне связывают с использованием активных шла-
7*
195
Глава 6 Огнеупоры для внепечной обработки стали
Таблица 63
Зависимость эксплуатационных свойств футеровки от толщины ее рабочего слоя
Исходная толщина футеровки стен, мм Минимальная толщина подливаемого слоя, мм Допустимый износ футеровки, мм Допустимая неравномерность износа футеровки, мм Причина вывода ковша из эксплуатации
160 60 90 30 Длинные глубокие трещины и локальный износ
180 60 НО 50 То же
200 60 130 70 Сеткообразные трещины и локальный износ
230 60 160 100 То же
ков с высоким содержанием СаО и CaF2, применением электродугового подо-
грева металла в ковше, длительным контактом шлака с огнеупором и термо-
циклическим характером работы. Для обеспечения равномерного износа фу-
теровки сталеразливочного ковша АКОСа выполняют дифференцированной
как по толщине, так и по видам используемых огнеупоров (табл. 6.4) в связи с
различным сортаментом обрабатываемой стали. Так, комбинация периклазо-
вых огнеупоров в рабочей слое шлакового пояса с периклазохромитовыми ог-
неупорами в стенах в зоне металла и днища, обеспечила получение кордовой
стали с содержанием хрома не более 0,05 %. Стойкость такой футеровки со-
ставляет: плавок, шлакового пояса 6-10, стен — до 20, днища — 8-12 [15].
Таблица 64
Огнеупоры для футеровок сталеразливочного ковша АКОСа
Элемент футеровки ковша Белорусский металлургический завод Волжский трубный завод
Арматурный слой шлаковый пояс стены Муллитокорундовая, корундовые набивные массы (ТУ 14-8-391-82, ТУ 14-8-269-48, ТУ 14-8-457-84) То же Периклазошпинелидные изделия ПШПХ(ТУ 14-8-41—82) Муллитокорундовые изделия МКС-72 (ГОСТ 24704-81)
Рабочий слой шлаковый пояс стены, днище Периклазовые изделия МУ-91 (ГОСТ 4689-74) Периклазохромитовые изделия ПХС, ПХП (ГОСТ 10888-76) Периклазохромитовые изделия ПХС, ПХП (ГОСТ 10888-76) Муллитокорундовые изделия МКТ-83 (ТУ 14-8-140-75) Корундовые изделия КС-90 (ГОСТ 24704-81)
196
6 1. Огнеупорная футеровка агрегата ковш-печь
Низкая стойкость футеровки и особенно шлакового пояса связана с воздей-
ствием высокой температуры и усиленного бурления шлакометаллической
эмульсии, а донная продувка вызывает дополнительно направленный поток,
приводящий к локальному износу футеровки стен.
Для повышения стойкости футеровки шлакового пояса в кладке стен в этом
месте применяют периклазоуглеродистые изделия, использование которых
позволяет увеличить стойкость до 25 плавок.
Наиболее высокую стойкость до 70 плавок в работе шлакового пояса пока-
зывают периклазоуглеродистые изделия с содержанием MgO > 97 % [10, 11].
Особенностью эксплуатации огнеупоров в днище ковша является их кон-
такт с падающей при выпуске струей стали, которая интенсивно размывает
футеровку. Кроме того, в днище имеются от 2 до 4 отверстий для установки
продувочных устройств и выпуска стали. Поэтому стойкость футеровки дни-
ща оказывается ниже, чем футеровки стенок ковшей.
В шлаковом поясе агрегатов ковш-печь ранее применяли периклазохроми-
товые и периклазоизвестковые огнеупоры, однако в связи с повышенным из-
носом этих изделий вследствие термического и структурного растрескивания,
вызванного резким перепадом температур, высокой шлаковой коррозии, ука-
занные огнеупоры были заменены безобжиговыми периклазоуглеродистыми
изделиями.
В Японии [12, 21] для футеровки стен применяют высокоглиноземистые ог-
неупорные изделия, а днище иногда выкладывают цирконовым кирпичом, ко-
торый характеризуется постоянством объема в процессе службы и минималь-
ным проникновением жидкой стали в швы кирпичной кладки. Участок паде-
ния струи металла выкладывают периклазоуглеродистыми или корундоугле-
родистыми изделиями и блоками (рис. 6.3). В табл. 6.5 и 6.6 приведены хими-
ческий состав и свойства огнеупоров для стен и днища агрегата ковш-печь.
Рис. 6.3. Пример футеровки установки типа ковш-печь. 1 — безобжиговый периклазоуглеродистый
кирпич; 2 — безобжиговый высокоглиноземистый кирпич; 3 — высокоглиноземистая набивная мас-
са; 4 — обожженный цирконовый кирпич
197
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
Таблица 6.5
Состав и свойства изделий для футеровки ковша установки ковш-печь
Показатели Изделия
АМС-1 АМС-2
Массовая доля, %:
А120з 73 79
MgO 15 10
С-общ ,о 5
Открытая пористость. % 4,0 4,5
Кажущаяся плотность, г/см3 3,25 3,30
Предел прочности при сжатии, МПа 50,0 55,0
Предел прочности при изгибе, МПа, при температуре 1400 °C 8,0 10,0
Термическое расширение при 1500 °C, % 1,65 1,50
Назначение стены дно
Таблица 6.6
Химический состав и свойства огнеупорных изделий для стен
и днищ установок типа ковш-печь
Показатели Виды огнеупоров
высокоглиноземистые безобжиговые цирконовые обожженные
ALU-DL6 ALU-5GF STZ-S3 STZ-PZS
Массовая доля, %:
SiO2 6,7 9,3 33,9 34,1
А12О, 89,9 85,4 6,4 —
ZrO2 — — 58,6 63,8
Кажущаяся плотность, г/см3 3,15 2,97 3,69 3,78
Открытая пористость, % 14,1 16,1 17,2 16,4
Предел прочности при сжатии, МПа 70,4 73,8 134,2 111,0
Термическое расширение при 1000 °C, % 1,86 1,50 0,76 0,68
Дополнительное изменение линейных размеров после обжига при 1000 °C в течение 2 ч, % + 1,56 +1,66 -0,03 -0,03
Глиноземмагнезиальноуглеродистые изделия получают из электроплавленой
А12О3 (94-99 %), электроплавленой MgO (96-98 %), графита (С > 98 %), анти-
оксиданта и полимерной связки (табл. 6.5). В огнеупорных системах А12О3-
MgO - С особо важная роль принадлежит периклазу, который способствует
уменьшению износа и повышает стойкость изделий. С другой стороны такие
свойства изделий как коррозионная стойкость, расширение, термическая стой-
кость и другие зависят от добавки MgO.
198
6.1. Огнеупорная футеровка агрегата ковш-печь
Увеличение добавки MgO способствует образованию и увеличению шпине-
ли MgOAl2O3, но вызывает термический рост и ухудшает стойкость к терми-
ческому растрескиванию и разрушению структуры при колебаниях темпера-
тур. В зависимости от длительности воздействия высоких температур количе-
ство образовавшейся шпинели по толщине футеровки колеблется, поэтому
линейный состав и структура изделий по толщине футеровки рабочей зоны
будет разная.
При одной и той же величине добавки MgO уменьшение размера частиц
вводимого порошка повышает коррозионную устойчивость как за счет увели-
чения образования шпинели, так и вследствие изменения структуры изделий.
Механизм износа изделий системы А12О3- MgO - С слагается из следующих
процессов: термического и структурного растрескивания, химической эрозии
компонентов структуры огнеупора под действием расплавов шлака и металла,
окисление углерода изделий, абразивного разрушения изделий потоками ме-
талла и шлака и аномальным (сквозным) износом. Последний процесс наибо-
лее характерен для футеровок с большой толщиной шва и низким качеством
мертеля.
Если классифицировать износ огнеупоров в ковшах установок ковш-печь по
участкам футеровки, то стены чаще всего имеют износ комбинированного ха-
рактера, обусловленный растрескиванием, химической эрозией и окислением
углерода, а в днище преобладает структурное растрескивание. На участке па-
дения струи кроме структурного растрескивания и химической эрозии проис-
ходит износ растрескиванием и истиранием.
Условия службы футеровок 385-т ковшей агрегатов ковш-печь в конвертор-
ном цехе ММК являются тяжелыми и характеризуются следующими парамет-
рами [13]:
Средняя температура металла на выпуске из конвертора, °C..1667
Содержание FeO в шлаке, %................................20,6
Содержание MgO в шлаке, %................................9-12
Основность шлака..........................................3,5
Длительность пребывания металла в ковше, ч-мин...........2-43
В том числе на установке ковш-печь, мин.................40—45
Период оборота ковша между плавками, ч-мин...............4-35
В этих условиях эксплуатации наилучшую стойкость показали огнеупоры
периклазоуглеродистого состава. Средняя стойкость периклазоуглеродистых
огнеупоров разных производителей составила от 45,7 до 47,1 плавок. Футе-
ровка выходила из работы вследствие износа огнеупоров в шлаковом поясе,
днище и сталевыпускных гнездах ковша.
199
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
Существенным недостатком периклазоуглеродистых футеровок явилось
быстрое падение температуры жидкого металла в ковше, которое составило
1,09 °С/мин, в то время как на муллитовых и периклазохромитовых футеров-
ках это снижение составило соответственно 0,94 и 1,05 °С/мин.
В табл. 6.7 приведены данные по снижению температуры жидкой стали, в
зависимости от вида огнеупора, использованного для футеровки ковша.
С целью снижения теплопотерь обычно уменьшают толщину арматурного слоя
и добавляют слой теплоизоляционного материала между арматурным слоем и
металлическим кожухом ковша [19, 20]. Теплоизоляционные волокнистые ма-
териалы толщиной 12 мм, хотя и имеют низкую теплопроводность (0,16 Вт/
(м-К) при 800 °C), при эксплуатации они сжимаются и при охлаждении ковша
образуют зазор между арматурным и теплоизоляционными слоями.
С целью уменьшения теплопотерь была изменена схема футеровки ковша,
которая представлена на рис. 6.4. Теплоизоляционный слой на кожухе ковша
толщиной 10-15 мм выкладывали из муллитокремнеземистого картона марки
МКРКГ-450; арматурный слой толщиной 120 мм — из огнеупоров марки ШК-
10; рабочую футеровку стен — из спеченных периклазоуглеродистых огне-
упоров по кольцевой или винтовой схеме кладки в зависимости от типоразме-
ров кирпича; шлаковый пояс — из периклазоуглеродистых плавленых огне-
упоров; рабочий ряд днища толщиной 300 мм — из шпинельнопериклазоугле-
родистых изделий марки ШПУП или ПШУС-2; верхние гнездовые изделия -
Таблица 6.7
Условия работы стальковшей и снижение температуры металла в них на различных
технологических операциях в зависимости от вида огнеупоров
Показатели ПШУС при числе наливов ПХС (27 наливов) МКРУ (15 наливов)
1*24 25+54 55+74
Температура стали на выпуске, °C 1669 1671,5 1678,7 1666 1668
Длительность оборота ковша за кампанию, ч-мин 4-58 4-42 4-32 4+35 4+39
Время пребывания металла в ковше, ч-мин — 2+45 — 2+41 2+48
Колебания температуры металла от выпуска до продувки аргоном, °C 51,0 53,5 61,1 52,3 53,3
Скорость снижения температуры, °С/мин 0,95 1,16 1,16 1,05 0,94
Снижение температуры металла на участке стальковш - промковш, °C 38,6 38,8 35,6 34,1 33,9
200
6.1. Огнеупорная футеровка агрегата ковш-печь
Рис. 6.4. Новая схема футеровки 385-т сталеразли-
вочного ковша в конвертерном цехе ОАО ММК: 1
— теплоизоляционный слой; 2 — арматурный слой;
3 — рабочий слой (шлаковая зона); 4 — рабочий слой
(зона металла); 5 — дополнительная защитная клад-
ка; 6 — верхние гнездовые изделия; 7 — днище ков-
ша; 8 — продувочный блок
из плавленого периклазохромита марок ПХП-217 и ПХП-218. В днище ковша
были установлены два продувочных блока, изготовленных фирмой “Майер-
тон”, марки HAS-25B. Нижняя часть стен ковша дополнительно защищена клад-
кой из трех колец футеровки, так как эта зона подвержена сильному износу
при сливе плавок из конвертора в ковш и при донной продувке.
Теплоизоляция стенок ковша позволила снизить температуру жидкой стали
в ковше:
толщина теплоизоляционного слоя, мм.........О 8 15
падение температуры в сталеразливочном ковше, °C ....40,0 35,1 34,0
т.е на участке сталеразливочный ковш - промежуточный ковш падение тем-
пературы с изоляцией уменьшено на ~6 °C.
Стойкость огнеупоров различных производителей по вновь усовершенство-
ванной схеме кладки приведена в табл. 6.8, из которой следует, что максималь-
ная стойкость достигается на изделиях производства ЦДМО и огнеупорах про-
изводства ОАО “Динур”.
Аналогичный по вместимости ковш для обработки электростали, футеро-
ванный отечественными и зарубежными огнеупорами, характеристика кото-
рых приведена в табл. 6.9, показал стойкость до 60 плавок [14]. Кладка футе-
ровки ковша огнеупорами велась по одинаковой схеме, дифференцированной
по толщине и качеству изделий (рис. 6.5). Для увеличения выработки рабоче-
го слоя и сокращения удельного расхода огнеупоров в арматурном слое заме-
нили обычно используемые изделия ШКУ-39 на муллитокорундовые МКС-72
и МКБ-75.
201
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
Таблица 6.8
Стойкость периклазо-углеродистых футеровок сталеразливочных ковшей
с усовершенствованной схемой кладки
Изготовитель Марка огнеупора Типоразмер, мм Зона футеровки Тип кладки Стойкость, число плавок
средняя макси- мальная
идмо ОАО ММК, “Магнезит” ПУСК-С-2 ПУПК-52 ШПУП 30/0 113/102/200/160 75/68/200/160 300/150/100 Стены Шлаковый пояс Днище Винтовая 66,7 29,4 31,9 90 45
АО “Динур” ПУГС-94 № 58, № 43 ПУГС-96 № 60, № 62 ПШУС-2 106/92/200/250 100/200/250 106/90/220/250 100/220/250 300/200/100 Стены Шлаковый пояс Днище Кольцевая 66,9 30,9 29,4 90 44 41
АО “СОЗ” ПУКС-7 №81 ПУКП-13№81 ПУ КС-10 75/68/200/160 75/68/200/160 300/150/100 Стены Шлаковый пояс Днище Винтовая 64,1 30,0 30,4 81 47 38
Таблица 6.9
Физико-химические показатели ковшевых изделий отечественного
и иностранного производства
Показатели Импортные изделия Отечественные изделия
стены, днище шлаковый пояс стены, днище шлаковый пояс
ШПУП ПШУС-2 ПУКС-10 пукп-13
Массовая доля в прокаленном веществе, %:
MgO 94+95 95+97 >40 >50 >91 >90
СаО 2,0+2,2 2,0+2,2 0,7 1,4 1,4
А120з 1,0+1,5 0,5+0,8 >30 2+30 5,7 5,7
АЬОз 1,0+1,8 <1,0 1,5 1,4 1,6
РвзОз 0,8+1,0 0,4+0,7 1,9 0,8 0,82
Количество остаточного углерода, % 4,5+7,0 12+13 8+16 8+12 10+14 13+17
Открытая пористость, %, менее 8 7,5 8 8 5 5
Предел прочности при сжатии, МПа, более 35 30 30 40 30 30
Плотность, г/см3, более 2,9 2,9 2,9 2,9 — —
202
6.1. Огнеупорная футеровка агрегата ковш-печь
Рис. 6.5. Схема футеровки сталеразливочного
ковша АКОС: 1 — зона усиления шлакового по-
яса; 2 — усиление стены в зоне работы проду-
вочного блока; 3 — усиление бойной стены;
4 — блок дойной продувки; 5 — арматурная фу-
теровка
В качестве тепловой изоляции для ковшей на ОАО НТМК испытали асбест в
несколько слоев, муллитокремнеземистый картон, легковесный кирпич с плот-
ностью менее 1 г/см3. Наилучшие результаты были получены при использова-
нии легковесного кирпича. Снижение температуры кожуха сталеразливочно-
го ковша составило 40-50 °C. Волокнистые материалы, несмотря на меньшую
теплопроводность, в процессе эксплуатации прогревались, охрупчивались и
снижали эффективность их применения, легковесный кирпич сохранял объе-
мопостоянство и теплофизические свойства в течение нескольких кампаний
[24].
Заметное влияние на снижение температуры жидкой стали оказывает перик-
лазоуглеродистая футеровка, если уменьшить теплопроводность этих изделий.
Так снижение теплопроводности периклазоуглеродистых изделий с 6,99 до
5,97 Вт/(м-К) при 800 °C [17] приводит к уменьшению перепада температур в
установке печь-ковш и промежуточный ковш на 8,5 °C.
Дифференцированная кладка сталеразливочного ковша в установке ковш-
печь применяется на ОАО “Северсталь” [17, 18]. Равностойкость футеровки
зон донной продувки и падения струи металла достигается увеличением их
толщины относительно остальной футеровки стен и днища и в зависимости
от местоположения разница по толщине составляет от 15 до 30 % [17]. Шлако-
вый пояс ковша футеруют изделиями ШПУП, ПУСК, ПУКПт-13 типоразме-
ров 4Р12 и 4РЩ толщиной 187 мм, боевую стенку — изделиями № 15 и №16-
1 толщиной 250 мм; подину — изделиями 30/0 и 25/0 на ребро толщиной
150 мм; стены — ПИБС-50 толщиной 230 и 150 мм соответственно в нижней
и верхней частях [18]. Стойкость изделий в шлаковом поясе и их износ приве-
дены ниже:
203
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
изделия, марка ПУКПт-13 ПУСК ШПУП ШПУП
Износ, мм/плавку: максимальный 2,7/2,1 2,7/6,7 4,5/6,7 2,9/-
предельные значения* 2.0-2.7 1,8-2,1 1.0-2,7 3,5-6,7 1,4-5,4 3,5-6,7 2,9/-
Максимальная прогнозируемая стойкость, плавки 50/73 44/23 29/33 53/-
Толщина изделий, мм 220/220 187/187 187/187 220/-
•Примечание. Числитель — данные по ЭСПЦ-2, знаменатель — ЭСПЦ-6.
При такой схеме футеровки ковша основной причиной выхода его из строя
стал износ набивного слоя сталевыпускного отверстия и рабочего слоя шлако-
вого пояса. Замена набивной массы МКН-90 на МКН-94, а затем на формован-
ный гнездовой блок СВН-1 (производства ОАО “Семилукский огнеупорный
завод”) заметно не повысила стойкость ковша и в среднем она не превышала
22 плавки [18]. Схемы футеровок ковшей приведены на рис. 6.6 и 6.7.
Износ изделий в днище (подине) ковшей цеха ЭСПЦ-2 и ЭСПЦ-6 приведе-
ны в табл. 6.10 и 6.11. Стойкость изделий ШПУП в стенах и днище ковша
примерно одинаковы, в то время как остальные виды заметно отличаются.
Рис. 6.6. Принятая схема футеровки сталераз-
ливочных ковшей ЭСПЦ-2:1 — изделия ПУСК;
2 — ПИБС-50; 3 — ШПУП № 15, 16); 4 —
ПШУС
Рис. 6.7. Принятая схема футеровки сталеразли-
вочных ковшей ЭСПЦ-6: 1 — изделия ПУКПт-13;
2 — ПИБС-50; 3 — ШПУП (на торец); 4 — ШПУП
(на ребро)
204
6.2. Футеровка крышек сталеразливочных ковшей
Таблица 6.10
Износ и стойкость огнеупорных изделий в подине сталеразливочиых ковшей ЭСПЦ-2
Показатели ШПУП ПШУС-2
Износ, мм/плавку: максимальный предельные значения Максимально прогнозируемая стойкость при максимальной скорости износа, плавки 2,8 1,0+2,8 38 3,7 2,4+4,1 34
Таблица 6.11
Износ и стойкость огнеупорных изделий в подине сталеразливочиых ковшей ЭСПЦ-6
Показатели ШПУП ПУСК-7
Износ*, мм/плавку: максимальный предельные значения Максимально прогнозируемая стойкость при максимальной скорости износа, плавки * В скобках указан износ в зоне падения струи, мм/плавку. 2,8 (7,1) 1,0+2,8 (6,94-7,1) 29 3,9 (8,0) 3,5+3,9 (7,8+8,0) 26
6.2. Футеровка крышек сталеразливочных ковшей
Крышка ковша позволяет поддерживать на высоком уровне температуру
футеровки ковша, которую она приобрела при предварительном нагреве и
уменьшить потери тепла металлом за счет излучения, и тем самым понизить
температуру при выпуске стали.
Для снижения массы и уменьшения аккумуляции тепла футеровку крышки
делают из легковесных огнеупорных материалов (легковесных бетонов, ша-
мотно-волокнистых плит ШВП-350, волокнистых материалов МКРРХ-150).
Шамотно-волокнистые плиты (ШВП-350) обладая хорошими теплофизичес-
кими свойствами, имеют склонность к образованию сколов и трещин при мон-
таже футеровки. Кожух крышки имеет переменную геометрию, ряд техноло-
гических отверстий и закладных элементов, что исключает при монтаже точ-
ную подгонку по размерам каждой плиты и создает опасность повреждения
плиты металлическими крепежными штырями. Указанные недостатки замет-
но сокращают срок эксплуатации футеровки до 3 мес. Для их устранения фу-
теровку выполняют из волокнистых материалов [22]. С этой целью рулонный
материал МКРРХ-150 (ГОСТ 23618-79) шириной 600-1000 мм и толщиной
20 мм перегибают и укладывают в пакет толщиной 10-12 слоев, так, чтобы
общая толщина футеровки составила не менее 100 мм. Готовые плиты закреп-
205
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
Рис. 6.8. Схема теплозащиты крышки 100-т
сталеразливочного ковша: а — продольный
разрез А-А; б — вид по стрелке К; а = 5±7°;
1 — кохух крышки; 2 — волокнистый пакет;
3 — крепежная скоба; 4,5 — лапки
ляют внахлест шириной В = 15-35
мм с помощью анкеров на крышке
ковша рис. 6.8. Гибкость анкеров
позволяет плотно прижать волок-
нистый материал к кожуху крыш-
ки и придать футеровке необходи-
мую жесткость и герметичность.
Срок службы такой футеровки со-
ставляет более 2 лет. Некоторые
технико-экономические показате-
у ли работы футеровок из плит
А ШВП-350 и волокнистого матери-
ала МКРРХ-150 приведены ниже:
ШВП-350 МКРРХ-150
Расход волокнистого материала
в расчете на год эксплуатации, т.................4,0 1,5
Расход металла на крепление волокнистого материала
в расчете на год эксплуатации, кг...............1180 310
Межремонтный срок службы, мес.....................2-3 >12
Расход природного газа, м3/т....................190-220 80-100
Затраты труда на ремонт за год, человек-час.......570 нет
Теплопотери через крышку”', кВт................До 380(3) 61(12)
* В скобках указан срок эксплуатации, мес.
В качестве альтернативы огнеупорным керамическим волокнам предложена
монолитная футеровка крышки, схема которой приведена на рис. 6.9 [23].
Крышка изготовлена из огнеупорного бетона на основе микропористого мате-
риала SLA-92, представляющего собой суперлегкий заполнитель на основе
А12О3(92 %) и глинозем, содержащий в своем составе 7-8 % СаО. Заполнитель
практически не содержит примесей (суммарное содержание SiO2 и Fe2O3 не
более 0,1 %). Кажущаяся плотность SLA-92 около 0,75 г/см3. Основной мине-
ральной фазой данного материала является гексаалюминат кальция СаО-6А12О3
(Гпл> 1850 °C).
На основе указанного заполнителя разработаны два состава огнеупорных
бетонов “Intoval VL100 НТ” и “Intoval VL100 НТ/1”. Бетон “Intoval VL100 НТ”
206
6.2. Футеровка крышек сталеразливочных ковшей
Рис. 6.9. Огнеупорная футеровка крышки подогревателя ковшей: 1 — новый микропористый тепло-
изоляционный бетон; 2 — износостойкий плотный бетон
изготовлен на гидравлической связке из высокоглиноземистого цемента. Ук-
ладку бетона с влажностью 5,5-6,0 % производят вибрированием с последую-
щей термообработкой при 800 °C. Максимальная температура применения это-
го бетона не более 1450 °C. Повышение температуры выше 1450 °C вызывает
Таблица 6.12
Показатели микропористых легковесных огнеупорных бетонов*
Показатели Intoval VL 1000 НТ Intoval VL1000HT/1
Максимальная температура применения, °C Химический состав, масс. %: 1450 1500
А12О3 86/84 89/89
СаО 10,5/10 10/10
SiO2 3/4 <0,2/<0,2
РегОз Кажущаяся плотность, г/см3, при температуре, °C: <1/<1,5 <0,2/<0,5
110 1,17/1,17 1,18/1,25
1000 1,05/1,10 1,10/1,10
1400 Предел прочности при сжатии, МПа, при температуре, °C: 1,04/1,18 1,15/1,20
110 7/5 5/6
1000 8/8 3/2
1200 — 3/3
1400 Дополнительная усадка, %, при температуре, °C: 10/12 5/5
ПО 0,1/0,1 0,1/0,1
1000 0,4/0,4 0,4/0,3
1200 0,5/0,6 0,4/0,2
1400 1,2/1,5 0,5/0,9
Расширение при 20+1000 °C, % 0,6/0,6 0,6/0,6
Устойчивость к СО (ASTM), класс Теплопроводность, Вт/(м-К)** при температуре, °C: А-В/В А-В/А
400 0,37/0,37 0,30/0,30
800 0,34/0,34 0,28/0,28
1000 0,36/0,36 0,27/0,27
1200 0,46/0,46 0,36/0,36
*В числителе — для наливных футеровок, в знаменателе — для торкрет-футеровок.
* Измеряется методом горячей проволоки (DIN EN 993-15).
207
Глава 6. Огнеупоры для внепечной обработки стали
оплавление с последующей усадкой бетона. Для повышения температуры эк-
сплуатации используют беспримесный бетон “Intoval VL100 НТ/1 ”, содержа-
щий очень низкое количество SiO2 (<0,2 %). Свойства названных микропори-
стых легковесных огнеупорных бетонов приведены в табл. 6.12.
Обод крышки ковша изготавливают из более прочного и плотного бетона,
который предохраняет от разрушения легковесный бетон при контакте со ста-
леразливочным ковшом (рис. 6.9).
Срок эксплуатации крышки из обычного бетона составлял 3-4 мес., в то вре-
мя как в аналогичных условиях футеровка из микропористого бетона прора-
ботала 36 мес.
Теплоизоляционный материал SLA-92 применяют в качестве ремонтных
торкрет-масс при восстановлении крышек сталеразливочных и промежуточ-
ных ковшей и других тепловых агрегатов.
Список литературы к главе 6
1. Гуляев А. П. Чистая сталь. — М.: Металлургия, 1975. — 184 с.
2. Кнюпель Г. Раскисление и вакуумная обработка стали. — М.: Металлургия, 1984.
— 414 с.
3. Кудрин В. А. Внепечная обработка стали // Производство чугуна и стали. Итоги
науки и техники. — М.: ВИНИТИ, 1983. С. 150-204.
4. Ефимов В. А., Анисович Г. А., Бабич В. Н. и др. Специальные способы литья. Спра-
вочник / Под общей редакцией В. Л. Ефимова. — М.: Машиностроение, 1991. — 436 с.
5. Кудрин В. А. Металлургия стали. — М.: Металлургия, 1981. — 488 с.
6. Кутиков А. В., Кузнецов А. В., Рецлер Я. Выбор огнеупоров для обеспечения высоко-
интенсивной технологии производства электростали // Металлург. 1999. № 2. С. 26-28.
7. Просвиров С. Н., Гонтарук Е. И., Затаковой Ю. А. и др. Опыт использования раз-
личных огнеупоров в сталеплавильном производстве ОЭМК И Металлург. 1999. № 3.
С. 47-48.
8. Смирнов А. Н., Минц А. Я., Гиниятуллин Р. В. Исследование износа футеровки
агрегата ковш-печь в условиях современного металлургического мини-завода // Бюл-
летень “Черная металлургия”. 2001. № 10. С. 40-47.
9. Булат В. А., Король Л. Н., Степанова В. П. Повышение стойкости футеровки ста-
леразливочных ковшей, используемых на УКП завода “Днепроспецсталь” // Сталь.
1997. № 11. С. 26-28.
10. Poirier J. Recent tendencies refractories in relation with service conditions in the steel
industry // XXXIX th International Colloquium in Refractories. 24-25 September 1996.
Eurogress Aachen // Stahl und Eisen. October, 1996. S. 6-16.
11. Williams P., Dawson P. Basic Refractories meet rigorous demands of secondary
steelmaking ladles // Steel Times. 1988. V. 216. N 3. P. 128-133, 138.
208
Список литературы к главе 6
12. Naruse Т. Trends of Steelmaking Refractories // Transactions of the Iron and Steel Institute
of Japan. 1984. V. 24. N 10. P. 783-798.
13. Лобанов С. П., Овсянников В. Г., Бромотов В. И., Кунгури/ев В. Н., Воронов Г. А.
Разработка конструкции футеровки 385-т сталеразливочных ковшей для агрегата ковш-
печь // Сталь. 2002. № 1. С. 30-31.
14. Просвиров С. Н., Гонтарук Е. И., Затаковой Ю. А., Калинин Д. А., Луговских
А. В, Опыт использования периклазоуглеродистых огнеупоров для сталеразливочных
ковшей АКОС // Сталь. 2000. №7. С. 22-24.
15. Кузнецов Г. И., Борисовский Е. С., Демиденко Л. М. Огнеупоры для агрегатов вне-
печной обработки стали // Сталь. 1992. № 6. С. 19-20.
16. Воронов Г А., Овсянников В. Г., Носов А. Д., Хоменко Н. Р., Логинова Л. Т. При-
менение алюмопериклазоуглеродистых огнеупоров для футеровки стальковшей //
Металлург. 1999. № 4. С. 48-Л9,
17. Сакулин В. Я., Мигаль В. П., Гершкович С. И., Скурихин В. В. Использование
периклазоуглеродистых и периклазошпинельных изделий в ковшах для внепечной об-
работки стали // Новые огнеупоры. 2003. № 4. С. 3-6.
18. Шаимов М. X, Мироненко Н. Л. Повышение стойкости футеровки агрегатов ста-
леплавильного производства ОАО “Мечел” // Новые огнеупоры. 2002. № 1. С. 32-35.
19. Сенников С. Г., Шестаков А. В., Каплан Ф. С., Аксельрод Л. М. Влияние техноло-
гических режимов эксплуатации на стойкость футеровки фирмы “Майертон” в 385-т
сталеразливочных ковшах // Огнеупоры и техническая керамика. 2000. № 9. С. 48-54.
20. Бур А., Бауэр В., Фелыи Е и др. Влияние старения микропористых теплоизолиру-
ющих материалов на температурный режим сталеразливочных ковшей И Черные ме-
таллы. 1999. Июнь. С. 9-15.
21. Kamicle М., Yamamoto S., Yamamoto К. et al. Damage of A12O3 - MgO - C brick for
ladle furnace // Taikabutsu Refractoriesjo 2001. V. 53. N 4. P. 191-197.
22. Дворяшин C. E., Гусев А. А., Латышев В. T, Верещагин А. В. Способ теплозащи-
ты крышки 100-т сталеразливочного ковша // Новые огнеупоры. 2002. № 2. С. 38-39.
23. Штиннессен И., Бур. А., Де Вит Т, Лоренц В., ПерцгенД. Безволокнистая футе-
ровка установки для предварительного нагрева сталеразливочных ковшей на метал-
лургическом заводе фирмы “CORUS” в Эймейдене // Новые огнеупоры. 2003. № 7.
С. 28-33.
24. Вислогузова Э. А., Устенко А. С., Корюков Д. И. Опыт использования огнеупоров
“Комбината “Магнезит” на НТМК И Материалы V научно-технической конференции
“Применение огнеупоров в тепловых агрегатах”. Москва, 3-5 октября 2002. С. 31-34.
209
Глава 7.
Огнеупоры для установок
внепечного вакуумирования стали
Вакуумирование стали является эффективным методом повышения качества
стали. На установках внепечного вакуумирования можно удалить из расплав-
ленного металла до остаточного содержания: водорода 0,00015 %, кислорода
0,002 % при повышенном содержании углерода в стали, а также вывести из
стали примерно от 10 до 30 % азота [1].
К огнеупорам, предназначенным для футеровки агрегатов вакуумирования
стали предъявляют высокие требования: по устойчивости к испарению в ва-
кууме, постоянству объема при температурах службы, по высокой термостой-
кости и устойчивости к химическому и эрозионному воздействию расплав-
ленных металла, шлака и углеродсодержащих газов, образующихся при рас-
кислении.
При вакуумном способе обработки стали огнеупоры эксплуатируются в бо-
лее сложных условиях, чем при обычном способе. При температурах 15 SO-
163 0 °C стойкость огнеупорных оксидов к воздействию углерода в вакууме
сильно уменьшается. Начиная с остаточного давления 20 мм.рт.ст. диоксид
кремния футеровки сильно взаимодействует с углеродом, а при 1600 °C и ос-
таточном давлении 2 мм.рт.ст. стальная ванна, содержащая 0,5 % С заметно
взаимодействует с глиноземистой футеровкой с выделением оксида углерода.
Поскольку жидкая сталь содержит некоторое количество углерода, то в ва-
кууме возможно восстановление оксидов из футеровки углеродом по реакции
МеОогн + С = Me + СОг, где Me — металл, содержащийся в огнеупорной футе-
ровке. В этом случае, если этот металл имеет большое сродство к кислороду
или азоту, находящимся в стали, то при взаимодействии с ними образуются
оксиды или нитриды, загрязняющие сталь неметаллическими включениями
[2]. В результате этого футеровка ковша и различных устройств, используе-
мых при вакуумной обработке стали, может служить дополнительным источ-
ником кислорода.
Длительное воздействие жидкого металла в условиях вакуума с шамотной
футеровкой ковша (65 % SiO2 и 35 % А12О3) сопровождается восстановлением
кремнезема по реакции SiO2 + С —э Si + СО2 При содержании марганца в обра-
батываемой стали выше 0,8 % происходит реакция SiO2 + 2Мп —> Si + 2МпО.
В результате образуются легкоплавкие силикатные шлаки системы SiO2-Al2O3
- МпО, ускоряющие химическое разрушение футеровки ковша.
210
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
По мере роста температуры оксид кремния становится все более неустой-
чив, а сродство углерода к кислороду растет, увеличивая скорость взаимодей-
ствия SiO2 с углеродом.
Полное удаление кислорода из стали невозможно осуществить, поскольку
кислородный потенциал огнеупоров под вакуумом не позволяет этого. Теоре-
тически при использовании углерода и высокого вакуума можно понизить со-
держание кислорода до чрезвычайно малых количеств. Однако, чем меньше
давление, тем больше тенденция огнеупорного материала отдавать кислород,
и в этой ситуации ставится вопрос: надо ли рекомендовать для раскисления
стали получение более высокого вакуума. Теоретически эту задачу можно ре-
шить путем использования более устойчивых огнеупоров, но даже высокогли-
ноземистые огнеупоры с большим содержанием А12О3 содержат заметное ко-
личество примесей. Использование огнеупоров их сверхчистого глинозема
позволило бы заметно снизить содержание кислорода в стали, но подобный
материал был бы очень дорог и сложен в эксплуатации.
Многие огнеупоры при высоких температурах в вакууме заметно диссоции-
руют на составляющие. Так, А12О3 в условиях вакуума сильно начинает диссо-
циировать при температуре 1900 °C.
В связи с этим, фазовый состав огнеупора должен включать компоненты с
высокой свободной энергией образования, химической устойчивостью к рас-
плавленным металлам и шлакам, абразивоустойчивостью, термостойкостью,
низкой испаряемостью и рациональным соотношением между стоимостью и
сроком службы. Помимо этого, он должен обладать высокой огнеупорностью
и сохранением строительной прочности при нагреве. Поэтому для работы в
вакууме необходимы материалы высокой чистоты.
Для переработки химически активных металлов: Ti, Al, Mg, Са, Ва, а также
черных металлов, содержащих эти компоненты, как лигатуру, целесообраз-
ным является использование оксида магния и алюмомагниевой шпинели, об-
ладающих высокими термодинамическими потенциалами.
Разрушение огнеупорной футеровки, происходящее в результате взаимодей-
ствия расплавов шлака и металла с компонентами огнеупора, процессов окис-
ления и восстановления с последующим селективным удалением газообраз-
ных продуктов восстановления огнеупорных фаз обуславливают изменение
объема огнеупора и потерю им прочности и массы.
Износ огнеупоров и качество готовой стали зависят в основном от следую-
щих факторов:
1. Химической стойкости огнеупоров обычного торгового качества в усло-
виях обычного промышленного вакуума без воздействия жидкого металла или
шлака.
211
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
2. Реакций, происходящих в вакууме между компонентами жидкого металла
и футеровки;
3. Реакций в тех же условиях с элементами шлака и в особенности с оксида-
ми железа;
4. Колебаний состава атмосферы и температуры;
5. Конструкции футеровки.
Основным механизмом улетучивания в вакууме является разложение оксида
на газообразные компоненты, например MgO(T) —> Mg(r) + SO2(r). Такой тип ре-
акции характерен для СаО, FeO, А12О3, Сг2О3 и SiO2. Для двух последних ком-
понентов происходит промежуточная реакция с образованием газообразного
низшего оксида: SiO2(T) —э SiO(r) + SO2(r). Некоторые оксиды разлагаются по
второму механизму с выделением кислорода и образованием низшего твердо-
го оксида, например: Fe2O3 —> 2FeO(r) + SO2(r)[20J.
Снижение содержания кислорода в ванне представляет часть всего кислоро-
да, прореагировавшего с С с образованием СО. Преобладающая часть СО по-
лучается при реакции с оксидом огнеупора, преимущественно с SiO2: 2[С] +
+ (SiO2) <-> 2CO(r) + [Si]. Эта реакция от части происходит во время первона-
чального кипения, которое продолжается некоторое время (20-30 мин). По окон-
чании кипения последовательно протекают реакции:
1. Растворения оксидов в жидком металле;
2. Перенос кислорода и С в растворе к поверхности раздела ванна-вакуум;
3. Реакции образования адсорбированной СО;
4. Десорбция СО в вакуум;
5. Скорость реакции на любом этапе определяет собой скорость всей реак-
ции в целом. Считается, что преобладающая часть потери С обуславливается
десорбцией СО с поверхности ванны.
Из компонентов шлака на огнеупоры воздействуют главным образом FeO и
СаО, причем ввиду их более высокой температуры это действие весьма интен-
сивно, вследствие чего в процессах DH и RH рекомендуется по возможности
избегать попаданий шлака в вакуумную камеру. Кроме того, если подогрев
осуществляется горелкой, футеровка может подвергаться корродирующему
воздействию FeO, получающейся при окислении брызг металла продуктами
сгорания. При электрическом подогреве это явление исключается.
Устойчивость промышленных огнеупоров при высоких (до 1700 °C) темпе-
ратурах в вакууме (0,678 Па) уменьшается в следующей последовательности:
огнеупоры на основе ZrO2, стабилизированного оксидом кальция —> корундо-
вые (99 % А12О3) —э доломитовые на основе материалов повышенной чистоты
—> корундовые (90 % А12О3) на муллитовой связке —э электроплавленые ко-
рундовые (90 % А12О3) —> периклазохромитовые периклазовые (табл. 7.1).
212
7.1. Особенности эксплуатации футеровок в агрегатах внепечного вакуумирования стали
Таблица 7.1
Скорость испарения различных промышленных огнеупоров [5, 20]
Вид изделий Потеря массы, % Скорость испарения ПГ^г^см^мин)
Периклазовые 6,2 5,4
Периклазохромитовые:
с прямой связью 6,6 5,2
из электроплавленых зерен (62 % MgO, 17,5 % Сг2Оз) 5,0 4,2
плавленолитые (52 % MgO, 22,7 % Сг20з) 6,9 5,9
Хромит 6,5 7,5
Периклазовые на шпинельной связке 4,1 3,6
Известковые (96 % СаО) 1,0 0,6
Известковопериклазовые высокой чистоты (99 % CaO+MgO) 0,6 0,4
Хромитопериклазовые электроплавленые 14,0 12,0
Шпинельные электроплавленые 4,8 3,2
Корундовые (99 % АЬОз) 0,2 0,2
Корундовые на муллитовой связке (90 % А12Оз) 0,8 0,6
Муллитовые (72 % А12Оз) 2,1 1,5
Корундовые электроплавленые (96 % А120з) 1,2 1,1
Высокоглиноземистые:
72 % А120з 5,2 3,5
60 % А12О3 4,4 3,0
Циркониевые высокой чистоты, стабилизированные СаО 0,15 0,17
7.1. Особенности эксплуатации футеровок
в агрегатах внепечного вакуумирования стали
Особенности эксплуатации футеровок в агрегатах внепечного вакуумирова-
ния стали заключаются в более жестких условиях воздействия высоких тем-
ператур (на 50-100 °C выше, чем при обычном процессе), в более длительном
(до 70-150 мин) пребывании металла и глубоком воздействии вакуума (13-
133 Па). В этих условиях шлакоустойчивость огнеупоров в окислительной среде
при повышении температуры на 35-50 °C снижается в 2 раза; наблюдается
глубокое проникновение шлака в огнеупор и разрушение его структуры в ре-
зультате межзеренной коррозии.
Расплавленный шлак в условиях вакуума проникает в поры на большую глу-
бину. В огнеупорных изделиях после службы в камере дегазации имеются зоны
глубокой пропитки, содержащие оксиды кальция и кремния. Шлаковый ин-
фильтрат состоит главным образом из силикатов — монтичеллита и форсте-
рита, либо монтичеллита и мервинита. Одной из причин разрушения футеров-
ки является кристаллизация форстерита в порах огнеупора, приводящая к по-
явлению трещин и сколов, обусловленных увеличением объема твердой фазы
в порах по сравнению с исходным расплавом.
213
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
С повышением основности шлака такой вид износа изделий уменьшается,
так как в этом случае при взаимодействии шлака с MgO исключается образо-
вание форстерита, а при наличии в шлаке оксидов алюминия и хрома образу-
ется сложный шпинелид. В четырех компонентной системе MgO - СаО - SiO2
- А12О3(Сг2О3) при содержании А12О3(Сг2О3) около 20 % область кристаллиза-
ции форстерита сокращается, но заметно расширяется область образования
шпинели, выделение которой из шлакового расплава сопровождается образо-
ванием защитного гарнисажа на футеровке.
Высокоосновные шлаки, соотношением CaO/SiO2 более 2,5 проникают в
магнезиальные огнеупоры на меньшую глубину с образованием двухкальцие-
вого силиката (2CaO-SiO2), модификационные превращения которого при ох-
лаждении (p-2CaO-SiO2—^75~ -»у - 2CaO-SiO2) вызывают скалывание футе-
ровки. Примерный состав основных шлаков такой, масс.%: СаО 30-40; SiO2
20-25; А12О3 20-25; MgO 10-25; остальные оксиды 10-25.
Оксиды железа особенно интенсивно взаимодействуют с корундовыми ог-
неупорами, так продукты взаимодействия- шпинелиды герцинитового ряда и
остаточный магнетит образуют легкоплавкие эвтектики с глиноземом.
В условиях вакуума наряду с повышенным шлакоразъеданием происходит
потеря массы огнеупора вследствие интенсивного испарения главным обра-
зом SiO2. Следовательно, огнеупоры для вакуумных установок должны содер-
жать как можно меньше диоксида кремния.
Верхняя часть установок порционного и циркуляционного вакуумирования
стали не подвергается агрессивным воздействиям металла и шлака. Однако
вследствие частых теплосмен и высоких температур при подогреве футеровки
и металла эту часть камеры футеруют высокообожженными периклазохроми-
товыми огнеупорами. За рубежом эту часть камеры футеруют хромитоперик-
лазовыми огнеупорами марки “Radex Е”.
Конструкция ковшей при внепечной обработке стали отличается от обыч-
ных тем, что футеровку делают тонкостенной, многослойной из различных
типов огнеупоров с многократной перевязкой вертикальных и горизонталь-
ных швов. Такая конструкция футеровки обусловлена необходимостью пере-
мешивания металла магнитным полем, а сам кожух ковша изготавливается из
немагнитной нержавеющей стали.
214
7 2. Огнеупоры для установок внепечного вакуумирования ковшевого типа
7.2. Огнеупоры для установок внепечного
вакуумирования ковшевого типа
Обработка стали в ковшах является одним из способов повышения качества
металла. Типовой является установка АСЕА-СКФ как наиболее современная
из установок данного типа (рис. 7.1) [5, 6].
в
Рис. 7.1. Схема процесса ASEA-SKF (а, б) и устройство футеровки ковша (в):
а — вакуумирование; б — подогрев: 1 — ковш; 2 — жидкая сталь; 3 — шиберный затвор; 4 —
индуктор; 5 — вакуумплотная сводовая крышка; 6 — сводовая крышка с тремя электродами; 7 —
электроды; 8,9 — отверстия в крышке соответственно для присадки легирующих и для вакуумиро-
вания;
в — устройство ковша и футеровки1 1 — кожух; 2 — асбест; 3 — выравнивающий слой огнеупорного
бетона и арматурный слой; 4 — рабочий слой
215
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Футеровку ковша начинают с выстилки из нескольких слоев листового асбе-
ста, между которыми оставляют вентиляционные каналы шириной до 25 мм.
Листы асбеста укрепляют на кожухе с помощью клея (50 % жидкого стекла и
50 % мертеля марки ММКВ). Возможна замена асбеста на картон из каолино-
вой ваты. На асбестовую изоляцию днища укладывают выравнивающий слой
бетона с уклоном к сливному отверстию.
Для кладки арматурного слоя применяют огнеупорные материалы, совмес-
тимые с футеровкой рабочего слоя ковша.
В зависимости от технологии плавки и состава металла и шлака рабочую
футеровку выполняют из высокоглиноземистых, периклазовых, периклазох-
ромитовых и других видов огнеупоров. Толщина рабочего слоя составляет 50-
100 мм в зависимости от емкости ковша. При монтаже футеровки широко при-
меняют различные неформованные огнеупоры (набивные, наливные массы,
мертели и т.п.). Все применяемые материалы, особенно для рабочей зоны, как
правило, содержат незначительное количество примесей и изготавливаются
на основе плавленых материалов: корунда, муллитокорунда, периклаза и пе-
риклазохромита (табл. 7.2).
Футерованный ковш сушат газовым факелом при температуре футеровки 100
120 °C в течение 10 ч, затем температуру повышают до 400 °C со скоростью
50 °С/ч. Перед выпуском плавки ковш разогревают до 800 °C со скоростью
100 °С/ч для высокоглиноземистой и 50 °С/ч — основной футеровки. После
выдержки в течение 2 ч при 800 °C ковш подают на плавку.
WZZZAi
Г< 'Д2
П 1 850 ,1,1220 j
03660
Рис. 7.2. Вакуумная крышка установки АСЕА-СКФ: 1 — фасонные изделия МКО-72; 2 — набивная
масса МК7-78МКЭН; 3 — два отверстия для гляделок; 4 — арматура, h = 100 мм; 5 — отверстие для
отсоса газов
216
Таблица 7.2
Корундовые и глиноземистые огнеупор, рекомендуемые для внепечной обработки стали
217
Марка ГОСТ, ТУ Область применения
Корундовые и глиноземистые изделия
КЭЛ-95-3,0, КЭЛ-93-3,0 ТУ 14-8-451-83 “Изделия корундовые, электроплавленые” Футеровка днища установок вакуумирования стали с обработкой синтетическим шлаком
КВ ТУ 1569-023-00188162-98 “Изделия корундовые для футеровок камер установок внепечного вакуумирования стали” Футеровка патрубков для подачи ферросплавов, циркуляционных вакууматоров стали, выплавляемой кислым процессом
МКТ ТУ 322-7-00190503-130-97 “Изделия высокоогнеупорные муллитокорундовые” Рабочая футеровка установок ковшевого типа в зоне металла — АКОС, ASEA-SKF, VAD, VOD
КС-95, МКС-90 ГОСТ 24704-94 “Изделия огнеупорные корундовые и высокоглиноземистые” Шлаковый пояс ковшей, футеровка установок вакуумирования в потоке МНЛЗ, патрубков для подачи ферросплавов, ковшей при выплавке нержавеющей стали, вакууматоров для обработки кислой стали, металопроводов вакууматоров струйного типа
МКС-72, МКП-72 ГОСТ 24704-94 “Изделия огнеупорные корундовые и высокоглиноземистые” Арматурная и рабочая футеровка в зоне металла установок ковшевого типа с дуговым подогревом, футеровка нагревательного и вакуумного сводов, установок струйного типа
МКРУ-45 То же Футеровка ковшей для порционных и циркуляционных вакууматоров, установок ковшевого типа без подогрева
МКРАКП-45, КМКРУ-45 ТУ 14-8-490-85, ТУ 14-8-647-94 “Изделия огнеупорные муллитокремнеземистые для футеровок сталеразливочных ковшей” Футеровка зон металла ковшей, установок ковшевого типа и сталеразливочных ковшей для порционных и циркуляционных вакууматоров
МЛФ-65, МЛФ-67 ТУ 14-8-174-75 “Изделия высокоогнеупорные муллитовые на фосфатной связке для нагревательных печей” Гнездовые блоки для ковшей, установок ковшевого типа с электродуговым подогревом, блоки для монтажа пористых фурм
МК-80 ТУ У 332-7-00190503-131-97 “Масса муллитокорундовая набивная” Футеровка сводов вакууматоров ковшевого типа, локальный ремонт ковшей
МКТ-72 ТУ 14-8-455-89 “Трубы муллитокорундовые” Футеровка ввода нагревателей в порционных вакууматорах
7.2. Огнеупоры для установок внепечного вакуумирования ковшевого типа
Продолжение табл. 7.2
Марка ГОСТ, ТУ Область применения
Корундовые и высокоглиноземистые мертели, набивные массы и нейтрализация шлака
Мертели ММЛ-62 ГОСТ 5137-97 “Мертели огнеупорные алюмосиликатные” Соединение теплоизоляционных изделий в вакууматорах различных видов, а также высокоглиноземистых изделий разных марок
ММК-77 То же Уплотнение швов при использовании изделий МКС-72-22, МЛФ-65, МЛФ-65
ММК-85 То же Уплотнение швов при использовании изделий МКТ, МКТ-80, КС-90, КС-95
Массы МКН-94, МКН-90 ТУ 14-194-206-94 “Массы набивные корундовые гидравлически твердеющие для установок внепечного вакуумирования стали” Наружная футеровка патрубков порционных циркуляционных и струйных вакууматоров, футеровка сводов. Ремонт ковшей, установка пористых фурм для продувки кислородом сверху
МК-90, МК-88, МК-86 ТУ 14-194-131-82 “Масса корундовая гидравлически твердеющая для ремонта футеровки ковшей установки ASEA-СКФ” Установка пористых фурм, ремонт гнездовых блоков и футеровки ковшей.
Нейтрал изаторы шлака МВКНФ, МВКНБ, МВКН ТУ 1-8-489-85 “Материал высокоглиноземистый крупнозернистый для нейтрализации шлака в установках вакуумирования стали” Добавка к шлаку для повышения стойкости футеровки днища и патрубков порционных и циркуляционных вакууматоров
Гпава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
7.2. Огнеупоры для установок внепечного вакуумирования ковшевого типа
Крышка вакуумной установки АСЕА-СКФ по конструкции отличается от
крышек для ковшей и футеруется гидравлически твердеющей набивной мас-
сой МКН или набивной массой на ортофосфорной кислоте марки МКЭ-78.
Набивная или заливная масса закрепляется на крышке с помощью металли-
ческих анкеров, приваренных к кожуху крышки (рис. 7.2). Для заливки массы
в крышку предварительно устанавливают временную опалубку, которую пе-
ред заливкой промазывают смесью графитового порошка и машинного масла
в соотношении 1:1. Набивку массы осуществляют трамбованием при давле-
нии воздуха 4—6 атм. Толщины трамбуемого и заливного слоев, как правило,
составляют 30-50 и 60-90 мм соответственно. Набивку ведут по секторам.
Крышка нагревательного свода установки вакуумирования стали по конст-
рукции более сложная. Схема футеровки нагревательного свода представлена
на рис. 7.3.
Свод футеруют термостойкими периклазохромитовыми изделиями марок ПХВ,
МПХВ и другими (табл. 7.3). при эксплуатации свода необходимо соблюдать
скорость нагрева и охлаждения, которые должны быть не более 30 °С/ч.
Таблица 7.3
Огнеупоры для нагревания свода
Марка огнеупора Назначение Возможная замена
Высок/ МКП-72 типоразмер КП-8 КП-9 КЭ-7 КО-12 КФ-10 Мертель ММКВ Перикл ПШВП-8; 225Х75/69Х70/65ХХ115 ПШВП-9; 225Х75/64Х70/60ХХ115/108 ПШВП-7; 300X75/47/148 ПШВП-12; 230X65/45X115 ПШВП-10 Мертель ММВ Набивная масса МКЭ-78 /глиноземистая футеровка Ряд l-s-7 концентрической кладки Ряды 8—13 в различных сочетаниях с КП-8 Электродные кольца Кольца отсоса газов и присадки ферросплавов Центр свода Заделка швов азохромитовая футеровка Ряды 1+7 концентрической кладки Ряды 8+13 в различных сочетаниях с МХВ-8 Электродные кольца Кольца отсоса газов и присадки ферросплавов Тоже Заделка швов Заделка зазоров между концентрическими рядами и кольцами МКО-72 МКО-72 МКО-72 МКО-72 МКО-72 Мертель ММКП-72 ПШКВ ПШКВ ПШКВ ПШКВ ПШКВ Масса МЛМ-1
219
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Таблица 7.4
Контактная совместимость огнеупоров на воздухе (по Конопицкому)
Огнеупорный кирпич г, °C Магнезитовый обожженный I Магнезитохромитовый на химической связке I Хроммагнезитовый на химической связке Хромомагиезитовый обожженный Хромитовый Форстеритовый Выс.- ГЛИН. Шамотовый Динасовый
90% АЬОз 70% АЬОз
Магнезитовый обожженный 1500 — а а а а а а в г в
1600 — а а а а а в в д г
1650 —• а а а б а г в д д
1710 — — — а в г г г — —
Магнезитохромитовый на 1500 а — а а а а а а а а
химической связке 1600 а — а а а а в в а в
1650 а — а а а а в в в г
1710 — — — — — в в г г —
Хромомагнезитовый на 1500 а а — а а а а а а а
химической связке 1600 а а — а а а а в в в
1650 а а — а а а в в в в
1710 — — — — — в в г — —
Хромомагнезитовый 1500 а а а — а а а а а а
обожженный 1600 а а а — а а а в б в
1650 а а а — а а б в в в
1710 а — — — — а в г — —
Хромитовый 1500 а а а а — а в а а а
1600 а а а а — в а в в а
1650 б а а а — в б в в в
1710 в — — — — — в — — —
Форстеритовый 1500 а а а а а — а а в а
1600 а а а а в — а а г в
1650 а а а а в — б в г в
1710 г в в а — — в г — г
Высокоглиноземистый 1500 а а а а а а — а а а
90% АЬОз 1600 в в а а а а — а а а
1650 г в в б б в — а а в
1710 г в в в в г — — — —
Высокоглинозем истый 1500 в а а а а а а — а а
70% А120з 1600 в в в в в а а — а в
1650 в в в в в в а — а в
1710 г г г г — г — — — в
Шамотовый 1500 г а а а а в а а — в
1600 д а в б в г а а — г
1650 д в в в в г а а — г
1710 — г — — — — — — — —
Динасовый 1500 в а а а а а а а в —
1600 г в в в а в а в г —
1650 д г в в в в в в г —
1710 — — — — — г — в — —
Примечание, л — нет взаимодействия; б — слабое взаимодействие; в — сильное
взаимодействие; г — взаимодействие с разрушением; й — полное разрушение.
220
7 3. Огнеупоры для установок струйного вакуумирования стали
Рис. 7.3. Схема футеровки нагревательного свода: I— МКП-72 (МКО-72) или МХСВ изделия; II —
набивная масса МКЭ-78; 1-7 — КП-8; 8 — КП-8 и КП-9 (4:1); 9 — КП-8 и КП-9 (2:1); 10 — КП-8 и
КП-9 (1:1); 11 — КП-8 и КП-9 (1:3); 12, 13 — КП-9.
При выполнении комбинированных футеровок следует учитывать пределы
совместимости разных огнеупоров в контакте при высокой температуре
(табл. 7.4). При высоких температурах возможны химические реакции, и для
их исключения между изделиями разного химического состава кладут про-
кладку нейтрального огнеупора, чаще хромитовую [4].
7.3. Огнеупоры для установок струйного вакуумирования стали
При струйном вакуумировании стали вакуумная камера располагается меж-
ду сталеразливочным и промежуточным ковшами. Для снижения тепловых
потерь при струйном вакуумировании футеровку камеры выполняют много-
слойной с использованием волокнистых и легковесных огнеупорных матери-
алов, при общей толщине футеровки около 300 мм, в том числе теплоизоляци-
онного слоя — 80 мм.
Наиболее жесткие условия эксплуатации камер наблюдаются в установках
вакуумной обработки плавок синтетическим шлаком (УВСШ) и непрерывном
вакуумировании, совмещенным с разливкой на машинах непрерывного литья
заготовок (МНЛЗ).
Схема футеровки камер струйного вакуумирования приведена на рис. 7.4, а
данные об огнеупорах приведены в табл. 7.5
221
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Рис. 7.4. Футеровка камер струйного вакуумирования:
а — с центральной воронкой и штучной футеровкой металлопровода; б — со ступенчатой футеров-
кой днища и набивной футеровкой металлопровода: 1 — ковш; 2 — камера; 3, 7 — МКП-72; 4,9 —
масса МКЭ-78; 5 — асбест или волокнистый огнеупор; 6 — легковес МЛЛА-1,1, КЛВ-1,1; 8 — Кор-
95; 10, 12 — масса МЭКН; 11,14 — изделия КВ, МХВП; 13 — массы МЭКН или МХВП
При вакуумировании металла с обработкой шлаком, нижний конец шлако-
вого рукава погружен в шлак, находящийся в приемном ковше. Синтетичес-
кий шлак, предварительно выплавленный в электродуговой печи, содержит
масс. %: СаО 45-55; SiO2 5-25; А12О3 15-30; MgO 7-15; FeO< 1; CaF2 1-2.
Температура шлака в приемном ковше составляет 1550-1650 °C.
В отсутствии охлаждения камеры ниже 1100 °C стойкость огнеупоров в дни-
ще составляет 50 плавок. В наибольшей степени разрушению подвергается
металлопровод (особенно в установках УВСШ), контактирующий с агрессив-
ным шлаком при высокой температуре.
Следует тщательно изолировать камеру от взаимодействия с атмосферой
воздуха после вакуумирования. С этой целью тщательно изолируют и уплот-
няют стык камеры и рукава, а также применяют защитные экзотермические
смеси, исключающие окисление металла. В наибольшей степени этим требо-
ваниям отвечает смесь, состоящая из масс.%: SiCa — 30, Fe2O3 — 35, Na2CO3
— 10 и CaF2 — 25 [19]. Применение этой смеси позволило сократить расход
222
7.4. Огнеупоры для порционного и циркуляционного вакууматоров
Таблица 7.5
Огнеупоры для камер струйного вакуумирования
Характеристика материала Назначение Возможная замена
Волокнистый рулонный материал МКРР-130 ГОСТ 23619-79 Теплоизоляция Асбестовый картон, ГОСТ 2850-75
Муллитовый легковес МЛЛ-1,3 ГОСТ 5040-78 То же Корундовый легковес для установки вакуумирования стали КЛВ-1,1
Муллитокорундовые изделия МКП-72 ГОСТ 24704-94 Рабочая футеровка стен в зоне металла Периклазохромитовые ПХВ ТУ 14- 8-154—75; МКТ ТУ 14-8-455-89
Плавленолитые КЭЛ-95-3,0; ТУ 14- 8-451-83 кажущаяся плотность по обмеру — не менее 300 г/см3, шовные грани шлифованные Футеровка днища камер Хромитопериклазовые термостойкие XII ГУ, ХПТС ТУ 14-8-235-77
Периклазохромитовые ПХВП ТУ 14-8-154-75 Внутренняя футеровка патрубка металлопровода Изделия корундовые КВ ТУ 1569-023-00188162-88
Масса МПХВП ТУ 1523-011-00188162-97 Набивные футеровки, уплотнение стыка днища и стен Гидравлически твердеющая корундовая масса ТУ 14-194-206-94
Гидравлически твердеющая корундовая масс МНК-94; ТУ 14-194-206-94 Наружная футеровка патрубка металлопровода —
Мертели муллитокорундовые ММК-85; ММКП-77 ГОСТ 6137-80 Заполнение швов —
Мертели магнезиальные МПВ, МПВХ, МХПВ ТУ 14-8-147-75 —
смеси с 1,2 до 0,75 кг/т и обеспечило усилие вытягивания заготовки в преде-
лах 2-2,5 тс.
7.4. Огнеупоры для порционного
и циркуляционного вакууматоров
Наибольшее распространение для обработки стали получили установки пор-
ционного и циркуляционного вакуумирования. Схема работы вакууматоров
для открытого ковша изображена на рис. 7.5. Условия службы огнеупоров в
установках циркуляционного и порционного вакуумирования стали практи-
чески аналогичны. Выделяют три участка футеровки установок, различаю-
щихся по условиям служб: нижнюю часть вакуумных камер, заполненную ста-
лью и шлаком; верхнюю, включающую свод, крышу и трубы для ввода легиру-
ющих компонентов и патрубки (всасывающий и сливной).
223
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Рис. 7.5. Вакуумирование из открытого ковша: а — циркуляционное; б — порционное
Стойкость огнеупоров в отдельных частях футеровки вакууматора в различ-
ных режимах вакуумирования зависит от сортамента обрабатываемых сталей,
выбора видов огнеупора, их качества, конструкции кладки и др. Стойкость
футеровки верхней части вакууматора составляет 1500-2000 плавок; нижней
части — до 1000 плавок, стойкость патрубков колеблется от 30 до 100 плавок.
Общий расход огнеупоров на вакуумирование 0,7-1,3 кг/т стали.
Применение циркуляционных вакууматоров позволяет снизить содержание
углерода в стали до 0,010-0,0005 %, кислорода менее чем 0,005-0,003 % и во-
дорода менее 2-1 О’4 %, а также уменьшить содержание в стали неметалличес-
ких включений.
Схемы футеровок установок порционного и циркуляционного вакууматоров
приведены на рис. 7.6 и 7.7, соответственно. Ниже приведены данные об огне-
упорах, используемых в установках порционного и циркуляционного вакуу-
мирования за рубежом:
224
7.4. Огнеупоры для порционного и циркуляционного вакууматоров
Установки порционного вакуумирования
Верхняя часть камеры Обожженный магнезитовый или магнезитохромитовый (64 % MgO) кирпич, открытая пористость 17 %
Нижняя часть камеры Обожженный магнезитовый или магнезитохромитовый (80 % MgO) кирпич, открытая пористость 16 %
Внутренняя поверхность патрубка Муллитовые изделия или высокоглиноземистый бетон (рабочая температура 1730 °C)
Наружная поверхность патрубка Высокоглиноземистый бетон с графитовой обмазкой (рабочая температура 1730 °C)
Установки циркуляционного вакуумирования
Верхняя часть Шамотный, муллитокорундовый (80 % А120з) или магнезитохромитовый кирпич
Нижняя часть камеры Муллитокорундовый (72-85 % А12О3) или магнезитохромитовый кирпич
Верхняя часть патрубков Муллитовые изделия (72 % А12О3) или высокоглиноземистый бетон (рабочая температура 1700 °C)
Нижняя часть патрубков Корундовый бетон или пластическая масса (96 % А12О3)
В процессе службы футеровка нижней части циркуляционных вакуумато-
ров изнашивается под действием ряда факторов. Во-первых, происходит ме-
ханическое разрушение огнеупоров потоками жидкой стали и шлака; во-вто-
рых, металл и шлак налипают на поверхность футеровки и проникают внутрь
огнеупоров, вызывая растрескивание и образуя с оксидами футеровки легкоп-
лавкие соединения. В-третьих, появление термических напряжений вызывает
растрескивание футеровки, обусловленное колебанием температур при рабо-
те вакууматора. В наибольшей степени всем этим требованиям удовлетворяли
периклазохромитовые изделия марки “МС-В” с повышенной термостойкос-
тью. Изделия “МС-В” содержали, масс. %: MgO — 74; Сг2О3 — 12; А12О3— 6;
SiO2 — 1; Fe2O3 — 3; СаО — 1; имели термическое расширение при 800 °C
0,96 %; предел прочности, МПа: при изгибе 8,0 и сжатии 70,0; кажущуюся
плотность 3,14 г/см3 и открытую пористость менее 14 % [13].
Промышленные огнеупоры (кроме плавленолитых) имеют поры, размер ко-
торых больше 5 мкм, в результате чего в огнеупор в условиях вакуума прони-
кают агрессивные шлаки, преимущественно состоящие из монтичеллита
(CaO-MgO-SiO2), мервинита (3CaO MgO-SiO2), а также силикатов кальция и
магния. Кристаллизация расплава вызывает внутренние напряжения и скалы-
вание огнеупора при охлаждении.
8. Кащеев И.Д.
225
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Рис. 7.7. Профиль камеры и футеровка циркуляционного
вакууматора: 1 — цилиндрическая вакуум-камера; 2 — ле-
щадь; 3 — подъемный патрубок; 4 — сливной патрубок; 5
— газоотводящий колпак; 6 — кожух; 7 — теплоизоляци-
онный материал МКРР; 8 — легковесные изделия шамот-
ные (ШЛ) или корундовые (КЛ); 9 — высокоглиноземис-
тые (А12О3 = 85 %) или периклазохромитовые (типа ПХВП
и др.) огнеупоры; 10 — высокоглиноземистые изделия (или
хромомагнезитовые); II — высокоглиноземистый бетон
(или набивка); 12 — высокоглиноземистые изделия
Рис, 7.6. Схема футеровки порционного
вакууматора: 1 — крышка колпака; 2 —
патрубок для загрузки легирующих доба-
вок и раскислителей; 3 — уровень метал-
ла, 4 — сливное отверстие; 5 — всасыва-
ющий патрубок; 6 — ввод нагревательно-
го стержня
226
7А. Огнеупоры для порционного и циркуляционного вакууматоров
Таблица 7.6
Физико-химические показатели основных огнеупоров
для установок вакуумирования стали
Показатели Марка материала
пхп пшп ШПУП мпхвп** МПХВ ПХВ ПШХМ ХПТ
Содержание, масс. % MgO 77,0 77,4 56,5 80,0 80,0 >63 75 55-65
АЬОз 2,8 — 40,6 2,9 2,9 — 4+10 —
Fe3O3 3,9 — 1,1 3,9 3,9 — — —
СаО 0,7 0,8 1,1 1,0 1,0 <2,5 — —
SiO2 1,4 1,3 1,1 1,6 1,6 <3,0 — —
Сг2О3 12,0 12,3 — 10,5 10,5 12-18 2,5-7 14-22
С — — 9,0 — — — — —
Открытая пористость, % <15,5 <14,4 <6,0 — — <18 <20 <23
Кажущаяся плотность, г/см3 — — 2,98 1,09*’ 1,09*’ >2,5 — —
Предел прочности при сжатии, 54,0 44,8 47,0 — — >25 >30 —
МПа Термостойкость (1300 °C- <7 >8 — — — >6 >6 >6
вода), теплосмен Температура начала 1650 1680 — — — >1520 >1580 >1510
размягчения, °C • * Значение насыпной массы для * * Масса содержит 1,3 2,5 % Mg сыпучи SO4-7H х порог зО и ик пков. 1еет вла> кность <1,0 %.
Аналогичные разрушения вызывает кристаллизация двухкальциевого сили-
ката 2CaOSiOr При переходе a'-2CaO SiO2 —> y-2CaO SiO2 происходит умень-
шение плотности и увеличение объема фаз (ДК = 11,4 %).
Быстроизнашиваемые участки стен вакууматоров футеруют периклазохро-
митовыми изделиями на основе плавленого периклазохромита (78-80 % MgO;
12-14 % Сг2О3 < 2,5 % СаО; <2 % SiO2; открытая пористость <16 %; темпера-
тура начала размягчения под нагрузкой 0,2 МПа >1640 °C) (табл. 7.6). Огне-
упоры для футеровки вакууматоров, применяемые в отечественной практике
приведены в табл. 7.7.
Оптимальным соотношением Cr2O3/MgO является 0,3, а соотношение полу-
торных оксидов Сг2О3/(А12О3 + Fe2O3) = 1,3 [7]. Указанные соотношения, при
общем содержании оксидов алюминия и железа приблизительно 5-6 %, явля-
ется оптимальным для максимального выделения вторичного шпинелида, об-
разующего плотную коррозионноустойчивую структуру изделия.
В [8] отмечается, что оптимальным соотношением Cr2O3/MgO является 2/3 и
указывается на предельно высокое соотношение Сг2О3/(А12О3 +Fe2O3), при ко-
8*
227
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Таблица 7.7
Огнеупоры для футеровки вакууматоров
Элемент футеровки (слой)* Огнеупор Марка по ГОСТ, ТУ
Всасывающий патрубок
Рабочий внутренней футеровки Рабочий наружной поверхности Периклазохромитовый на основе плавленого периклазохромита Масса корундовая на гидравлическом вяжущем ПХПП по ТУ 14-8-368-81 МКН-94 по ТУ 14-8-368-80
Днище и стены вакуум-камеры
Рабочий Теплоизоляционный днища Теплоизоляционный стен Периклазохромитовый на основе плавленого периклазохромита Шамотный Шамотный легковесный Корундовый легковесный Шамотный легковесный Материал муллитокремнеземистый рулонный ПХППП по ТУ 14-8-368-81 ША по ГОСТ 390-96 ШЛ-1,0 по ГОСТ 5040-78 КЛ-1,1 по по ГОСТ 5040-78 ШЛ-1,0 поГОСТ 5040-78 МКРР-130 по ГОСТ 23619-79
Колпак - цилиндрическая часть
Рабочий Теплоизоляционный Хромитопериклазовый Шамотный легковесный Материал муллитокремнеземистый рулонный ХПЗ по ГОСТ 5381-93 ШЛ-1,0 по ГОСТ 5040-78 МКРР-130 по ГОСТ 23619-79
Колпак-крышка
Рабочий Масса периклазохромитовая набивная МПХВП по ТУ 1523-011- 00188162-97
Патрубок для загрузки раскислителей и легирующих добавок
Рабочий Теплоизоляционный * Рабочие слои футеровки мертелей. Для кладки шам< корундовых изделий — ме Корундовый Материал муллитокремнеземистый рулонный из периклазохромитовых изделий выкладьп иных изделий используют мертель марки А этель марки ММК по ГОСТ 6137-97. КС-95 по ГОСТ 24704-94 МКРР-130 по ГОСТ 23619-79 иют насухо, без применения 4Ш-31 по ГОСТ 6137-97,
торых достигается увеличение срока службы на 20 %, за счет чего стоимость
огнеупора снижается на 15 %. Замена небольшой части Сг2О3 на А12О3 в пе-
риклазохромитовых огнеупорах придает большую стабильность их размерам
при нагревании и охлаждении.
228
7.4. Огнеупоры для порционного и циркуляционного вакууматоров
Футеровка нижней части вакууматоров включая стены зоны металла, поди-
ны и внутреннюю части патрубков выполняется периклазохромитовыми из-
делиями на основе плавленого материала, а футеровка наружной части пат-
рубка корундовой массой гидравлического твердения, например марки СКНГ-
94 (МКН-94).
Стойкость футеровок вакууматоров определяется не только свойствами ог-
неупоров, но и зависит от технических мероприятий по эксплуатации вакуум-
камер. Вследствие нагрева металлического днища от теплового излучения
металла в ковше, в кожухе камеры вакуумирования возникают напряжения,
являющиеся одной из причин выхода из строя футеровки. Наиболее слабым
местом являются: горизонтальный боковой шов на днище камеры в области,
прилегающей к всасывающему патрубку; горячий шов между входными коль-
цами; шов между камерой и всасывающим патрубком; любой из горизонталь-
ных швов всасывающего патрубка. Поэтому стойкость футеровки вакуумато-
ров во многом зависит от качества ее выполнения.
Футеровку вакуумной камеры выполняют из 2-х слоев: рабочего и тепло-
изоляционного. Рабочий слой толщиной 250 мм выкладывают изделиями пе-
риклазохромитового типа (табл. 7.6 и 7.7). теплоизоляция включает слой ша-
мотного кирпича ША-1 и шамотного легковеса марки ШЛБ-1,0 толщиной 65 мм
каждый.
Наиболее слабым элементом футеровки установок вакуумирования стали счи-
тают футеровку патрубков, особенно в зоне продувочных фурм. Их стойкость
составляет 30-50 % от стойкости футеровки днища и стен в зоне металла.
Фирма “Mayerton” рекомендует футеровку патрубков выполнять по схеме,
представленной на рис. 7.8, а напряженные зоны футеровки выкладывать пе-
риклазохромитовыми изделиями марки MCHR (табл. 7.8) [9]. Патрубки в со-
бранном виде поставляются на заводы-потребители в виде готовых комплек-
тов изделий, прошедших стендовую сборку на заводе-изготовителе. Стойкость
футеровки для 370-т вакууматора АО ММК составила 134 плавки.
Наибольшему износу подвергается футеровка зоны продувочных фурм, ее
остаточная толщина составила примерно 50 мм, а средняя скорость износа
находилась в пределах 1,5-1,7 мм за плавку. Разрушение футеровки происхо-
дило путем эрозии.
Зона стыка футеровки патрубков и днища разрушалась со скоростью 1,0-1,1
мм за плавку, в то время как остальная часть футеровки разрушалась гораздо
медленнее со скоростью 0,05-0,07 мм за плавку.
Взаимозаменяемость днищ и патрубков циркуляционного и порционного
вакууматоров позволила создать комбинированную установку внепечного ва-
куумирования стали (КУВВС). Отличительной особенностью этой установки
229
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Рис. 7.8. Схемы футеровок циркуляционного вакууматора ОАО ММК и ОАО НЛМК (а), и порцион-
ного вакууматора ОАО ОЭМК (б): 7 — периклазохромитовый кирпич MCHR-8; 2 — MCHR-12; 3 —
MCHR-20; 4 — наливная масса MCS-80C; 5 — периклазохромитовая масса MMCH-60R
Таблица 7.8
Основные свойства материалов для вакууматоров
Показатели Кирпичи для футеровки Неформованные материалы
контрольного слоя MTHR-8 L стен MTHR-12 дна и патрубков MTHR-20 наливная масса i MCS-80C набивная масса MMCH-60R мертель ММСН-45М торкрет-масса ММ-83
Содержание, масс. %: MgO, не менее 70 60 50 8 60 45 83
А12О3 — — ?10 >80 — ?8 —
Сг20з, не менее 8 12 20 — 20 20 —
SiCh, не более 2,0 1,5 1,2 — 1,5 5,0 7,0
Кажущаяся плотность, г/см3 3,15 — 3,26 3,0 — — —
Предел прочности при сжатии, 40 35 40 90 40 1,5 —
МПа Открытая пористость, % 18 16 16 (1500°С) (1500°С) (отрыв) —
Температура начала деформации, под нагрузкой 0,2 МПа, °C, не ниже 1700 1700 1700 1600 1700 1700 1650
Размер зерна, мм — — — — 0+3 0+0,5 0+3
является съемное днище. Это позволяет обрабатывать жидкий металлом в ста-
леразливочном ковше как порционным, так и циркуляционным способами в
зависимости от типа используемого днища вакуумной камеры. Схема футе-
ровки КУВВС приведена на рис. 7.9 [10].
Рабочую футеровку вакуум-камеры КУВВС выполняют из периклазохроми-
товых изделий марок ПХПП и ПХПУ на основе плавленого периклазохроми-
230
7.4. Огнеупоры для порционного и циркуляционного вакууматоров
Рис. 7.9. Схема обычной футеровки днища вакуум-камеры для порционного (а) и циркуляционного
(б) вакуумирования
та. Стойкость внутренней футеровки порционного днища из этих изделий ко-
леблется от 37 до 126, при среднем значении 82 плавки.
В комбинированной установке наиболее изнашиваемыми участками являет-
ся футеровка патрубков, особенно в местах, соприкасающихся с расплавами
металла и шлака.
Стойкость патрубков повышают торкретированием. Для этого, например, на
Ново-Липецком металлургическом комбинате применяют горячее торкрети-
рование корундовой массой с добавкой глины и корундовую торкрет-массу; на
Белорусском металлургическом заводе — торкрет-массу “Пирос”,что позво-
лило повысить стойкость элементов футеровки, плавки [11]:
Элементы футеровки Металлургический завод
Ново-Липецкий Белорусский
Днище 60-5-70 120+150
Стены в зоне металла 170+180 120-150
Стены выше зоны металла >300 >400
Патрубок 50-^60 50-5-70
Основная трудность в факельном торкретировании патрубков состоит в не-
большом расстоянии от сопла торкрет-фурмы до торкретируемой футеровки
(около 150 мм), что связано с небольшим диаметром патрубка. Оптимальный
состав торкрет-порошка, способный за короткое время расплавиться и обра-
зовать плотное покрытие на поверхности футеровки, соответствовал материа-
лам системы MgO - А12О3, содержащего 31,3 % MgO и 66,9 % А12О.(, при нане-
231
Гпава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
сении которого получали покрытие пористостью около 12 % при расстоянии
до торкретируемой поверхности 150 мм.
В результате факельного торкретирования участка примыкания обоих пат-
рубков к вакуум-камере и зоны подвода аргона во всасывающем патрубке по
сравнению с обычным торкретированием увлажненными массами стойкость
футеровки патрубков повысилась на 30 % (с 74 до 96,7 плавок) при одновре-
менном снижении расхода огнеупоров на 41 % и затрат на огнеупоры на 32 %
[12]. При этом температура ремонтируемой поверхности находилась в преде-
лах 1000-1200 °C.
Промежуточные ремонты наружной футеровки всасывающего патрубка осу-
ществляют торкретированием шамотной массой влажностью 22 -24 %, состо-
ящей из 80 % шамота фракции 3,0-0 мм, 10 % графита и 10 % тонкомолотой
глины. С этой целью камеру охлаждают до 1000 °C со скоростью не более
30 °С/ч, после чего отсоединяют вакуум-провод, отсоединяют всасывающий
патрубок и переносят в ремонтную яму [5].
Глубокие охлаждения футеровки вызывают структурное растрескивание из-
делий и их разрушение. Применение дугового нагрева жидкой стали позволи-
ло поддерживать температуру рабочей поверхности футеровки нижней части
вакууматоров не менее 1400 °C и тем .самым снизить перепад температур в
кладке с 600 до 200 °C, т.е. практически уменьшить термические напряжения
в три раза и тем самым повысить термостойкость кладки и снизить настыле-
образование [13].
Замена электродугового нагрева газокислородным обогревом с помощью
газокислородной фурмы хотя и позволила осуществить разогрев в более ко-
роткие сроки, но увеличила скорость износа футеровки подины и стен с 0,1 до
1,0-1,3 мм за плавку [18]. Повышенный износ рабочей футеровки подины
объясняется направленным воздействием струи газов.
Для обезуглероживания и снижения температуры стали на выпуске широко
применяют способ циркуляционного вакуумирования с верхней продувкой -
процесс RH-ОТВ. По сравнению с обычной технологией процесс с кислород-
ной продувкой приводит к значительному сниженинею стойкости футеровки
нижней части камеры вакууматора [14]. Кислородная продувка приводит к
повышению концентрации кислорода в жидкой стали и образованию шлака,
содержащего оксиды железа (FeO + Fe2O3). Экзотермическая реакция взаимо-
действия кислорода с введенными в сталь металлическими добавками форми-
рует шлак с низким отношением CaO/SiO2, в котором содержатся оксиды же-
леза и алюминия, и повышает температуру расплава в поверхностном слое,
усиливая эрозию футеровки стен высокотемпературным шлаком вблизи по-
232
7 4 Огнеупоры для порционного и циркуляционного еакууматоров
Рис. 7.10. Механизм износа огнеупоров в
нижней части камеры вакууматора RH-OTB
1 — сливной патрубок, 2 — перенос горячей
жидкой стали, 3 — обезуглероживание, 4 —
шлак, 5 — всасывающий патрубок, 6 — низ-
коосновный шлак, содержащий оксиды же-
леза и А12О3, 7 — окисление настыли, 8 —
настыль, 9 — верхняя фурма, 10 — дожига-
ние
верхности ванны. В результате такого процесса возникает местная (локаль-
ная) коррозия боковой стенки, снижающая стойкость вакууматора и фактичес-
ки определяющая срок службы нижней части. Схема и механизм износа пока-
зан на рис. 7.10 [15].
Швы кладки должны быть всегда закрытыми во избежание проникновения
металла, но в то же время обеспечивать известную компенсацию напряжений
от расширения, чтобы футеровка не была раздавлена. Для этого рекомендует-
ся раствор, содержащий графит (периклазографитовый мертель с содержани-
ем 20-25 объемных процента графита), который оказывает смачивающее дей-
ствие на огнеупоры при нагреве и во время погружения патрубков. Такой мер-
тель обеспечивает компенсацию напряжений до температуры 1000 °C, не до-
пуская в кирпиче возникновения напряжений более 0,7 МПа. Кладку необхо-
димо выполнять очень тщательно, с толщиной шлака не более 1,6 мм.
Повышение парциального давления кислорода в камере вызывает интенсив-
ное окисление налипшей на стенках стали. Образовавшиеся таким образом
оксиды железа стекая формируют шлаковую ванну (прослойку) между повер-
хностью металлической ванны и боковой стенкой камеры. Количество FeO в
шлаке зависит от объема кислорода на верхнюю продувку и от массы метал-
лической настыли на стенках камеры. Содержание А12О3 в шлаке зависит от
количества глиноземистых включений в стали и массы металлического алю-
миния, введенного для нагрева и раскисления стали.
233
Глава 7 Установки для установок внепечного вакуумирования стали
Периклазоуглеродистые изделия, как альтернатива периклазохромитовым,
испытаны в RH-вакууматоре для футеровки нижней части камеры [16]. С точ-
ки зрения стойкости к окислению необходимо иметь в периклазоуглеродис-
тых изделиях для нижней части вакууматора по возможности мало углерода.
При высокой температуре в MgO - С изделиях протекает химическая реакция
MgO(T) + С(т) Mg + С(г), приводящая к разрушению структуры. Эта реакция
в равновесных условиях возможна при температуре 1850 °C, но при понижен-
ном давлении, какое имеет место в вакуум-камере, газообразные продукты
реакции Mg и СО сразу диффундируют в газовую фазу, вызывая прохождение
реакции при более низких температурах. Относительная потеря массы огне-
упором становится заметной уже при 1600 °C, причем с каждым процентом
углерода удаляется примерно 4 % оксида магния. Химическая реакция с обе-
зуглероживанием протекает только по поверхности MgO - С изделий и носит
характер абразивного изнашивания поверхностного слоя потоком жидкой ста-
ли. В этом случае термическое растрескивание изделий не наблюдается. С уче-
том изложенного механизма разрушения для футеровки нижней части камеры
RH-вакууматора рекомендуют применять MgO - С изделия с содержанием уг-
лерода ~3 %. Скорость износа таких изделий составляет 0,6 мм за налив, т.е.
примерно на 15 % выше аналогичного показателя для периклазохромитовых
изделий.
Для исключения воздействия оксидов хрома на окружающую среду были
разработаны бесхромистые изделия для нижней части камеры вакууматора RH
[17]. Свойства изделий приведены в табл. 7.9.
По коррозионной стойкости периклазоиттриевые изделия показали стойкость
на 9 % выше периклазохромитовых, а периклазоциркониевые изделия пример-
Таблица 79
Некоторые сравнительные свойства бесхромистых изделий
Показатели Изделия системы
MgO — YtOj MgO - ZrO2 MgO Cr2O;
Кажущаяся плотность, t/cmj Открытая пористость, % Предел прочности при сжатии, МПа Предел прочности при изгибе при 1800 °C, МПа Термостойкость * * Индекс коррозии* * Коррозионное испытание с погружением в шлак 1 * * Эрозионное испытание с вращением цикл 1700 °< 3,11 14,0 105 10,0 без трещин 91 700 °C, 40 мин, р Г «-> 800 °C (шла 3,21 11,3 112 5,5 горизонтальные трещины 99 азмеры образца 20; к CaO/SiO2 = 3,7, F 3,26 13,0 104 10,9 без трещин 100 <20x180 мм ;2О3 20 %)
234
Список литературы к главе 7
но на уровне периклазохромитовых. Промышленные испытания в футеровке
патрубка и днища показали, что периклазоиттриевые изделия имели остаточ-
ную толщину 200 и 120 мм соответственно, в сравнении с 50 мм для обычных
периклазохромитовых изделий. Рабочая поверхность периклазоиттриевых ог-
неупоров покрыта тонким слоем прочно удерживаемого шлака. У рабочей по-
верхности огнеупора после службы обнаружена фаза Ca4Y6O(SiO4)6, которая
является продуктом взаимодействия СаО и SiO2 шлака и У2О3 огнеупора. От-
сутствие глубокого проникновения оксидов кальция и кремния обеспечило
повышенную стойкость периклазоиттриевым изделиям в службе.
Верхняя часть вакууматора не подвергается агрессивным воздействиям ме-
талла и шлака, но испытывает резкие смены температуры. Поэтому ее футеру-
ют термостойкими периклазохромитовыми изделиями. Изделия подвергают
стендовой сборке, при которой достигается подгонка изделий по размерам,
чтобы толщина швов была в пределах 0,5-1,0 мм, изделия сложной конфигу-
рации изготовляют резкой и шлифованием.
Список литературы к главе 7
1. Вейс Р. Д., Шемпп Е.Д. Сб. “Вакуумная металлургия”. — М.: Металлургия, 1973.
— С. 132.
2. Поволоцкий Д. Я., Рощин В. Е., Рысс М. А., Строганов А. И., Ярцев М. А. Элект-
рометаллургия стали и ферросплавов. — М.: Металлургия, 1984. — 568 с.
3. Стрелов К. К., Кащеев И. Д. Теоретические основы технологии огнеупорных ма-
териалов. — М.: Металлургия, 1996. — 608 с.
4. Стрелов К. К., Кащеев И.Д., Мамыкин П.С. Технология огнеупоров. — М.: Ме-
таллургия, 1988. — 528 с.
5. Карклит А. К., Орлов В. А., Соколов А. Н., Суворов А. Н., Симонов К. В. Огнеупо-
ры для вакуумных металлургических агрегатов. — М.: Металлургия, 1982. — 144 с.
6. Стариков В. С., Темлянцев М. В., Стариков В. В. Огнеупоры и футеровки в ков-
шевой металлургии. — М.: МИСИС, 2003. — 328 с.
7. Ишимацу Хироюки, Мацуо Сабуро, Мацуи Тайкиро Тамаки Кеньюи, Ямото Хи-
роши. Разработка высокоплотного периклазохромитового огнеупора // Сб. докл. 37-го
международного коллоквиума по огнеупорам (6—7 октября 1994 г). Ахен, Германия.
С. 179-184.
8. Соловушкова Г. Э. Состояние дел и тенденции развития огнеупоров основного со-
става для черной металлургии // Огнеупоры. 1991. № 1. С. 35-40.
9. Овсянников В. Г., Сенников С. Г., Жириков В. Н., Фарафонов Г А., Фокин С. Н.
Огнеупоры фирмы “Mayerton” для установок вакуумирования стали // Огнеупоры и
техническая керамика. 2000. С. 52-56.
235
Глава 7. Установки для установок внепечного вакуумирования стали
10. Носов А. Д., Овсянников В. Г., Мурашко Е. В. Служба огнеупоров в комбиниро-
ванной установке вакуумирования стали на ОАО ММК // Огнеупоры и техническая
керамика. 1998. № 10. С. 32-34.
11. Кузнецов Г. И., Борисовский Е. С., Демиденко Л. М. Огнеупоры для агрегатов вне-
печной обработки стали // Сталь. 1992. № 6. С. 19 20.
12. Очагова И. Г. Факельное торкретирование футеровки патрубков циркуляционно-
го вакууматора // Экспресс-информация. “Черная металлургия”. Сер. “Производство
стали и ферросплавов, огнеупорное производство и подготовка лома черных метал-
лов”. — М.: ЦНИИЧМ, 1985. Вып. 13. С. 7.
13. Одзава М., О цуга Л., Ямамото М. Повышение стойкости футеровки RH-вакуума-
торов // Дэнки сэйко. 1985. Т. 56. № 1. С. 77-83.
14. Суто М., Накамура Р., Огата М. Износ периклазохромитовых изделий в цирку-
ляционном вакууматоре ОТВ // Тайкабуцу. 1997. Т. 49. № 8. С. 470 471.
15. Suto М., Ogata М., Koyake Т. Corrosion and Corrosion Test of Magnesia-Chrome Bricks
by iron Oxide - Containing Slag in RH-OTB Operation // Journal of the Technical Association
of Refractories, Japan. 2000. V. 20. N 2. P. 131-133.
16. Ishii H, Takeshita S., Sasaki K. Imrovement of magnesia-carbon brick for RH lover
vessel // Taikabutsu Refractories. 2001. V. 53. N 2. P. 78-79.
17. Shimizu K., Hokyi T, Asano K. Chrome free brick applied to lover vessel of RH degasser.
// Taikabutsu Refractories. 2001. V. 53. N 2. P. 84-85.
18. БодяевЮ. А., Бурмистрова E. В., Овсянников В. Г., Фролов А. И, Самойлин C. A.,
Шахотин И. M. Совершенствование процесса циркуляционного вакуумирования в
ОАО ММК // Новые огнеупоры. 2003. № 4. С. 6-8.
19. Есаулов В. С., Коновалов Г. Ф., Попель С. И., Соколов В. И. Вязкости шлаковых
расплавов, применяемых для непрерывной разливки стали // Известия высших учеб-
ных заведений. Черная металлургия. 1976. № 6. С. 45—48.
20. Halm L., Mlle. Refractaires et treitement: sous vide des aciers // Circ. inform, techn.
Centre docum. sider. 1969. V. 26. N 4. P. 1001-1016.
236
Гпава 8.
ОГНЕУПОРНЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ИЗДЕЛИЯ
ДЛЯ ПРОДУВКИ ЖИДКОЙ СТАЛИ ГАЗАМИ
Обработка жидкого металла газами (азотом, аргоном, кислородом и др.) пред-
назначена для усреднения химического состава металла, удаления растворен-
ных газов и неметаллических включений, а также для интенсификации вто-
ричных химических реакций, протекающих при выплавке стали и внепечной
обработке стали. Подвод газа в расплавленный металл осуществляется либо с
помощью погружаемой фурмы, опущенной сверху, либо через пористую проб-
ку, установленную под слоем расплавленного металла в дно конвертора или
ковша. Последний способ получил наибольшее распространение благодаря
ряду технико-экономических преимуществ [1,2]. Считают, что гомогенизация
расплава требует большего расхода газа, чем рафинирование. При рафиниро-
вании создают условия образования большого количества мелких пузырьков
газа, создающих эффект флотации. Поэтому продувочная пробка должна обес-
печивать и хорошее перемешивание ванны и ее рафинирование.
При гомогенизации стали (выравнивание содержания элементов и темпера-
туры, распределение легирующих и раскислителей, регулирование темпера-
туры разливки) расход газа колеблется от 150 до 800 л/мин. Рафинирование
стали (отделение и удаление неметаллических включений, снижение содер-
жания газов) требует расхода газа в пределах 20-150 л/мин.
На основании опыта эксплуатации в промышленности сформулированы сле-
дующие основные требования, предъявляемые к пористым пробкам [1]:
• высокая газопроницаемость, обеспечивающая требуемый расход газа;
• исключение проникновения металла в поры в случае падения давления и
возможность последующей продувки при повышении давления;
• срок службы должен соответствовать стойкости футеровки дна ковша;
• возможность мягкой замены снаружи печи или ковша;
• исключение прорывов металла;
• исключение утечки газа мимо пористой пробки наружу;
• возможность контроля износа для определения момента замены пробки;
• невысокие затраты на изготовление, монтаж и обслуживание.
При вдувании газа в жидкую сталь через пробку в зависимости от расхода и
скорости газа формируются две разновидности потока: пузырьковый или струй-
ный (рис. 8.1) [2].
237
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
Рис. 8.1. Образование пузырьков при продувке газом с разными расходами: 1 — область пузырьково-
го потока (отдельные пузырьки); 2 — переходная область; 3 — область струйного потока (пузырько-
вая струя)
Пузырьковый поток образуется при малом расходе газа и особенностью тако-
го режима является образование мелких пузырей перед фурменным отверсти-
ем. При увеличении расхода газа наступает переходный этап формирования пу-
зырьков и газовый поток постепенно трансформируется в струю трубчатой фор-
мы.Момент перехода от пузырькового течения к струйному в значительной сте-
пени зависит от профиля отверстия в пробке: чем больше отверстие отличается
от круглого, тем раньше изменяется характер газового пузырька.
Вокруг газового потока в стали над продувочной пробкой, либо гнездовым
кирпичом вокруг пробки или другими элементами происходит эрозия в ре-
зультате действия высоких механических напряжений, которые действуют в
области режима струйного течения газа, вызывая так называемый “обратный
удар”.
При пузырьковом течении газа эрозия материала пробки незначительна и ее
называют статической эрозией (рис. 8.2, а).
В области струйного течения (рис. 8.2, б), когда сильно вытянутый пузырек
разрывается и вновь стремиться приобрести сферическую форму, на проду-
вочную пробку в этот момент действует ударная волна, которая оказывает “об-
ратный удар”. Такое явление возникает при нестабильности газового потока.
Ударная волна достигает поверхности продувочной пробки и служит причи-
ной ее разрушения. Частоту и силу обратного удара регулируют путем опти-
мизации формы соплового отверстия (круглое, щелевое, капиллярное).
Если высота столба жидкой стали или диаметр газовых каналов в продувоч-
ной пробке превышают некоторое критическое значение, то происходит зате-
кание стали внутрь пробки под действием ферростатического давления. Для
определения критических параметров проводят испытания по всасыванию
металла, расплавленного в индукционной печи, под воздействием вакуума
238
Гпава 8 Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
Рис. 8.2. Эрозия продувочной пробки при проникновения газа в жидкую сталь: а — пузырьковая
область — малая эрозия (отделение пузырьков), б — струйная область — сильная эрозия (“обратный
Удар”)
(рис. 8.3). Продувочную пробку располагают над ванной стали верхним тор-
цом вниз и погружают в расплав стали. Отсосом газа через пробку имитируют
действие ферростатического давления и определяют численное значение ве-
личины давления.
Для предотвращения затекания металла в продувочную фурму уменьшают
ширину щели с 0,20 до 0,125 мм; после выпуска металла продувают фурму
аргоном или природным газом. В результате количество и степень закупори-
вания каналов уменьшается, а стойкость фурм возрастает с 10-12 до 18-20
плавок, при этом доля нормально функционирующих фурм в течение всей кам-
пании увеличивается с 80 до 96 % [3].
Предложена следующая классификация продувочных пробок [2]:
Рис. 8.3. Испытание со всасыванием стали для оценки инфиль-
трации в пробку (индукционная печь; средняя частота 3 кГц,
размеры 1000x900x900 мм) 1 — регулировочно-опорное уст-
ройство; 2 — продувочная пробка с регулируемым разрежени-
ем в полости; 3 — термопара; 4 — керамическая защита, 5 —
жидкая сталь (около 150 кг), 6 — теплоизоляция
239
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
- пористые — пробки, изготовленные из материала образующие высокую
пористость, в которых газ протекает через произвольно расположенные ка-
пиллярные каналы, имеющие большой разброс диаметров; для формирования
газопроницаемой структуры применяют известные способы изготовления
пористых изделий: введение выгорающих добавок, подбор специального гра-
нулометрического способа, использование низкого давления прессования и т.п.;
- с круглыми каналами, соединенными между собой или независимыми;
- с щелевыми каналами, расположенными по той или иной простой или слож-
ной схеме.
Последние два типа относятся к пробкам с направленными каналами (на-
правленной пористостью). В этом случае огнеупорная пробка пронизывается
тонкими сквозными каналами, диаметр в свету которых не превышает 1-1,5 мм.
Такое ограничение связано с тем, что при большем диаметре происходит за-
металливание каналов после прекращения подачи газов, а также не обеспечи-
вается получение развитой контактной поверхности газ - металл и снижается
эффективность перемешивания.
Пористые пробки с ненаправленной пористостью, изготовленные из огне-
упора высокой пористости, применяют для условий службы с ограниченным
временем продувки. Из-за высокой пористости и нерегулярного расположе-
ния газовых каналов пробки сильно пропитываются сталью. Пропитанные
участки подвергаются повышенному износу в виде скалывания (из-за терми-
ческого растрескивания, эрозии при кислородной очистке и повреждению об-
ратным ударом при продувке с повышенным расходом газа.
Достоинством пористых пробок является простота конструкции и относи-
тельно низкие затраты на их изготовление. При продувке через такие пробки
формируются мелкие газовые пузырьки, оптимальные для рафинирования
металла.
Пористые пробки с ненаправленной пористостью форстеритового состава
показали среднюю стойкость 7,4 плавки, сопоставимую с периклазовыми, но
затраты на обработку стали были в 20 раз меньше, чем у периклазовых про-
бок [8].
На рис. 8.4 показан продольный разрез продувочной пробки сегментного
типа. Пробка состоит из следующих основных элементов:
• блока сегментов, изготовленных прессованием из высокоглиноземистого
огнеупорного материала. На сегментах прессованием изготовлены канавки
глубиной 0,3 мм для прохода газа. Зазор вокруг сегментов заполнен глинозе-
мистым бетоном;
• пористой вставки для защиты от затекания стали и определения остаточ-
ной длины пробки (защитной устройство). Принцип работы защитного уст-
240
8.1. Продувочные устройства, применяемые в процессе выплавки стали
Рис. 8.5. Пористая защитная вставка; поперечное
сечение показывает изменение видимого профиля
при израсходовании ресурса пробки (а — пористая
вставка)
Рис, 8.4. Продувочная пробка сегментного
типа в разрезе: 1 — стальной кожух; 2 — гли-
ноземистые сегменты; 3 — глиноземистый
бетон; 4 — защитное устройство
ройства представлен на рис. 8.5. Если при взгляде внутрь опорожненного ков-
ша виден не квадрат, а круглый профиль защитной вставки, то это является
сигналом к замене пробки. Защитная вставка, выполняя функции пористой
пробки, как правило, служит 1-2 плавки;
• бетонного корпуса, изготовленного из глиноземистого бетона;
• стального конического кожуха и газоподводящей трубки.
Различают фурмы и продувочные устройства, применяемые для продувки
металла в процессе выплавки стали (в конверторе, электродуговых, мартенов-
ских и других печах) и для обработки стали в ковшах и ковш-печи.
8.1. Продувочные устройства, применяемые
в процессе выплавки стали
Количество газопроницаемых продувочных устройств (вставок) определя-
ется геометрическими параметрами печей.
8.1.1 Огнеупоры для донной продувки мартеновских печей
При перемешивании жидкого металла продувочными газами усиливается
кинетика всех реакций в металле и шлаке. В результате донного перемешива-
241
Гпава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
ния длительность плавки сокращается до 20 мин, расход огнеупоров умень-
шается до 5 кг/т стали.
Фирмой “Veitsch - Radex - Didier AG” (VRD) предложена кладка подины и
узла донной продувки ванны газом [4]. Для изготовления продувочного узла
(рис. 8.6) применяют огнеупорные массы “Ankerharth”, содержащие незначи-
тельное количество SiO2. Стакан продувочного узла набивают из порошка марки
“Ankerharth-C3 30” фракции менее 5 мм. Металлическую трубу, подводящую
газ, заделывают набивной массой марки “Ankerharth-TLS2” фракции мельче
5 мм. Характеристика перечисленных огнеупорных материалов приведена в
табл. 8.1
Пористая структура продувочного узла формируется крупной фракцией на-
бивной массы “Ankerharth-TLS2” в полости стакана, в донной части которого
заделывают кольцевую газоподводящую трубку.
Рис. 8.6. Схема продувочного донного узла подины мартеновской печи: 1 — подача газа; 2 — стакан;
3 — набивная масса; 4 — набивная подина
Таблица 8.1
Характеристика огнеупорных масс фирмы
“Veitsch - Radex - Didier AG” (VRD)
Масса Содержание, масс.% CaO/SiO2
MgO CaO SiO2 Fe2O3 А120з
Ankerharth-СЗ 30 77 19 0,7 2,7 0,3 27,14
Ankerharth-TLS2 74 21 0,6 2,7 0,3 35,00
NN-25 75 20 0,6 3,6 0,3 33,30
242
8.1. Продувочные устройства, применяемые в процессе выплавки стали
8.1.2. Огнеупоры для донной продувки конвертеров
Количество устанавливаемых продувочных узлов зависит от емкости кон-
вертера. Длина продувочного узла доходит до 920 мм, что соответствует пол-
ной толщине кладки днища конвертера. Продувочные узлы размещены по ок-
ружности. Отношение диаметра окружности, по которой расположены проду-
вочные узлы, к диаметру ванны конвертера на большинстве западно-европей-
ских металлургических заводов находится в пределах 0,4-0,6, т.е в области
наиболее благоприятных условий для перемешивания стали [5].
К узлам для продувки металла в конвертерах предъявляют следующие тре-
бования: высокая стабильная газопроницаемость, обеспечивающая введение
необходимого количества газа; достаточная конструкционная прочность; по-
вышенная химическая стойкость. Фирма “Эстеррайхиш Американише Маг-
незит” изготавливает продувочные фурмы с 70 каналами диаметром 1,2 мм.
Структура этих изделий представляет собой плотную укладку зерен огнеупор-
ного материала и аналогична структуре обожженного конвертерного кирпича
из высокочистого спеченного периклазового порошка с низким содержанием
оксидов железа. Химический состав и некоторые свойства продувочной вставки
с направленной пористостью “Radex DS001” приведены ниже: массовая доля,
%: MgO 99; Fe2O3 0,2; А12О3 0,1; СаО 0,5; SiO2 0,2; кажущаяся плотность 3,11г/
см3; открытая пористость 13,4 %; предел прочности при сжатии 60-70 МПа.
Наряду со вставками с направленной пористостью применяют другие типы
продувочных вставок, которые показаны на рис. 8.7.
Продувочные узлы с направленной пористостью отличаются большой гиб-
костью в работе. При незначительных колебаниях давления газа заметно из-
менение его расхода (рис. 8.8) [5].
С введением продувки через днище стойкость конвертеров снижается почти
в два раза. Поэтому, не только продувочные узлы и футеровка конвертера из-
Рис. 8.7. Типы огнеупорных вставок для вдувания нейтральных газов через днище конвертера: а —
конвертерный кирпич в металлической кассете; б — пластинчатый кирпич в металлической кассете;
в — одноканальный кирпич; г — кирпич с направленной пористостью
243
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
1200
1100
1000
900
| 800
Ч 700
§ 600
f 500
I 400
300
200
100
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
Давление газа, МПа
Рис. 8.8. Зависимость расхода газа от давления при продувке через различные типы огнеупорных
фурм:
1-5 — одноканальные вставки: / — 03 мм, L = 950 мм; 2 — 03 мм, L = 550 мм; 3 — 04 мм, L = 950 мм;
4 — 04 мм, L = 550 мм; 5 — 05 мм, где L — длина кирпича;
6-9 — огнеупорные вставки с направленной пористостью длиной, мм: 6 — 650; 7 — 400; 3 — 500;
9—650
готавливается из высокочистых периклазовых материалов, но и вся новая фу-
теровка.
Наиболее сильный износ днища конвертера происходит когда продувку ве-
дут кислородом. В этом случае изнашивается не только сама огнеупорная встав-
ка, но и зона около нее площадью до 1 м2. Для увеличения стойкости днища
применяют высококачественные периклазоуглеродистые огнеупоры из плав-
леного периклаза.
В России наибольшее распространение получили одно- и многоместные ка-
нальные с направленной пористостью продувочные элементы. Одноканаль-
ные блоки имеют одну центральную трубку диаметром 5-8 мм, а многока-
нальные — большее число трубочек диаметром не более 2 мм, приваренных к
газовому коллектору, расположенному в нижней части фурмы. Схема сечений
огнеупорных вставок, армированных стальными трубками, показана на рис. 8.9.
Длина вставок достигает 920 мм, в сечении блок имеет размеры 150x125 мм2,
с числом каналов от 1 до 50.
Износ футеровки днища конвертеров с продувкой в течение первых 50-60
плавок происходит со скоростью ~2 мм/плавку, а в дальнейшем скорость из-
244
8.1. Продувочные устройства, применяемые в процессе выплавки стали
ОООООО
оооооо
ОООООО
оооооо
оооооо
оооооо
Рис. 8.9. Схема сечений огнеупорных вставок, армированных стальными трубками: а — однока-
нальные блоки; б — вставки с направленной пористостью
носа увеличивается, достигая 6 мм/плавку. Вокруг продувочной фурмы обра-
зуется кратер глубиной 100-200 мм. При остаточной длине блока 70-100 мм
его заменяют.
8.1.3. Огнеупоры для донной продувки электродуговых печей
Существуют две группы устройств по подаче газа в электродуговые печи:
прямое вдувание, когда газ вдувается непосредственно в расплав через длин-
ные фурмы, опускаемые в ванну с расплавленным металлом, и закрытые сис-
темы, когда газ подается через газопроницаемую подину (донная продувка).
Донная продувка получила наибольшее распространение.
Первоначально донную продувку вели через узел, изображенный на рис. 8.10.
В качестве материала для продувочной пробки использовали шихту из графи-
та, плавленого периклаза и антиокислителя на смоляной связке. Стойкость
такого блока достигала 300 плавок. Блоки для колодца формовали из той же
шихты, но на пековой связке. Блоки колодца служили всю кампанию пода, и
только иногда верхний блок заменялся вместе с продувочной фурмой.
Дальнейшие разработки привели к созданию систем закрытой донной про-
дувки TSL и VVS [6].
245
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
Рис. 8.10. Система прямой продувки, состоящая из пробки (7) и колодца (2): а — многоканальная;
б — одноканальная
TLS продувочный элемент состоит из огнеупорной фурмы, содержащей един-
ственную стальную трубку и плиту-рассеиватель, установленную на фурму
(рис. 8.11). рассеивающая плита изменяет направление газовой струи и созда-
ет условия, когда газ проникает через газопроницаемый слой пода, сформо-
ванный из массы “Ankerharth TSL2”.
Газ в системе WS распределяется с помощью трубок из нержавеющей ста-
ли диаметром 1 дюйм, установленных по кругу на стальной трубе (рис. 8.12).
Рис. 8.11. Система закрытой продувки
(TSL): 1 — ванна с металлом; 2 — рас-
сеивающая плита; 3 — огнеупорная
кладка; 4 — продувочная пробка; 5 —
кирпичная кладка; 6—арматурный слой
Рис. 8.12. Система закрытой продувки (VVS):
I — огнеупорная кладка; 2 — арматурный слой
246
8.1. Продувочные устройства, применяемые в процессе выплавки стали
Специальные лотки направляют газ вверх. Лотки изготавливают либо из не-
ржавеющей стали, либо из периклазовых изделий. Подину формируют также
из массы “Ankerharth” с добавкой безводной органической связки.
Обе системы TSL и VVS требуют, чтобы подина была изготовлена из газо-
проницаемого материала и могла обеспечивать прохождение газа в течение
длительного времени, т.е. толщина слоя подины должна быть небольшой, что-
бы обеспечивать необходимую прочность при высоких температурах. Этим
требованиям в наибольшей степени отвечает масса “Ankerharth TSL2”.
Для подачи кислорода при донной продувке стали наилучшие результаты
были получены на продувочном узле, изображенном на рис. 8.13. Периклазо-
углеродистые изделия, изготовленные из плавленого периклаза, графита (15 %)
и антиоксиданта на связке из синтетической смолы в этом узле имели высо-
кую стойкость. Аналогичную конструкцию имеют донные продувочные узлы
фирмы “Mayerton” (рис. 8.14), основные характеристики которого приведены
в табл. 8.2. Стойкость указанных фурм превышает 450 плавок [7].
Распределение газа по трубкам малого диаметра позволяет подать в ванну
газ в количестве от 2 до 5 м3/ч при сохранении продувочного элемента. Фирма
“Didier - Verke” применяет для изготовления пробок периклазовый порошок с
содержанием, масс.%: MgO 97,5; СаО 1,5; Fe2O3 0,7; кажущаяся плотность из-
делий 2,96 г/см3; предел прочности при сжатии при комнатной температуре
около 40 Н/мм2 [9].
В отечественной практике в основном применяют продувочные блоки с на-
правленной пористостью, изготовленные из периклазоуглеродистых масс на
основе плавленого периклаза и графита с обязательным введением в шихту
антиоксиданта.
Рис. 8.13. Заменяемая пробка для продувки кислородом, устанавливаемая в специальном колодце
(а), и ее установка в подине электропечи (б)
247
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
Рис. 8.14. Продувочная фурма фирмы “Mayerton”. 1 — продувочная фурма; 2 — гнездовые блоки;
3 — набивная масса; 4 — периклазоуглеродистый кирпич; 5 — подина печи; 6 — поджимное устрой-
ство и механизм для замены фурм
Таблица 8.2
Характеристика продувочного узла фирмы “Mayerton”
Показатели Фурма MTZGYDD-20 Гнездовой блок MTDMT-80E
Содержание, мае. %.
MgO 76,0 80,0
Ссвоб 14,0 8,0
Кажущаяся плотность, г/см3 2,93 2,96
Открытая пористость, % 4,0 3,5
Предел прочности при изгибе при 1400 °C, МПа 10 10
Число отверстий 19 —
Расположение отверстий Кольцевое, 25-рялное —
Диаметр отверстий, мм 3,0 —
Расход газа через фурму при давлении 0,5 МПа, м3/ч 20 —
Гарантийная стойкость, число плавок 300 300
8.2. Продувочные устройства для внепечной обработки стали
Длительность пребывания металла в сталеразливочном ковше или ковш-печи
во многом зависит от технической структуры сталеплавильного цеха и может
составлять от 90 мин до 4—5 ч [10]. Продувку стали газом ведут на разных
этапах разливки с различной интенсивностью, что выдвигает к продувочному
элементу требование универсальности. Пористые пробки с нерегулярной струк-
турой капилляров можно применять в условиях эксплуатации с короткой про-
должительностью продувки и пребывания металла в ковше (ковш-печи). Из-
за высокой пористости и хаотичного расположения газовых каналов происхо-
дит быстрое проникновение металла в поры продувочного узла.
248
8.2 Продувочные устройства для внепечной обработки стали
Б
Рис. 8.15. Продувочные пробки:
А — типы продувочных пробок: а — пористая; б — щелевая; в — лабиринтная: I — стальной кожух,
2 — маяк безопасности; 3 — материал пробки; 4 — подвод аргона;
Б — щелевые продувочные пробки фирмы “Mayerton”: а — LGJ; б — MHAS-25; в — LG-88; г — PN-TQ
Последующее термическое растрескивание вследствие колебания темпера-
туры и кислородная очистка вызывают быстрое разрушение пробки. Стойкость
колеблется в пределах 10-15 плавок.
Продувочные узлы с направленной пористостью имеют более высокую по-
ристость. Сборная пробка с щелевыми каналами оказывается более стойкой и
составляет от 30 до 50 плавок. Щелевые пробки наиболее распространены и
выпускаются многими фирмами и предприятиями. Например, фирма
“Mayerton” (Китай) поставляет на российский рынок 4 типа щелевых пробок с
различным расположением щелей (рис. 8.15). Основные свойства пробок при-
ведены в табл. 8.3
Возможны два варианта комплектации продувочных фурм:
• продувочный узел в сборе с гнездовым блоком, когда монтаж осуществля-
ется в условиях предприятия изготовителя, и
• отдельно, когда пробка поставляется в металлической оболочке.
Монтаж в гнездовой блок или применение набивной массы для дна вместо
гнездового блока, происходит у потребителя.
Основные свойства гнездовых блоков фирмы “Mayerton” приведены в
табл. 8.4. Пробки изготавливают из тиксотропного корундового бетона, арми-
рованного стальным волокном [7].
249
Гпава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
Таблица 8.3
Основные свойства продувочных пробок
Показатели Марка изделия
MHAS-25 LGJ LG-88 PN-TQ18
Содержание, масс. %:
AI2O3, не менее 87 91 90 90
Сг2О3 5 4 4,5 4-5
SiOj — — 2,5 1,5
СаО, не более 3,0 — — 1,5
Открытая пористость, % 18 — — —
Кажущаяся плотность, г/см3 2,95 3,1 3,0 3,0
Предел прочности при изгибе, МПа, не менее 10 10 12 12
Размеры, мм 082x0185x350 0127x0185x350 0110x0190x370 0126x0190x370
Стойкость, мин. 1200 1100 1300 1200
Таблица 8.4
Основные свойства гнездовых блоков к продувочным пробкам
Показатели Марка изделия*
HS (MHAS-25) CZ (LGJ) LGM-70 (LG-88) PN-W22 (PN-TQ18)
Содержание, масс. %
АЬОз, не менее 85 92 80 92
Сг20з — — 3,5 —
SiOj — — 10 —
СаО, не более 3,0 2,0 2,0 2,0
Кажущаяся плотность, г/см3 2,95 3,05 3,0 3,05
Открытая пористость, % 20 18 18 20
Предел прочности при сжатии, МПа, не менее 60 50 100 50
Размеры, мм 360x360x350 360x360x350 360x360x370 350x350x340
* В скобках указана пробка, с которой используется гнездовой блок.
Для исключения прохода металла к днищу ковша возможны несколько вари-
антов установки (рис. 8.16). Пробку устанавливают с гнездовым блоком на
контрольную кладку днища (рис. 8.16, а) либо заливкой пространства между
пробкой и футеровкой ковша огнеупорным бетоном (рис. 8.16, б) или исполь-
зование защитных плит, предварительно изготавливаемых на огнеупорных
предприятиях (рис. 8.16, в). Размеры плит составляют 500x500x100 мм. Пос-
250
8.2. Продувочные устройства для внепечной обработки стали
Рис. 8.16. Варианты установки продувочных пробок на днище ковша: а — на кирпич контрольного
слоя днища; б — заливка бетоном в гнезде; в — на контрольную бетонную плиту
Рис. 8.17. Схема установки продувочных пробок, разработанная фирмой “Mayerton”. I — пробка с
гнездовым блоком; 2 — плиты безопасности; 3 — контрольная футеровка днища ковша; 4 — рабочая
футеровка
ледний вариант установки продувочных пробок рекомендует фирма “Mayerton”
(рис. 8.17) [7].
Испытания различных типов фурм в работе АКОС показало, что наиболее
работоспособными в условиях ОАО “Оскольский электрометаллургический
комбинат” являются шлицевые продувочные блоки и канальные типа “звезда”
с шириной канала 0,125 мм (табл. 8.5) [3]. Продувочные блоки имели следую-
щие физико-химические свойства: химический состав масс.%: А12О3 90-97;
MgO 0-8; СаО 2-2,24; предел прочности при сжатии не менее 50 МПа; кажу-
щаяся плотность 2,94-3,00 г/см3; пропускная способность при давлении
0,1 МПа не менее 250 л/мин.
Во время испытания происходило закупоривание каналов на глубину от 5 до
20 мм. Очистку фурмы производили кислородом (выжигание), что снижало
стойкость фурм.
251
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
Таблица 8,5
Показатели работоспособно-сти импортных блоков донной продувки различных типов
Тип фурмы Фирма Рабочая высота, мм Ширина канала, мм Стойкость блоков
количество плавок срок службы, мин
Пористая А 360 — 9,0 570
Лабиринтная Б 420 00,3-0,5 12,7 750
Сегментная В 362 0,2 7,0 416
Шлицевая Г 440 0,2 10,0 660
А 450 0,2 8,0 380
д 480 0,125 8,0 402
Е 450 0,125 18,8 922
Канальная типа “звезда” А 466 0,125 0,175 16,6 17,5 900 915
ОАО “Динур” выпускает фурмы и блоки двух типоразмеров (рис. 8.18) [11].
Фурма выполнена в защитном кожухе из коррозионностойкой стали, снабже-
на трубкой с резьбовым соединением для подвода инертного газа и индикато-
ром износа. Фурмы могут поставляться вклеенными в блок на огнеупорном
Рис. 8.18. Узлы для донной продувки аргоном:
1 — продувочная фурма; 2 — блок; 3 — мер-
тель огнеупорный; 4 — трубка; 5 — индика-
тор; 6 — адаптер. Тип ‘/2: Н = 350/420 мм; d =
= 128/117,6 мм; О = 185/185 мм
Рис. 8.19. Продувочная фурма: 1 — металли-
ческий кожух; 2 — дно; 3 — газоподводящая
трубка; 4 — огнеупорная масса; 5 — щелевой
канал; 6 — приемная камера; 7 — индикатор
износа; 8 — скоба; 9 — патрубок
252
8 2 Продувочные устройства для внепечной обработки стали
Рис. 8.20. Узел донной продувки металла в сталеразли-
вочном ковше 1 — гнездовой блок, 2 — продувочная
фурма, 3 — промежуточный блок, 4 — набивная огне-
упорная масса, 5 — внутренний блок, 6 — регулировоч-
ные шайбы, 7 — опора, 8 — центрирующий стакан, 9 —
палец, 10 — клин, 11 — защитный клапан
мертеле, либо раздельно с блоком. Стойкость узлов составила мин: на ОАО
ММК 1000; ЗАО М3 “Камасталь” 2750; завод “Красный Октябрь” 1700; ОАО
НТМК 1000.
ОАО “Челябинский металлургический комбинат” использует для продувки
щелевую фурму (рис. 8.19) и донный продувочный узел (рис. 8.20), изготов-
ленные вибропрессованием из низкоцементных тиксотропных огнеупорных
бетонов [12-14] Для приготовления бетонов применяют тиксотропные массы
марки СМН-95Т по ТУ 14-199-116-2000 производства ОАО “Семилукский ог-
неупорный завод” и смесь марки СКБ-97 по ТУ 1523-006-12585460-2000 про-
изводства ООО ИЦ АС “Теплострой”. Масса СМН-95Т содержит в своем со-
ставе табулярный глинозем и имеет следующий зерновой состав, %: проход
через сетку № 7 — >100, остаток на сите № 3 — 34-38, № 1 — 50-54, № 0063
>24. Смесь СКБ-97 имеет зерновой состав не крупнее 10 мм. Физико-хими-
ческие показатели смесей и бетонов на их основе приведены в табл. 8.6.
Таблица 86
Физико-химические показатели бетонных материалов продувочных узлов
Показатели Материал
смесь СКБ-97 масса СМН-95Т
Содержание, % АЬОз, не менее СаО Fe2O3 S1O2 Предел прочности при сжатии ', МПа Плотность*1, г/см3 Температура начала разрушения под нагрузкой 0,2 МПа, °C *’ После сушки при 100 °C *2 Факультативно ” Такой же пок 800 °C, МПа *4 Фактический показатель >97 <2,0 <1,0 <0,4 >35 >2,95 >1670*2 азатель после терм >95 1,2-2,5 <0,7 20*3, 45*4 3,20*4 1700*4 ^обработки при
253
Глава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
В процессе приготовления бетона из массы СМН-95Т и смеси СКБ-97 на-
блюдается расслоение и расфракционирование в бункере, что вызывает необ-
ходимость готовить бетон на один замес и тщательно перемешивать их в су-
хом виде. Влажность укладываемого в форму материала составляет 6-6,5 %.
Перед укладкой бетона в гильзу продувочной фурмы устанавливают шаблон
с индикатором износа и каналообразующими лентами толщиной 0,15 мм. Бе-
тонирование изделий ведут на виброплощадке с послойной подачей увлаж-
ненного материала до появления на поверхности изделий влаги в виде пленки.
После укладки массы в гнездовые блоки и фурмы их дополнительно уплотня-
ют виброгрузом, обеспечивающим давление 10 кПа; формы выдерживают на
воздухе 2 ч и затем устанавливают в пропарочную камеру. Пропарку ведут по
следующему режиму: подъем температуры 4 ч, изотермическая выдержка 8 ч
и охлаждение 3 ч.
Перед установкой донного узла на кожух ковша наносят выравнивающий
слой из набивной массы МК-90 или ММКН-90. Сменные элементы продувоч-
ных узлов при футеровке или замене устанавливают на противопригарной
обмазке, содержащей оксид хрома.
Длительность продувки аргоном одной плавки колеблется от 20 до 180 мин,
расход газа в пределах 5-15 м3/ч.
Стойкость таким образом изготовленных фурм составляет от 500 до 1100 мин,
а стойкость фурм фирм “Radex” и “Mayerton” в этих условиях находилась в
пределах соответственно 700-1000 и 500-1100 мин.
Рис. 8.21. Устройство для продувки металла инертными газами: 1 — гнездовой блок; 2 — индикатор
износа; 3 — металлическая оболочка; 4 — пористая пробка; 5 — фланец; 6 — хвостовик
254
8 2 Продувочные устройства для внепечной обработки стали
Внуковский завод огнеупорных изделий производит два типа устройств для
продувки металла газами: КБИГ тип 1 и КБИГ тип 2, корундовые блоки для
продувки инертными газами (рис. 8.21). Пробки имеют хорошую газопрони-
цаемость и обеспечивают равномерную подачу газа. При полном износе верх-
ней части пробки, нижняя ее часть способна обеспечить продувку еще несколь-
ких плавок.
На рис. 8.22 показана схема узла подачи аргона, которую используют на про-
тяжении последних десятилетий в установках “ковш-печь” [4]. Срок службы
фурм колеблется от 9 до 14 плавок при длительности продувки аргоном от 20
до 35 мин и расходе аргона до 0,07 м/т (на 100-т ковше). Срок службы гнездо-
вых изделий соответствует сроку эксплуатации днища ковша. Использование
фурм ПДФ производства ОАО “Комбинат “Магнезит” на ОАО “Мечел” пока-
зала их стойкость 2-3 плавки.
Рис. 8.22. Футеровка узла подачи аргона в установке “печь-ковш”: I — периклазовая фурма марки
ПФ-2 по ТУ 14-8-305-79; 2 — металлический кожух; 3 — периклазовая втулка ПСП № 23а по ГОСТ
5500-75; 4, 5 — периклазохромиговые гнездовые изделия марки ПХПС по ТУ 14-8-368-81; 6 —
корундовая набивная масса марки МК-90 по ТУ 14-8-451-84; 7, 8 — рабочая футеровка из перикла-
зохромитовых изделий; 9, 10 — арматурная футеровка из шамотных изделий, 11 — броня, 12 —
огнеупорное кольцо, 13 — шамотная трубка марки ШСП-32 по ГОСТ 5500-75; 14 — байонетная
гайка; 15 — опорная шайба; 16 — вытяжная труба; 17 — аргоноподводящая трубка
255
Гпава 8. Огнеупорные материалы и изделия для продувки жидкой стали
8.3. Огнеупоры для погружаемых продувочных фурм
К огнеупорам для погружаемых фурм предъявляют повышенные требова-
ния, так как в процессе эксплуатации фурмы подвергаются многократному
нагреву и охлаждению, механическому воздействию турбулентного потока
жидкого металла и шлака. Основу фурмы составляет металлический каркас в
виде трубы, который футеруют либо изделиями (стопорные трубки), либо за-
ливают монолитным бетоном.
Длина таких фурм определяется геометрией ковша и достигает, например, в
375-т сталеплавильном ковше 6 м. При этом глубина погружения достигает
более 4,5 м, расход газа (аргона) составляет 40-70 м3 /ч при длительности опе-
рации продувки в пределах от 10 до 40 мин (определяются технологическими
требованиями). Срок службы таких фурм зависит от длительности продувки,
числа погружений, интервала между погружениями, степени агрессивности
шлака. В процессе работы фурма постоянно вибрирует вследствие процессов,
возникающих при выходе газа из отверстий в нижней части фурмы.
Разность коэффициентов линейного расширения металла и огнеупорного
покрытия является основной причиной появления внутренних напряжений,
вызывающих разрушение продувочной фурмы.
Большое количество стыков при футеровке стопорными трубками вызывает
проникновение металла в зазор и как следствие — обрыв фурмы.
Монолитная футеровка продувочных фурм обладает более высокой устой-
чивостью к воздействию шлака и металла. Основная причина выхода из строя
фурмы связана с растрескиванием бетона в результате термоударов и напря-
жений, возникающих в бетоне при длительном прогреве фурмы. Для повыше-
ния прочности и термостойкости в состав бетона вводят металлические во-
локна, каолиновую вату или их комбинацию [15].
Фурмы изготавливают методом заливки низкоцементного огнеупорного бе-
тона корундового и корундомуллитового состава с содержанием А12О3 72-95 %
в металлическую опалубку с последующим уплотнением на вибростенде. Твер-
дение бетона проводят во влажной среде при температуре 60 °C.
Готовую фурму подвергают сушке по режиму, исключающему появление
трещин.
Огнеупорная футеровка монолитных погружаемых фурм имеет пористость
20-24 %, предел прочность при сжатии 40-70 Н/мм2, термическую стойкость
более 15 водных теплосмен. Стойкость монолитных фурм при продувке чугу-
на магнием составляет 150 мин, при продувке стали на агрегате доводки стали
— 75 мин.
256
Список литературы к главе 8
Список литературы к главе 8
1 Кононов В. А., Стурман В. К. Устройства для продувки металла инертными газами
//Огнеупоры и техническая керамика 1998 №7 С 40—43
2 Barthel Н, Hammerer М. Segment Purging Plugs for Steel in Lasles // Taikabutsu
Refractories 1998 V50 N3 P 128-136
3 Просвиров С. H, ГонтарукЕ. И., ЗатаковойЮ. А., КалининД. А.,ЛуговскихА. В.
Опыт использования периклазоуглеродистых огнеупоров для сталеразливочных ков-
шей АКОС//Сталь 2000 №7 С 22-24
4 Служба огнеупоров Справочное издание / Под ред И. Д.Кащеева, Е. Е. Гришен-
кова — М Интермет Инжиниринг, 2002 — 656 с
5 Weidner A., Hutter U., Grabner В. Konverterbodenspielen - ein weiterer Schritt zum
PerfektijndesLD-Verfahrens//BergundHuttenmamsheMonatschefte 1982 Bd 127 №11
S 415-420
6 Хиршберг Б., Baxdaxep M. Современные электродуговые печи переменного и по-
стоянного тока и огнеупорные материалы для них // Тр Международной конференции
“Черная металлургия России и стран СНГ в XX веке” Москва Июнь 6-10, 1994 // М,
Металлургия, 1994 Т 2 С 291-295
7 Сенников С. Г., Шестаков А. В., Виноградов С. В. Огнеупорные изделия и обору-
дование фирмы “Mayerton” для продувки стали инертными газами // Огнеупоры и
техническая керамика 2000 № 10 С 51-56
8 Курилова Л. А.,Захаров С. А.,Выдрина Ж. А. и др. Пористые форстеритовые изде-
лия для продувки металла инертными газами // Огнеупоры 1987 № 6 С 47—49
9 Presentation of Didier refractories 10/90 5p
10 Смирнов A. H., Минц А. Я., Гиниятуллин P. В. Исследование износа футеровки
агрегата ковш-печь в условиях современного металлургического мини-завода // Бюл-
летень “Черная металлургия” 2001 № 10 С 40-47
11 Гороховский А. М. Первоуральский динасовый завод — металлургам // Сталь 2002
№6 С 24-27
12 Воробьев Н. И., Антонов В. И., Соснин В. И. и др. Опыт использования фурм для
донной продувки металла газами в стальковшах // Сталь 2001 № 2 С 18-19
13 Антонов В. И., Соснин В. П. Повышение стойкости агрегатов сталеплавильного
производства на ОАО “Мечел” // Сталь 2001 № 9 С 62-63
14 Воробьев Н. И., Антонов В. И., Мокринский А. В., Соснин В. И. Продувочные
узлы сталеразливочных ковшей ОАО “Мечел” // Новые огнеупоры 2002 № 5 С 7-9
15 Косякова Н. А., Осипов В. А., Тимофеев 3. Г., Очеретнюк Ф. Ф., Кунгурцев В. Н.
Освоение технологии производства огнеупорных бетонных изделий для тепловых аг-
регатов // Бюллетень “Черная металлургия” 2002 № 6 С 38-39
9 Кащеев И Д
257
Глава 9.
ОГНЕУПОРЫ ДЛЯ РАЗЛИВКИ СТАЛИ
Известны три способа разливки стали: сверху непосредственно из ковша в
каждую изложницу (10-30 т), снизу сифонным способом сразу в группу из-
ложниц и непрерывное литье рис. 9.1 [1].
При разливке сверху из ковша применяют огнеупоры: стопорные трубки,
пробка и стакан. При разливке снизу к этим изделиям добавляются воронка,
литниковые трубки, звездочка, сифонные изделия. Эти изделия, составляю-
щие так называемое стопорное устройство, были основными и обязательны-
ми элементами для всех способов разливки стали из ковша. Конструкция ста-
леразливочного ковша со стопорным затвором приведена на рис. 9.2. Из всех
изделий только ковшовая футеровка работает больше одной плавки, обеспе-
чивая разливку стали. Остальные виды огнеупоров, независимо от их каче-
ства служат лишь в течение одной разливки. Поэтому высокое качество этих
изделий необходимо для предупреждения аварий при разливке стали и воз-
можного попадания в нее неметаллических включений.
К существующим недостаткам стопорных устройств следует отнести во-пер-
вых: опасность перегрева стального стержня (штыря), на конце которого кре-
пится пробка. Стержень проходит через толщу стали в ковше; хотя он тща-
тельно изолируется огнеупорными стопорными трубками, но при длительном
Рис. 9.1. Схемы способов разливки стали в слитки1
a — разливка стали сверху через промежуточную воронку: I — ковш; 2 — воронка; 3 — прибыльная
надставка; футерованная шамотным кирпичом; 4 — изложница; 5 — утеплительная надставка;
б — разливка стали сифоном: 1 — центровой литник; 2 — изложница; 3 — поддон; 4 — концевой
сифон; 5 — пролетный сифон; 6 — тройник; 7 — звездочка
258
6
3180
Рис. 9.2. Сталеразливочный ковш со стопорным затвором:
а — ковш; 6 — схема установки сталеразливочного стакана с использованием гнездового кирпича; в — с использованием набивного гнезда для
стакана: 1 — стопор; 2 — пробка; 3 — стакан; 4— гнездовой кирпич; 5— набивное гнездо; 6—траверса; 7— гнездовой кирпич; 8 — опорный
рычаг; 9 — рукоятка регулирования положения стопора (управление может быть ручным и дистанционным механическим, гидравлическим
электрическим)
Глава 9 Огнеупоры для разливки стали
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
пребывании, особенно в условиях перегрева стали в ковшах емкостью 350—
400-т, стержень размягчается. Условия службы огнеупоров в стопорном уст-
ройстве: стакан - пробка - стопор весьма тяжелы, так как огнеупоры находят-
ся внутри расплавленного металла. В этой цепочке наиболее уязвима пробка.
Второй недостаток стопорных устройств — сравнительно большой расход
огнеупоров: масса пробки и набора стопорных трубок достигает 2-2,5 кг/т
разливаемой стали.
Третий недостаток — невозможность внепечной обработки стали, при кото-
рой на стопорные устройства интенсивно воздействует металл, в результате
чего происходит их преждевременное “отгорание”.
Перечисленные недостатки предопределили переход к наиболее совершен-
ному способу разливки — бесстопорной с использованием скользящих ши-
берных плит. Принцип их действия заключается в том, что металл истекает
при совмещении сквозных отверстий в двух сопрягающихся огнеупорных де-
талях (плиты, цилиндры и т.п.). Такие устройства крепят на днище ковша сна-
ружи под выпускным стаканом и заканчивают снизу вторым стаканом, обыч-
но называют коллектором, так как главная его функция заключается в форми-
ровании струи текущего металла.
Разливочные устройства начинаются с узла установки стакана в гнездовой
блок ковша, которые имеют общие черты при всех типах разливочных уст-
ройств.
9.1. Сталеразливочные стаканы
Сталеразливочные стаканы изготавливают шамотные, высокоглиноземистые,
периклазовые, шамотнографитовые, периклазографитовые и др. Некоторые
виды стаканов и их свойства приведены в табл. 9.1 и табл. 9.2. Выбор стаканов
зависит от емкости ковша, марки стали и способа разливки (в изложницы, в
промежуточный ковш и т.д.).
Внутренние стенки канала стакана подвергаются интенсивному воздействию
струи расплавленной стали, протекающей со скоростью 2-4 м/с.
Стакан должен иметь высокую термическую устойчивость, чтобы при быс-
тром разогреве в начале разливки не произошло образование трещин. При раз-
ливке сталей с повышенным содержанием алюминия на стенках канала откла-
дываются неметаллические включения из стали. Продукты раскисления ста-
ли вместе с частицами кристаллизующегося железа приводят к зарастанию
канала, который в таких случаях прожигают кислородом. Для предотвраще-
ния затягивания канала стаканов в них подают инертный газ через специаль-
ные каналы.
260
Физико-химические свойства стаканов
Таблица 9.1
Показатель Марка стаканов
ПС-90 ПГРБС-90 ПБС-88 ФБС-54 МКС-80 МКС-72 МКБС-72 МЛС-62 МКРСМ5 ШСП-32
Массовая доля на прокаленное вещество, %: MgO, не менее 90 90 83 54
А1?Оз, не менее —- — — — 80 72 72 62 45 32
Fe2O3, не более — — — — 1,4 1,5 1 1,5 1,5 —
SiO2, не более — — — 32 — — — — — —
Изменение массы при прокаливании, % — 5-9 — — — — — — — —
Т„ д под нагрузкой 0,2 Н/мм2, °C (не менее) — — — — 1630 — — — — 1350
77отк, % (не более) 26 — — — 22 23 — 24 22 22
Ркаж, %, (не менее) — 2,55 2,55 — — — 2,55 — — —
Осж, Н/мм2 (не менее) 20 17 25 25 35 — 20 — — —
Влажность, % (не более) — 0,6 0,5 0,5 — — 0,5 — — —
Огнеупорность, °C (не менее) — — — 1750 — — — — — 1690
Таблица 9.2
Физико-химические характеристики некоторых видов стаканов
Показатель Стакан
шамотный графитошамотный высокоглиноземистый периклазовый
обожженный безобжиговый
Массовая доля, %: А12О3, не менее MgO, не менее Огнеупорность, °C Ти д под нагрузкой 0,2 Н/мм2, °C (не менее) % (не более) Сеж, Н/мм2 (не менее) Ркаж, г/см3 (не менее) Влажность, % (не более) * Содержание углерода. 32 1690 1350 22 20* 27 62 1800 24 90 26 25 2,4 88 22 25 2,55 0,6
9.1. Сталеразливочные стаканы
261
Глава 9 Огнеупоры для разливки стали
Рис. 9.3. Различные типы сталеразливочных стаканов и стаканов-коллекторов а, б, в — для установ-
ки сверху; б — под периклазовый вкладыш, г — для установки снизу, д — стакан к шиберным
затворам; е, ж — стаканы-коллекторы
Конфигурации стаканов разнообразны. Размеры стаканов, мм: высота 150-
170, наибольший внешний диаметр 170-207 и диаметр канала 40-100. Форму
стакана выбирают применительно к конкретным условиям разливки стали, ем-
кости ковшей и др. В зависимости от материала стаканы различаются по фор-
ме и размерам. Различные виды стаканов показаны на рис. 9.3. Для скорост-
ной разливки применяют стаканы с диаметром канала 100-140 мм.
Шамотные стаканы рекомендуют применять при разливке стали в изложни-
цы и формы. Для повышения их стойкости применяют периклазовые вклады-
ши.
Шамотнографитовые и муллитовые стаканы применяют при разливке мар-
ганцовистых и низкоуглеродистых кипящих сталей; муллитовые склонны к
затягиванию канала.
Форстеритовыми стаканами иногда заменяют периклазовые, но устойчивость
их к размыванию ниже.
Имеются и другие виды стаканов: периклазографитовые, цирконовые, цир-
конографитовые и др.
Свойства стаканов зарубежного производства приведены в табл. 9.3.
Практика применения сталеразливочных стаканов показывает, что наимень-
шее число аварий при разливке стали, связанных со свариванием пробки и
стакана, происходит при условии применения пробок и стаканов, изготовлен-
ных из разных огнеупорных материалов, например шамотных пробок и пе-
риклазовых стаканов. Шамотные стаканы интенсивно размываются кипящи-
ми и марганцовистыми сталями, слабее — углеродистыми, раскисленными
ферросилицием.
9.2. Гнездовые кирпичи (блоки)
Стакан устанавливают в гнездовой кирпич (блок) либо сверху (изнутри ков-
ша), либо снизу (извне ковша). Последний вариант предпочтительнее, так как
262
Физико-химические свойства стаканов некоторых зарубежных фирм [2]
Таблица 9.3
Показатель Стаканы Стаканы-коллекторы
корундовые высокоглиноземистые цирконовые корундовые высокоглиноземистые пирофиллитовые цирконовые
1 2
Массовая доля, %: А120з 94—96 90-93 13-18 36-89 75-80 54-59 — 15-17
SiO2 3-5 — 29-34 9-12 — — 67-22 33-35
ZrO2 — — 50-55 — — — — 45-49
С — 3-5 — — 3-5 3-5 8-11 —
77ОТк, % 14-16 5-9 16-20 19-22 7 6-10 4-8 19-22
Ркаж, Г/М (18-22) 3,0-3,1 3-3,1 3,45-3,55 27-2,8 2,65-2,75 2,35-2,45 2,3-2,4 3,05-3,2
асж, Н/мм2, более (2,95-3,05) 100 90 60 60 65 55 35 30
Термическое расширение 1,2-1,3 0,4-0,5 0,6-0,7 0,9-1,0 0,4-0,5 0,3-0,4 1,0-1,1 0,7-0,8
при 1400 °C, % Назначение или 1,1-1,2 Высокое (при 1000 °C) Высокое — Высокое — —
сопротивление коррозии или ординарные сопротивление коррозии сопротивление коррозии
9.2. Гнездовые кирпичи (блоки;
263
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Рис. 9.4. Гнездовые кирпичи (блоки): а, б — цельные; в,г,д — составные
ковш меньше охлаждается перед заменой стакана и оборот ковшей увеличива-
ется.
Перед установкой поверхность стакана смазывают графитом, а затем нано-
сят слой мертеля. Графитовая смазка облегчает последующую замену стакана
из гнезда. Зазор между стаканом и отверстием в гнездовом блоке должен быть
не более 2-3 мм.
Гнездовые кирпичи (блоки) имеют размеры со стороной квадрата 300, 310,
340, и 360 мм и круглые, диаметром 360 мм (рис. 9.4). Общая высота гнездо-
вых блоков колеблется от 250 до 370 мм, причем изготовляют блоки как цель-
ные, так и составные. Первые более предпочтительнее и изготовляются моно-
литными из тиксотропных масс.
На некоторых предприятиях вместо гнездового блока применяют набивку
из огнеупорной массы по шаблону, устанавливаемому вместо стакана. Для этого
применяют высокоглиноземистую массу МК-90 и другие типы.
9.3. Огнеупоры для бесстопорной разливки стали
В связи с повышением температуры выпускаемой стали, увеличением про-
должительности разливки, применением агрессивных раскислителей, а также
в условиях интенсивного перемешивания металла при вакуумировании и про-
дувке, надежность обычного стопорного устройства сталеразливочного ков-
ша резко снизилась.
На смену стопорным получили распространение бесстопорные устройства
разливки стали. Существует несколько типов устройств для бесстопорной раз-
ливки стали, из которых наиболее распространен бесстопорный ковшевой зат-
вор, называемый шиберным, скользящим или задвижкой (рис. 9.5). Подвиж-
ная плита вместе со стаканом-коллектором находится в металлическом кожу-
хе и при помощи гидравлического или пневматического механизма совершает
возвратно-поступательное движение. При совпадении отверстий в неподвиж-
ной и подвижной плитах происходит разливка стали. Шиберные затворы име-
264
1
2
Рис. 9.5. Скользящие затворы:
а — шиберный затвор ЗСМК в открытом положении; б — в закрытом положении: 1 — гнездовой кирпич; 2 — стакан; 3 — установочная плита;
4 — направляющая каретка; 5 — верхняя рама; 6 — верхняя плита; 7 — нижняя плита; 8 — коллектор; 9 — корпус коллектора; 10 — экран; II
— нижняя рама; 12 — гидроцилиндр;
в — скользящий поворотный затвор в открытом положении: 1 — стакан; 2 — верхняя неподвижная деталь; 3 — подвижная поворотная деталь;
4 — стакан-коллектор; 5 — рабочий слой футеровки лещади
9.3. Огнеупоры для бесстопорной разливки стали
265
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
ют также устройство, чаще пружинное, для постоянного прижима подвижной
плиты к неподвижной.
Высокие требования предъявляют к скользящим плитам, которые должны
точно сопрягаться друг с другом, чтобы предотвратить прорыв жидкой стали,
несмотря на большое ферростатическое давление. Для этого соприкасающие-
ся поверхности верхней и нижней плит шлифуют алмазным инструментом.
Зазор между плитами скользящих поверхностей не должен превышать 25-
30 мкм [3]. Другие огнеупорные детали затвора не требуют такой точности
размеров, но должны противостоять размягчению и эрозии, вызываемым рас-
плавленной сталью.
Практика эксплуатации шиберных плит показала, что наибольшую опасность
представляет замораживание металла в канале при перекрывании струи, а также
наполнении ковша сталью. Чтобы избежать застывания металла при наполне-
нии ковша, каналы огнеупорных деталей предварительно заполняют разогре-
тым песком и стальной стружкой, а также графитом или оливином.
Для эксплуатации плит существенное значение имеют теплопроводность
материала затвора, диаметр канала стакана, емкость и температура металла в
ковше.
Основной проблемой которая возникает при внедрении бесстопорной раз-
ливки, является выбор огнеупоров и изготовление огнеупорных деталей с не-
обходимыми свойствами, а также разработка эффективно действующей кон-
струкции прижимного устройства.
На металлургических заводах России существуют свыше 19 различных ти-
пов шиберных затворов [4]. Многообразие конструкций затворов и отсутствие
их унификации привело к созданию большого числа типоразмеров огнеупо-
ров: плит, стаканов, стаканов-коллекторов, защитных труб. Взамен этим типо-
размерам разработаны четыре типа унифицированных шиберных систем до-
зирования нового поколения типа ВТМ-80 [4], основные характеристики ко-
торой приведены в табл. 9.4.
Технологией производства этих плит предусмотрено бандажирование. Ме-
таллические бандажи устанавливают с определенным натяжением на боковой
Таблица 9.4
Основные технические характеристики систем разливки стали
шиберных затворов ВТМ
Объем ковша, т Шиберный затвор Основные размеры плит, мм Диаметр канала, мм
2-50 втм-зо 249x129x28 зо-до
50-120 ВТМ-40 320x154x30 40-60
120-220 ВТМ-80 370x200x50 60-80
220-330 ВТМ-90 450x250x60 80-90
266
9 3 Огнеупоры для бесстопорной разливки стали
поверхности целых и составных огнеупорных плит для точной их фиксации в
гнездах без применения для этих целей огнеупорных растворов и мертелей.
Эффективность применения новых затворов повышается при использова-
нии стаканов-коллекторов в обечайках (рис. 9.6) и применением переходной
втулки с диаметром сталевыпускного отверстия, равным необходимому диа-
метру сталевыпускного канала (рис. 9.7) [5].
Рис. 9.6. Типовой размерный ряд стаканов-коллекторов в металлической обечайках для затворов- а
— ВТМ-80; б — ВТМ-40; в — ВТМ-30
Рис. 9.7. Комплект огнеупоров с быстросменной переходной втулкой: 1 — стакан-коллектор; 2 —
переходная втулка; 3 — гнездовой блок; 4 — ковшевой стакан
267
Глава 9 Огнеупоры для разливки стали
Бандажирование плит повышает их эксплуатационную надежность и более
высокую стойкость, а также снижение аварийности и повышении качества
стали. Число частичных и полных перекрытий сталеразливочного канала до-
ведено до 150 в течение одной плавки. Этот тип затворов наиболее распрост-
ранен за рубежом, а фирмы-производители “Interstop” (Швейцария), “Flocon”
(Англия), “Mitsubishi” (Япония) являются основными их поставщиками.
При выборе материала для плит скользящих затворов необходимо учиты-
вать, что при разливке низколегированных сталей (<0,1 % С) и высокомарган-
цовистых лучшую стойкость имеют периклазовые плиты, а в условиях боль-
шого числа перекрытий струи металла более стойкими оказываются муллито-
корундовые (72-87 % А12О3) и корундовые плиты (94,6-95,0 % А12О3). В Япо-
нии детали скользящих затворов (стаканы, верхнюю и нижнюю плиты, вкла-
дыши) в основном изготовляют также из высокоглиноземистых материалов
(99,5-95,0 % А12О3). Корундовые плиты успешно применяют при вакуумиро-
вании металла и разливке нержавеющей стали.
Путем ремонта и повторного использования шиберных плит в зарубежной
практике удельный расход их не превышает 30-50 г/т стали, тогда как в стра-
нах СНГ и в азиатском регионе он составляет 100-150 и 150-300 г/т соответ-
ственно [6].
Плотность прилегания плит затвора имеет особое значение. Жидкая сталь
постоянно заполняет отверстие верхней плиты и контактная поверхность ниж-
ней плиты постоянно находится в контакте со сталью на участке этого отвер-
стия.
Если плиты недостаточно плотно прилегают одна к другой по контактной
поверхности вокруг отверстия, то сталь проникает на контактные поверхнос-
ти плит.
Для плотного прилегания огнеупорных плит монтажная плита и обойма дол-
жны сохранять плоскостность. С этой целью необходимо контролировать де-
формацию плоскостности днища ковша [8].
Одной из трудных задач создания и разработки технологии изделий бессто-
порных затворов является изыскание огнеупорных материалов, обладающих
высокой износоустойчивостью и минимальной смачиваемостью сталью, а так-
же изготовление из них деталей точных размеров.
При разливке стали всех марок в изложницы затвор сначала открывается на
73 диаметра струи, а затем налив идет полной струей и в конце заполнения
изложницы опять перекрывают струю на 2/3 диаметра. После заполнения из-
ложницы металлом затвор закрывают, а ковш перемещают на следующую из-
ложницу. Перекрытие может быть как полным, так и с небольшим подтеком,
исключающим застывание металла в сталеразливочном канале. При непол-
268
9 3 Огнеупоры для бесстопорной разливки стали
ном перекрытии струи происходит эрозия кромок плит потоком металла. Впос-
ледствии на этих местах образуются настыли, разрушающие контактную по-
верхность плит, что сопровождается подтеком металла в коллектор при закры-
том затворе [7].
При перекрытиях, в зависимости от относительной прочности настыли и
поверхностного слоя плиты, а также состояния кромок, образовавшиеся на-
стыли либо срезаются, либо отрываются вместе с поверхностным слоем пли-
ты или же раздирают контактную поверхность плит. Прочность и размер на-
стыли зависят от температуры металла, теплопроводности плит и времени
нахождения затвора в закрытом положении.
Прочность рабочего слоя плит при повышенных температурах зависит от
его плотности, микроструктуры, количества и вязкости жидкой фазы, образу-
ющейся в нем в условиях службы, а также от количества и расположения тер-
мических трещин вокруг канала.
Особенностью эксплуатации шиберного затвора при сифонной разливке ста-
ли по сравнению с разливкой в изложницы сверху является значительное сокра-
щение количества перекрытий. В этом случае затвор работает в основном в ре-
жиме дросселирования при более высокой (на 20-50 °C) температуре стали.
Практика применения шиберных плит показала, что огнеупоры для скользя-
щих затворов плиты должны обладать следующими свойствами: высокой ме-
ханической прочностью; низкой пористостью при достаточной термостойкос-
ти; высокой температурой начала размягчения под нагрузкой; низким содер-
жанием легкоплавких минералов. Кроме того, рабочая шлифованная поверх-
ность не должна смачиваться металлом.
Для производства периклазовых плит используют плавленый периклаз с со-
держанием не менее 95 % MgO и малым содержанием оксидов железа — не
более 0,8-0,9 %. Для повышения термической стойкости вводят глинозем и
другие добавки; прессуют плиты под давлением более 150 МПа (до плотности
3,10-3,15 г/см3) и обжигают при температурах выше 1730 °C. Структуру плит
регулируют путем пропитки жидким бакелитом и последующей термообра-
боткой. Иногда эту операцию повторяют. После термообработки плиты имеет
пористость <10 % и предел прочности при сжатии >80 МПа.
В зарубежной практике детали скользящих затворов в зависимости от типа
разливаемой стали изготовляют из тщательно подготовленного высокоглино-
земистого, корундового, цирконового сырья, стоимость которого на порядок
выше стоимости рядового огнеупорного сырья, применяемого для изготовле-
ния стопорных устройств. Однако масса огнеупорных деталей шиберного зат-
вора в 2-3 раза меньше и при стойкости плит затвора не ниже двух плавок
269
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
разливка стали через скользящие затворы экономически более эффективна,
чем при использовании стопорных устройств.
Доля глиноземграфитовых плит в общем объеме производства за рубежом
постоянно растет. В корундографитовых плитах на углеродистой связке (77 %
А12О3, 8 % SiO2 и 11 % С) корунд заменяют на глинозем. Совершенствование
глинозем- и корундографитовых плит идет в направлении разработок новых
связок и структуры плит [9].
Мелкопористая структура огнеупора, характеризующаяся содержанием пор
менее 5 мкм, является более значимой, чем общая пористость материала, ко-
торую формируют путем пропитки обожженных изделий углеродсодержащи-
ми веществами (бакелитом, смолой, пеком и т.п.), либо созданием мелкопори-
стой структуры в процессе технологического передела. Например мелкопори-
стую структуру корундоуглеродистых и периклазоуглеродистых плит форми-
руют путем введения в шихту добавок на основе алюмо-, боро- и кремнийсо-
держащих соединений и комбинаций на их основе [10]. Вводимые добавки в
структуре материала плит находятся в мелкодисперсном состоянии. При не-
большом различии в общей пористости распределение пор в структуре плит
представлено в табл. 9.5, из которой следует, что более 90 % пор являются
мелкими размером менее 5 мкм.
После разливки двух плавок плиты находились в хорошем состоянии при
отсутствии следов металло- и шлакопропитки, а размывание канала было мень-
ше, чем у серийного после одной плавки.
В результате введения углерода (в виде графита или органической связки) в
процессе восстановительного обжига получают термостойкие плиты с мень-
шей величиной термического расширения и более высокой теплопроводнос-
тью. Если у плит на керамической (оксидной) связке доля пор диаметром ме-
нее 1 мкм составляет 20-25 %, то у изделий на углеродистой связке около 90 %
пор меньше 1 мкм, а средний размер пор составляет 0,05-0,2 мкм. Благодаря
этому сдерживается окисление углерода в плитах и снижаются силы трения
на контактной поверхности [13].
Таблица 9.5
Поровая структура плит
Плиты Объем пор, мм3/г Объем пор радиусом, мкм
>5 5-3 3-1 <1
мм3/г % мм3/г % мм3/г % мм3/г %
Корундоуглеродистые 49,80 4,20 8,4 1,00 2,0 3,80 7,6 40,80 81,9
Периклазоуглеродистые 49,60 4,50 9,0 0,50 1,0 5,00 10,0 39,60 80,0
270
9 3 Огнеупоры для бесстопорной разливки стали
Одним из свойств обеспечивающих высокую стойкость к окислению и изно-
су корундографитовых плит, является высокая механическая прочность, кото-
рая достигается введением в шихту кристаллического кремния, образующего
при высокой температуре карбидкремниевую связку (P-SiC) с углеродом при
восстановительном обжиге [11]. Оценку стойкости к абразивному износу ко-
руидоуглеродистых плит после окисления проводят по методике Британского
стандарта (B.S. 1902; Part A: Appendix С). С этой целью образец подвергают
обжигу при 1100 °C в течение 2-х ч в окислительной атмосфере. Затем окис-
ленную поверхность обдувают струей воздуха с определенной добавкой абра-
зивного порошка и измеряют уменьшение объема в результате истирания. Чем
меньше потери объема, тем более высокое значение имеет материал к абразив-
ному износу.
Термическую стойкость шиберных плит оценивают числом теплосмен до
появления отслаивания части образца. Для этого образцы квадратного сече-
ния погружают в расплав чугуна и выдерживают в течение заданного времени
(обычно 3 мин), после чего охлаждают в проточной воде. Чем больше число
циклов испытания до отслаивания, тем выше термостойкость.
Свойства плит скользящих затворов на углеродистой связке фирмы “Куроса-
ки Ёгё” (Япония) приведены в табл. 9.6 [12].
Разработаны трехплиточные, поворотные затворы, шиберы со вставными
вкладышами.
Большое внимание уделяют засыпкам, которыми заполняют сталевыпуск-
ной канал перед началом разливки. Засыпка практически полностью исключа-
ет перед началом разливки прожигание канала кислородом, который оказыва-
Таблица 9.6
Свойства плит скользящих затворов на углеродистой связке
Показатель Без добавки бадделита С добавкой бадделита
CAN-108 CAN-112 ALZ-204 ALZ-256 ALZ-309
Массовая доля, %:
АЬОз 72 74 69 69 73
S1O2 8 6 3 3 3
ZrOj — — 6 6 6
С 11 11 11 10 9
Кажущаяся плотность, г/см3 2,80 2,85 2,95 2,90 3,10
Открытая пористость, % 9,0 8,0 8,0 8,0 7,0
Предел прочности при сжатии, МПа 150 170 150 160 150
Предел прочности при изгибе, при 1400 °C, МПа 12,0 14,0 15,0 16,0 18,0
Термическое расширение при 1400 °C, % 0,90 0,95 0,85 0,85 0,85
271
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
ет отрицательное воздействия на все детали шиберного затвора. В качестве
засыпки используют высушенные периклазовый порошок, кварцевый песок,
смесь кварцевого песка с графитом и другие материалы.
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Технология непрерывного литья позволяет производить продукцию с бо-
лее высоким выходом годного, чем по схеме изложница-слиток, с лучшим
качеством, с меньшими энергетическими затратами на тонну конечной про-
дукции.
Схема сталеразливочного тракта машин непрерывного литья заготовок
(МНЛЗ) включает сталеразливочный ковш, промежуточный ковш, водоохлаж-
даемый кристаллизатор, механизм качания кристаллизатора, системы вторич-
ного охлаждения, устройство для вытягивания, резки и перемещения слитка.
Существует несколько конструкций МНЛЗ.
Схема расположения огнеупоров, применяемых при непрерывной разливке
стали, приведена на рис. 9.8, к которым относятся: сталеразливочный ковш,
шиберный затвор, защитные трубы, промежуточный ковш, погружные стака-
ны, стопор-моноблок, гнездовые и продувочные блоки, огнеупоры для футе-
ровки ковшей.
Сталеразливочный ковш в комплекте МНЛЗ служит в более тяжелых усло-
виях, чем обычный ковш, поскольку время нахождения жидкой стали в ковше
примерно в два раза больше, а ее температура на 50 °C выше. Особенно силь-
ное разрушение футеровки происходит в шлаковой зоне.
Промежуточный ковш МНЛЗ предназначен для гашения кинетической
энергии струи стали, поступающей из сталеразливочного ковша и поддержа-
ния примерно одинакового ферростатического давления стали, поступающей
в кристаллизатор. В промежуточном ковше сталь задерживается на некоторое
время и благодаря небольшой толщине ее слоя происходит частичное отделе-
ние неметаллических включений. Температура стали в промежуточном ковше
не должна снижаться более чем на 10-15 °C.
Наибольшее распространение получили три типа промежуточных ковшей
[14]:
• “теплые” ковши, футеровку которых перед началом разливки в обязатель-
ном порядке нагревают до —1200 °C;
• “холодные” ковши, не требующие предварительного нагрева;
• “горячие” ковши, предварительно подогреваемые до температуры >1500 °C.
272
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Рис. 9.8. Схема футеровки сталеразливочного тракта: I — шлаковый пояс; 2 — стены, днище; 3 —
гнездовой блок; 4 — ковшевой стакан; 5 — стакан-коллектор; 6 — шиберные плиты; 7 — гнездовой
блок донной фурмы; 8 — донная фурма; 9 — буферная смесь; 10 — кварцевая труба; Л — гнездовой
блок промковша; 12 — торкрет-масса; 13 — стакан-дозатор; 14 — стакан-коллектор промковша; 75
— шиберный затвор; 16 — кварцевый стакан
Конструктивно ковш имеет форму удлиненного желоба U-образного типа
вертикального профиля. По форме в плане они бывают прямолинейные, Т-
образные, П-образные и Н-образные.
Схема футеровки теплых и холодных ковшей приведена на рис. 9.9. Футе-
ровка ковша выполняется многослойной, состоящей из рабочего, арматурного
и изолирующего слоя.
273
Глава 9 Огнеупоры для разливки стали
Рис. 9.9. Схема футеровки теплых и холодных промежуточных ковшей: 1 — изоляция; 2 — арматур-
ный слой футеровки; 3 — рабочий слой футеровки; 4 — защитное покрытие; 5 — стопор-моноблок;
6 — футеровка из плит; 7 — разливочный стакан; 8 — погружной стакан; 9 — футеровка, выполнен-
ная нормальным кирпичом; 10 — гнездовой кирпич
Постоянный арматурный слой выполняют из шамотных огнеупоров, содер-
жащих 35-37 % А12О3 [13] или высокоглиноземистых изделий марки МКС-
72, либо выполняют монолитным из тиксотропных огнеупорных бетонов на
основе корунда (корундовая бетонная масса марки СКБ-97) [15-20]. В после-
дние годы монолитным футеровкам отдают предпочтение по технико-эконо-
мическим причинам. Толщина бетонной футеровки определяется емкостью
ковша и находится в пределах 150-180 мм, в донной части до 250 мм.
Основные характеристики огнеупорных материалов, применяемых для из-
готовления арматурного слоя футеровки промежуточных ковшей, приведены
в табл. 9.7, 9.8 и 9.9.
Фирма “Nippon Kokan Corp.” (Япония) изготовляет арматурную футеровку
промежуточного ковша из алюмосиликатных низкоцементных бетонов с вве-
дением в шихту 2 % металлических волокон из нержавеющей стали [21].
Изолирующий слой стабилизирует температуру стали в ковше, снижает теп-
лопотери в окружающую среду и температуру кожуха ковша. Толщина тепло-
изоляции составляет —12,5 мм.
Технология изготовления монолитной футеровки арматурного слоя включа-
ет несколько этапов: крепление к металлическому кожуху ковша V-образных
анкеров; установку шаблона с вибратором и гнездовой заглушки; заполнение
274
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Таблица 9.7
Основные характеристики масс для контрольной футеровки
промежуточного ковша [17]
Основные характеристики Марка материала
MCL-60 MCL-70 MCL-75
Состав, масс. %:
А12Оз, не менее 60 70 75
СаО, не более 2,0 1,5 1,0
Формовочная влажность, % 6,5 5,5 5,0-5,5
Кажущаяся плотность, г/см3:
после сушки при 110 °C, 2,65 2,70 2,85
после обжига при 1500 °C 2,60 2,65 2,80
Предел прочности при сжатии, МПа:
после сушки при 110 °C, 65 30 50
после обжига при 1500 °C 85 50 60
Изменения линейных размеров — усадка, “+” — рост), %:
после сушки при 110 °C 0+0,08 0 0
после обжига при 1500 °C +0,1 +0,5 +0,5
Стойкость, плавки 500-600 600-800 800-1000 |
Таблица 9.8
Физико-химические свойства смеси СКБ-97 [15]
Параметр Содержание
Массовая доля, %
А12Оз >97
СаО <2,0
SiO2 0,4
Fe2Os <1
Плотность после сушки, г/см3 2,95
Предел прочности при сжатии, МПа 35
Температура начала размягчения под нагрузкой 0,2 МПа 1670
пространства огнеупорной массой. Лучшие результаты получаются при час-
тоте вибрации шаблона 200-250 Гц и амплитуде 0,6-1,1 мм.
Схема укладки бетона с применением вибрации приведена на рис. 9.10. Пос-
ле удаления шаблона футеровку сушат и разогревают по заданному режиму.
Трещины в процессе сушки не возникают, но появляются при эксплуатации
ковша, за счет волокон целостность и надежность футеровки не нарушается.
Стойкость такой футеровки составляет около 450 плавок.
275
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Таблица 9.9
Характеристика низкоцементных огнеупорных бетонов
для промежуточных ковшей [22]
Показатели Марка бетона
ANCOCAST-ZV63/60 [61] А [42] в [41] Diduntl70 [38] CST-A614 [36]
Содержание, масс. %:
АЬОз 60 61 63 82 63
SiO2 35 36 34 11 34
Рез Оз — 2** — 1,3 —
Кажущаяся плотность, г/см3, после термообработки.
при 110 °C 24 ч 2,55 2,52 2,58 — —
при 1000 °C 3 ч — 2,50 2,55 — —
при 1500 °СЗ ч — 2,48 2,53* — —
Предел прочности при сжатии, МПа, после термообработки:
при 110 °C 24 ч 60 34 75,5 50 —
при 1000 °СЗ ч 70 69 88,2 100 —
при 1500 °C 3 ч 120 83 117,6* — —
Линейные усадка (-), рост (+), %, после термообработки:
при 110 °C 24 ч — 0 -0,03 -0,05 -0,04
при 1000 °C 3 ч — -0,07 -0,03 -0,1 -0,09
при 1500 °C 3 ч — +0,07 +0,17* — +0,03
Содержание воды, % — 7,0-7,5 6,0 6,0-7,0 6,0
* После термообработки при 1400 °C 3 ч. * * Указано количество фибры, %.
В качестве альтернативы тиксотропным бетонам предлагается блочная фу-
теровка промежуточных ковшей. Крупные блоки предварительно изготовля-
ют на огнеупорных заводах. Блочную футеровку применяют в зимнее время
при отрицательных температурах в металлургических цехах, ее также не тре-
буется сушить после сборки ковша. Однако, монтажная площадка должна быть
оборудована грузоподъемными механизмами для установки блоков в ковш.
Места стыковки блоков (швы) необходимо заделывать после монтажа. В зоне
падения струи применяют “подушки” из плотных высокоглиноземистых и гли-
ноземхромитовых блоков, иногда получаемых методом изостатического прес-
сования. Наилучшую стойкость показали изделия из масс системы А12О3 - SiC
276
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Рис. 9.10. Схема выполнения постоянной футеровки промежуточ-
ного ковша МНЛЗ: I — смеситель; 2 — промежуточный ковш; 3 —
шаблон; 4 — бетон; 5 — демпферы
- С. Зону выкладывают крупногабаритными плитами размерами
600x450x40 мм.
Толщина футеровки арматурного слоя стен и днища составляет от 180 до
250 мм, причем бетон заливают по периметру стен, а в днище предварительно
устанавливают гнездовые блоки, а затем заливают бетоном. В зависимости от
состава бетона влажность может достигать 6-7 % и более. Поэтому футеровку
промежуточного ковша сушат по графику, условно разделенному на два этапа
(рис. 9.11) [25]. На первом этапе сушки удаляется влага из бетона. При дости-
жении температуры на поверхности бетонной футеровки более 100 °C, ско-
рость сушки увеличивают и при температуре 800 °C процесс заканчивают.
Рис. 9.11. Режим сушки футеровки промежуточного ковша: 1 — низкотемпературный этап; 2 — вы-
сокотемпературный этап; 3 — температура воздуха; 4 — температура обратной поверхности бетон-
ной футеровки
277
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Общее время сушки достигает 26 ч. При таком режиме футеровка не растрес-
кивается и в ней не наблюдается появление взрывных трещин.
Ковш с “холодной” футеровкой в момент запуска может иметь комнатную
температуру. Благодаря теплоизоляционным плитам арматурная футеровка не
испытывает сильного термического удара. Толщина плит составляет 25-30 мм,
а в теплонапряженных участках с повышенной термической нагрузкой она
может быть увеличена. Свойства плит приведены в табл. 9.10.
Швы между плитами заполняют быстротвердеющей замазкой. Плиты изго-
тавливают из шихты, состоящей из тонкоизмельченного огнеупорного мате-
риала (спеченного периклаза, кварца и т.д.), определенного количества неор-
ганических волокон и связки в виде синтетической смолы. Зазор между арма-
турным слоем и плитой заполняют кварцевым песком. Как правило, плиты
основного состава (Г, Д, Е табл. 9.10) применяют при разливке методом “плав-
ка на плавку” поскольку использование в этом случае плит кислого состава
приводит к повышению количества неметаллических включений в стали.
В подогреваемых промежуточных ковшах на рабочую поверхность футеровки
для защиты от механических повреждений и облегчения удаления настылей
наносят огнеупорные покрытия периклазового, периклазохромитового, перик-
лазосиликатного состава. Толщина покрытия колеблется в пределах 15-30 мм.
Защитную смесь наносят на поверхность либо вручную, либо способом торк-
ретирования. При подборе материала защитного покрытия основное внима-
ние уделяют технологичности его нанесения и возможности легкого удаления
Т а б л и ц а 9.10
Химические и физические свойства теплоизоляционных плит
промежуточных ковшей [20]
Показатели Обозначение плит
А Б В Г Д Е
Массовая доля, %:
SiO2 84,7 90,3 89,9 5,4 13,2 7,0
Fe2O3 0,8 1,1 1,1 1,7 3,8 1,7
А12О3 3,5 0,7 0,7 1,3 0,8 2,0
Сг2Оз — 0,3 0,2 0,0 0,1 —
СаО 0,3 1,1 1,2 2,8 3,6 2,3
MgO — — — 83,1 70,7 81,0
с 4,1 2,7 2,6 2,0 3,4 2,9.
П.п.п. 6,6 4,1 4,1 3,4 6,4 4,7
Кажущаяся плотность, г/см3 1,15 1,22 1,27 1,61 1,61 1,67
Открытая пористость, % 56,8 52,5 49,4 46,0 48,3 47,9
Теплопроводность, Вт/(м К) 0,25 0,32 0,34 0,46 0,51 0,63
278
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
настылей. Кроме того, поскольку промежуточный ковш является последней
емкостью, контактирующей с жидким металлом, он должен иметь высокую
стойкость, чтобы не вызвать загрязнения металла при разливке методом “плавка
на плавку”. Нанесенное торкрет-покрытие не должно растрескиваться и от-
слаиваться в процессе предварительного нагрева.
В качестве основной огнеупорной составляющей торкрет-масс используют
материал, содержащий более 85 % MgO. В качестве связующего используют
жидкое стекло, полифосфат натрия, сернокислый магний, комплексное фос-
фатное связующее, глиноземистый и высокоглиноземистый цементы и др.
Для снижения теплопроводности и повышения термической стойкости тор-
крет-покрытий в состав массы вводят различные волокнистые добавки как
органического, так и неорганического состава.
Волокнистые органические добавки, выгорающие в процессе термообработки
промежуточного ковша, снижают теплопроводность торкрет-покрытий на 20-
25 % при сохранении прочностных характеристик. Основные свойства торк-
рет-масс, применяемых в России, приведены в табл. 9.11 и 9.12.
Для нанесения торкрет-массу увлажняют водным раствором MgSO4 плотно-
стью 1,19-1,22 г/см3 и наносят на футеровку промежуточного ковша с помо-
щью торкрет-машины методом полусухого торкретирования. Рабочую футе-
Таблица 9.11
Основные свойства разработанных торкрет-масс
Показатели Торкрет-масса
периклазовая периклазовая с повышенным содержанием СаО оливин итовая
обычная теплоизоляционная*
Содержание, % (по массе):
MgO 84,0 75,0 75,0 60,0
SiO2 4,0 6,0 6,0 30,0
СаО — 7,0 7,0 1,0
р2о5 3,0 3,0 3,0 3,0
Плотность, г/см3 (1550 °C, 3 ч) 2,23 2,2 1,8 2,0
Пористость, % (1550 °C, 3 ч) 27,5 28,0 35,0 26,0
Теплопроводность, Вт/(м К) (при 1200 °C) 1,05 0,9 0,75 1,1
Предел прочности при сжатии, МПа:
800 °C, 3 ч 6,7 6,5 3,5 5,8
1550 °C, Зч 32,0 45,0 40,0 35,0
Содержание, %, фракции, мм:
2-0,5 50 50 50 50
0,5-0,088 20 20 20 20
<0,088 30 30 30 30
* Масса содержит выгорающую добавку.
279
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Таблица 9.12
Характеристика магнезиальных торкрет-масс [26]
Показатели Марка
SitmaggunlO MMFT-70/SK MMT-82/SK Ankertun MW 70 СМПТ-1’1 птмс’2 ММТ-4'1
Массовая доля, %
MgO 92-94 71,0 82,0 83 82-84 >83,0 >78
СаО 1-2 7,5 3,8 6,8 3,0-3,8 — —
SiO2 3,6-4,5 13,0 3,5 3,3 4-7 <4,0 <15
Fe2O3 0,6-1,5 6,8 7,5 5,5 — <2,5 —
А12Оз 0,5-1,0 — 1,0 0,8 — <2,0 —
Зерновой состав, — 0-1 0-1 — 0-1 0-1 0-1
ММ
Кажущаяся плотность, г/см3 — 1,3 1,25 1,6 — 2,54 —
Влажность при нанесении, % — 26-30 26-30 — — —
*' Периклазовая по ТУ 14-199-117-2000 производства ОАО “Семилукский огнеупорный завод”. '2 Периклазовая по ТУ 200-200-99 производства ОАО “Комбинат “Магнезит”. '3 Масса по ТТ 202-38-2000 производства ОАО “Динур”.
ровку перед нанесением нагревают. Толщина наносимого торкрет-покрытия
составляла 20—40 мм, а стойкость при разливе стали марок 20 ПВ, СтЗпс,
GRADE 40 достигала 6 ч 15 мин непрерывной разливки [23].
ОАО “Комбинат “Магнезит” выпускает торкрет-массу периклазового соста-
ва марки ПТМС (массовая доля, %: MgO > 83; SiO2 < 4; А12О3 < 2; Fe2O3 < 2,5;
зерновой состав, %: зерен > 1 мм 0-2; фракции <0,1 мм 34-38; кажущаяся
плотность 2,54 г/см3; потери массы при прокаливании <1,5 %; открытая пори-
стость после термообработки при 1600 °C 22,6 %). Масса прошла успешные
испытания [15].
Широкое применение находит отечественная торкрет-масса, содержащая,
масс. %: MgO 50-70; SiO2 10-30; Fe2O31-3; СаО 1-3; А12О31-3, изготовленная
из периклазового порошка фракции 0,5-0 мм (40-60 %), в том числе <0,063 мм
(25-35 %) и кварцсодержащего материала с размером зерен <0,063 мм (15-
25 %). Данный химический состав примерно соответствует известным зару-
бежным торкрет-массам “DOSOLIT” (MgO 69,8 %; SiO214,4 %; прочие 2,48 %)
и “Plibur” (MgO 75-80 %; SiO2 10-15 %; прочие 3,32 %). По минеральному
составу приведенные торкрет-массы близки к оливинитовым порошкам, ус-
пешно применяемым для получения торкрет-покрытий.
Примерный состав оливинитовой массы, полученной на основе Ковдорско-
го месторождения приведен ниже [2]:
280
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Химический состав, масс.%:
MgO.............................................................50
SiO2 30
СаО.........................................................2,5
Fe2O3 6,5
А12О3 6
Влажность при нанесении, %.....................................12
Огнеупорность, °C..............................................1650
Теплопроводность при 1200 °C, Вт/(м-К)........................0,8
Гранулометрический состав, мм...................................0-2
Предел прочности при сжатии (при 1500 °C хЗ ч выдержки)........25
Компания “Mayerton” предлагает четыре типа торкрет-масс для футеровки
рабочего слоя промежуточных ковшей, состав и основные свойства которых
приведены в табл. 9.13, каждая из приведенных масс имеет свои особенности
применения в зависимости от способа нанесения, технологии использования
и режима разогрева футеровки после ремонта. Длительность разливки при их
применении достигала 763 мин. При объеме разлитого металла 2490 т.
На ряде металлургических заводов Японии используют массу на связке из
фосфата натрия (91,6 % MgO; 4,1 % SiO2 1,0 % AL,O3; 1,0 % СаО), термичес-
кое расширение которой при 1000 °C составляет 1,15 %. Такую массу смеши-
вают с 13-18 % воды и полученную смесь наносят на рабочую футеровку тол-
щиной 15-30 мм и обжигают при температуре 1200 °C, в течение 2-3 ч [18].
Таблица 9.13
Основные характеристики торкрет-масс для промежуточных ковшей
Показатели Торкрет-масса марки*
MGT-80S MMT-85P MMT-82SK МСС-60
Состав, масс. %:
MgO, не менее 80 85 82 60
СаО 3,5 6,5 2,8 16
SiO2 2,0 2,0 3,5 3,8
Fe2O3 2,5 1,0 3,6 1,0
Кажущаяся плотность, г/см3:
при 110 °C 1,75 1,60 1,30 1,95
при 1500 °C 1,60 1,55 1,50 1,80
Теплопроводность при 1000 °C, Вт/(м К) 0,90 0,85 0,92 —
Размер зерен, мм 0-1,0 0-0,8 0-1,0 0-1,0
Влажность при нанесении, % 22 20ч-22 20 20
Тип связки Химическая Химическая Керамическая Г идравлическая
* Массы MGT-80S и MMT-85P содержат 0,2-0,25 % органических волокон.
281
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Рис. 9.12. Графики разогрева покрытий после нанесения: — ММТ-85Р; MGT-80S; А — ММТ-
82SK
Торкрет-массы (табл. 9.13) наносятся на предварительно нагретую до 60-
100 °C футеровку и затем подвергаются термообработке по режиму, показан-
ному на рис. 9.12. После сушки ковш подают под плавку. В случае охлаждения
разогретого ковша до низких температур наблюдается осыпание покрытия. По-
этому разогретый ковш охлаждать не рекомендуется.
Качество слитка во многом определяется движением потоков жидкого ме-
талла в промежуточном ковше. Потоки регулируют путем применения пере-
мычек, порогов, перегородок, изменяющих направление движения металла.
Кроме того они ограничивают формирование вихреобразных потоков,обеспе-
чивают всплывание шлаковых включений и продуктов раскисления металла.
В перегородках промежуточного ковша иногда устанавливают керамические
фильтры, использование которых способствует снижению количества неме-
таллических включений. Конструкция перегородки в промежуточном ковше
для удаления неметаллических включений изготовленная из огнеупорного
кирпича изображена на рис. 9.13 [27].
Фирма “Mayerton” поставляет фильтрующие перегородки с различным рас-
положением и конфигурацией отверстий в плите. Фильтрующие перегородки
марки MW-93 имеют следующие свойства: содержание масс.%: А12О3 85; MgO
8-11; кажущаяся плотность — 3,10 г/см3; предел прочности при сжатии, МПа:
ПО °C, 24 ч — 60; 1500 °C, 3 ч — 90; линейная усадка, %: ПО °C, 24 ч — 0,1;
1500 °C, 3 ч —0-1,0 [17].
Керамические фильтры представляют собой пластины или плиты, изготов-
ленные из огнеупорных материалов и имеющих пористую проницаемую струк-
туру. Об эффективности фильтрования судят по изменению содержания неме-
282
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Рис. 9.13. Сечение промежуточною ковша по перегородке
таллических включений и кислорода. Содержание кислорода снижается в пре-
делах 40-80 % и металл становится чище, особенно по включениям глинозе-
ма. При раскислении стали кремнием содержание силикатных включений после
фильтрования уменьшается примерно на 10 % [28]. Основные свойства филь-
тров приведены ниже:
Основной материал
диоксид циркония глинозем
Кажущаяся плотность, г/см1..........0,89 0,64
Предел прочности при сжатии, МПа.... 7,57 5,38
Химический состав, масс.%:
ZrO2..............................97 —
А 1,0..............................— 99
MgO................................3 2
283
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Таблица 9.14
Физико-керамические свойства фильтров
Показатели Фильтры для
алюминия чугуна стали
Предел прочности при сжатии, МПа >1,0 >3,0 >2,0
Пористость, количество ячеек на 5 см 17-24 <17 217
Размер ячеек, мм 0,8-3,5 2,5-4,5 2,5-3,5
Температура применения, °C 1250 1500 1600
Механизм фильтрования заключается в задержке относительно крупных
включений вследствие потери скорости струи металла. Более мелкие частицы
(микрочастицы) проникают вглубь фильтра и в дальнейшем адсорбируются
структурой фильтра.
ЗАО “Кучинский опытно-керамический завод” выпускает пенокерамичес-
кие фильтры для очистки расплавов алюминия, стали и чугуна от механичес-
ких включений. Характеристика изделий приведена в табл. 9.14 [29].
9.4.1. Механизм износа футеровки промежуточного ковша
Большинство ковшей имеет бетонную футеровку. В службе она испытывает
колебания температуры значительно больше, чем в других агрегатах. В про-
цессе эксплуатации это приводит к различным видам нарушения футеровки,
снижающим сроки эксплуатации промежуточного ковша. Типичная картина
разрушения футеровки промежуточного ковша приведена на рис. 9.14.
Основными видами разрушения футеровки промежуточного ковша являют-
ся [53]: растрескивание и отслаивание; выпучивание; химическое взаимодей-
ствие с материалами покрытия и эрозия.
По данным японских исследователей
Кожух
Огнеупорный
бетон
Арматурный
слой
огнеупорных
изделий
Отслаивание
Трещины из-за
структурного
растрескивания
Трещины из-за
термического
растрескивания
Зона
проникновения
шлака
основным видом износа являются рас-
трескивание и отслаивание, вызываемые
появлением двух видов трещин: верти-
кальных и трещин отслаивания. Верти-
кальные трещины располагаются пер-
пендикулярно рабочей поверхности, а
вторые — параллельно. В наибольшей
степени оба вида трещин проявляются в
Рис. 9.14. Типичная схема разрушения футеровки
промежуточного ковша
284
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
нижней части стен, на участке перехода к днищу. Причинами растрескивания
как правило являются: термическое растрескивание, структурное и усадка.
Термические трещины возникают тогда, когда в футеровке возникают и разви-
ваются термические напряжения, величина которых превышает предел проч-
ности материала футеровки. Величина этих напряжений зависит от градиента
температур в футеровке, а так как для промежуточного ковша он относитель-
но велик (до 1200-1400 °C), то и величина напряжений достигает больших
значений.
Величину возникающих напряжений можно оценить по формуле
<з = ЕаЛТ, (9.1),
где а — напряжения, возникающие в футеровке под влиянием градиента тем-
ператур АГ; АГ — градиент температур; Е — модуль упругости материала фу-
теровки; а — коэффициент термического линейного расширения материала.
Если условно примем для периклазового огнеупора Е ~ 105 МПа, а ~ Ю^К-1 и
для АГ ~ 103 °C, то величина а ~ 102МПа, что значительно больше предела
прочности на растяжение для периклазовых материалов.
Какие трещины возникают первыми зависит от геометрии футеровки. Если
толщина постоянна, а нагреваемая поверхность велика, то определяющую роль
играют напряжения, под влиянием которых возникает вертикальная трещина.
При малой площади поверхности нагрева главными являются напряжения,
вызывающие отслаивание части футеровки.
С увеличением срока эксплуатации количество вертикальных трещин возра-
стает, а размер фрагментов футеровки постепенно уменьшается, достигая не-
которого значения. Величину фрагментов в первом приближении можно оце-
нить расчетом по методам, предложенным в [10].
В процессе службы при термическом погружении в объеме фрагмента про-
исходит накопление упругой энергии деформации, которая затем расходуется
на создание новой трещины. Величина критического размера фрагмента при
термическом разрушении может быть оценена из выражения
7=14Уэф(1-|л)52/ДАГа)2, (9.2)
где Z — величина фрагмента; Уэф — эффективная поверхностная энергия раз-
рушения; ц — коэффициент Пуассона; S — фактор формы; Е — модуль упру-
гости; а — коэффициент термического линейного расширения; АГ — гради-
ент температур.
Для периклазового огнеупора при АГ равном 50 и 100 К, величина Z соста-
вила 58 и14,5 мм соответственно [10].
285
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Напряжения, возникающие в огнеупоре при наличии градиента температур.
Зависят не только от температурного напора (ДГ), но и от кинетики и характе-
ра распространения теплового потока. Знаменатель формулы (9.2) отражает
суммарные напряжения, оцениваемые по потере прочности огнеупора. Так как
значения ДТ, Е и другие величины варьируют в широких пределах, то величи-
на Z может иметь значение больше или меньше приведенных.
Таким образом, в процессе эксплуатации образуются трещины, число кото-
рых увеличивается и усиливается фрагментация футеровки с последующим
ее отслаиванием.
Изменение свойств материала футеровки под влиянием температур и корро-
диентов металлургического производства служит причиной структурного ра-
стрескивания.
В зависимости от условий эксплуатации спекание рабочей футеровки про-
исходит по толщине неодинаково; в наибольшей степени она спекается на кон-
такте с жидкой сталью, а у обратной, со стороны кожуха, значительно меньше.
Механизм влияния этих изменений пока описан качественно.
Расплавы шлака и продукты окисления металла проникают по капиллярам и
порам огнеупора и формируют зоны по толщине футеровки. Глубина проник-
новения расплавов может достигать до 30-50 мм от рабочей поверхности. Наи-
большее проникновение шлака наблюдается в нижней части стенки ковша.
Некоторые вертикальные трещины в футеровке стен промежуточного ковша
относят к усадочным, которые при работе затем заполняются шлаком и метал-
лом. Таким образом создается эффект расклинивания и трещина дополнительно
увеличивается в размере.
Выпучивание футеровки сопровождается образованием зазора со стороны
арматурного слоя. В этом случае возникает опасность проникновения металла
через вертикальную трещину на тыльную сторону рабочего слоя футеровки.
Выпучивание футеровки объясняют потерей продольной устойчивости под
действием термических напряжений, возникающих вследствие линейного рас-
ширения, обусловленного химической реакцией или фазовым превращение в
материале [54]. Выпучивание футеровки уже наблюдается при расширении ее
на 0,125 % относительно длины арматурного слоя. В случае отслаивания в ниж-
ней части возможно выпучивание в верхней части и обрушение.
В процессе эксплуатации футеровка ковша вступает также в химическое вза-
имодействие с шлаком и металлом, в результате чего возможно образование
пригара, пропитывания шлаком слоя покрытия. Степень химического взаимо-
действия определяется составом шлака, проникающего в огнеупор. Глубину
проникновения вязкого шлака в бетон под действием капиллярных сил можно
определить из выражения
286
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
2ц
Vгот cos0
(9-3)
где X — глубина проникновения шлака в огнеупор; г — радиус капилляра;
о — поверхностное натяжение шлака; q — угол смачивания стенки капилля-
ра; т — время; ц — вязкость шлака в капилляре.
В соответствии с уравнением (9.3) уменьшение размера пор и рост вязкости
шлака в порах является эффективным средством сдерживания проникновения
шлака.
Например, введение тонкодисперсного кремнеземистого порошка в огнеупор-
ный бетон позволило увеличить стойкость футеровки с 200 до 242 плавок и
как показали исследования главным образом за счет увеличения вязкости шлака
проникающего в огнеупор [55, 56]. Вязкость шлаков системы СаО - А1:О, -
SiO2 при 1600 °C приведена ниже:
Содержание, масс.% Вязкость, Пз
СаО А12°3 SiO,
30 50 20 4,7
30 40 30 7,8
30 30 40 11,0
Защитная труба, которая располагается между сталеразливочным и проме-
жуточным ковшами предотвращает окисление и турбулизацию потока жидкой
стали и регулирование ее расхода. К защитным трубам предъявляют следую-
щие требования: высокая механическая прочность при повышенных темпера-
турах; стойкость к коррозионному и абразивному износу в контакте с жидкой
сталью и шлаком; стойкость к термическому удару при резком изменении тем-
пературы во время службы.
Из всех свойств стойкость к коррозии в шлаковом поясе является наиболее
важным фактором, определяющим срок службы защитной трубы. Для этого
применяют корундографитовый огнеупор, не содержащий SiO2, который обес-
печивает высокую стойкость к химической коррозии. Однако такой огнеупор
склонен к образованию трещин при многократном использовании или при
неоптимальном режиме разогрева. Причиной появления трещин считают боль-
шой коэффициент термического линейного расширения корундографитового
материала в сравнении с таковым, содержащим плавленый кварц.
Оценку термической стойкости к растрескиванию погружных защитных труб
предложено проводить двумя методами [30]: по показателю термостойкости,
который представляет собой отношение предела прочности при изгибе к моду-
287
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
лю упругости и коэффициенту термического линейного расширения, и по вели-
чине разрушающего градиента температур Д7 при испытании. При резком ох-
лаждении образца на его поверхности образуются трещины из-за термического
удара. Этот метод оценки хорошо подходит для сравнительной оценки термо-
стойкости различных материалов, особенно с учетом фактора формы.
Коррозионную устойчивость защитных труб оценивают путем выдержки
образца трубы в расплаве стали и шлака по величине индекса коррозии, опре-
деляемому как отношение максимальной величины износа образцов к вели-
чине износа образца стандартного состава (эталон).
В отличие от погружных стаканов, от стойкости которых зависит число пла-
вок в серии при серийной разливке металла, защитные трубы можно заменять
при разливке одной серии плавок. Основными критериями при этом является
надежность в момент начала разливки и степень износа при разливке одного
ковша. С учетом этого можно применять не только кварцевые и корундогра-
фитовые, но и другие огнеупорные материалы, которые удовлетворяют требо-
ваниям и являются экономически выгодными.
При выборе материала для защитных труб, необходимо учитывать характер
и механизм разрушения погружных труб при эксплуатации. Примерный ха-
рактер износа и повреждения защитной трубы показан на рис. 9.15. Эрозион-
ный износ трубы происходит не только по наружной на фазовой границе с
металлом и шлаком, но и по внутренней поверхности. Износ внутренней по-
верхности происходит из-за поперечного смещения струи стали под влиянием
частичного перекрытия шиберного зат-
поверхности
-Подсос
воздуха
Эрозия
-посадочной
поверхности
Поломка
шейки
вора, а также завихрения потока метал-
ла внутри трубы вблизи уровня металла
в промежуточном ковше.
Коррозия заметно возрастает при вы-
соком содержании в стали кислорода и
марганца. Это обусловлено более интен-
сивным окислением углерода по реакци-
ям:
Рис 9.15. Схематическое изображение типичных
повреждений защитной трубы
288
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
FeO + С —> Fe + СО и МпО + С —> Мп + СО.
Углерод, содержащийся в защитных трубах, как менее прочный материал по
сравнению с корундом или периклазом, подвергается абразивному износу в
горячем состоянии больше, а стойкость погружных труб к абразивному изна-
шиванию тем выше, чем ниже содержание графита в огнеупоре, но при этом
понижается термическая стойкость изделий, появляется склонность изделий
к термическому растрескиванию в начальный период разливки.
При службе защитных труб верхняя и нижняя часть трубы испытывают раз-
личные нагрузки. Износ верхней части трубы обусловлен в основном ударом
отклоненной струи металла о боковую стенку, а нижней части — химическим
и коррозионным воздействием жидкой стали, в которую погружена эта часть
трубы.
С целью повышения стойкости защитных труб предложено в составе шихт,
из которых формуют изделия, наряду с высоким содержание графита, умень-
шить долю оксидного компонента (корунда) с большим коэффициентом тер-
мического линейного расширения, взамен на соответствующее количество
материала (плавленого кварца) с малым коэффициентом термического линей-
ного расширения [31]. Эффект малого термического расширения проявляется
в большей степени в материале с грубозернистым наполнителем, поэтому в
качестве крупной фракции берут плавленый кварц, а мелкой — глиноземистое
сырье.
Для изготовления защитных труб применяют (по выбору): плавленый кварц,
периклазографитовый, корундографитовый и другие материалы. Участок тру-
бы, контактирующий с расплавами металла и шлака в промежуточном ковше,
иногда выполняют двухслойным, усиленным огнеупорным материалом сис-
темы ZrO2- С с высокой коррозионной стойкостью. При изготовлении защит-
ных труб варьируют их длину, толщину стенок и внутренний диаметр. Отече-
ственные трубы имеют длину от 900 до 1600 мм.
Стойкость кварцевых защитных труб обычно составляет 1 плавку. Если за-
щитная труба при замене сталеразливочного ковша не успеет охладиться до
температуры ниже 500 °C и отсутствует процесс кристаллизации кварцевого
стекла, то стойкость защитной трубы может составить несколько плавок.
Стойкость корундографитовых защитных труб составляет 6-8 плавок и бо-
лее. Однако при разливке марганцовистых сталей кварцевая защитная труба
(толщина стенки 20-35 мм) может не выдержать и одну плавку.
Аморфный кремнезем, из которого изготавливают защитные трубы, а также
погружные стаканы, под действием марганца восстанавливаются до кремния
по реакции 2Mn + SiO2 = 2MnO + Si. Образовавшаяся МпО интенсивно взаи-
10. Кащеев И Д.
289
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Рис. 9.16. Зависимость износа от содержания марганца в ста-
ли (1550-1560 °C, 0,2-0,25 % Si)
модействует с SiO2, образуя легкоплавкие соединения системы MnO - SiO2.
На рис. 9.16 показана зависимость износа кварцевого материала “Glasrock”
[14] от содержания марганца в жидкой стали. На практике это приводит к тому,
что аморфный кремнезем (кварцевое стекло) с определенными ограничения-
ми применяют при разливке стали отдельных плавок с содержанием 0,8-1,5 %
Мп, а при серийной разливке — с содержанием 0,6-0,8 % Мп.
Другие примеси (раскислители) в стали: титан, ванадий, церий и т.д., оказы-
вают аналогичное воздействие на изделия из аморфного кремнезема. Защит-
ные трубы и погружные стаканы из кварцевого стекла обладают обычно боль-
шей стойкостью к воздействию расплава шлаковой смеси при разливке рас-
Таблица 9.15
Свойства защитных труб
Показатель Марка огнеупора
AGL 104 AGL 233 AGL 324 ZG 301*
Массовая доля, %:
C + SiC 33 32 37 Т1
А12О3 44 46 35 —
SiO2 21 17 26 —
ZrO2 — 2 — 68
Кажущаяся плотность, г/см3 2,24 2,27 2,12 3,20
Открытая пористость, % 15,9 15,9 16,1 17,0
Предел прочности при сжатии, МПа 23,2 27,3 19,8 24,0
Предел прочности при изгибе, МПа 8,0 9,5 6,2 7,0
Термическое расширение при 0,26 0,27 0,20 0,33
1000 °C, %
Индекс коррозии:
на поверхности раздела “шлак - 100 75 115 40
металл”
в зоне металла 100 45 120 —
Характерные особенности Стандартные Повышенная Повышенная Применимы без
трубы коррозионная термостойкость предварительного
стойкость подогрева
*Для шлакового пояса.
290
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
кисленных алюминием сталей, чем изделия из корундографитового материа-
ла. При взаимодействии с шлаковым расплавом скорость износа (растворе-
ния) изделий из аморфного кремнезема больше, чем корундографитовых и
определяется вязкостью образующихся расплавов.
Свойства защитных труб, по данным [12], приведены в табл. 9.15.
9.4.2. Погружаемые сталеразливочные стаканы
При разливке стали на МНЛЗ применяют погружаемые стаканы корундоуг-
леродистого (и других углеродсодержащих составов) и кварцевые.
Погружаемый стакан предназначен для защиты расплава металла от окисле-
ния и равномерной подачи его в кристаллизатор МНЛЗ.
Стойкость стаканов в службе зависит от марки разливаемой стали, которые
делят условно на две группы, в зависимости от содержания Мп.
Первая группа включает углеродистые, спокойные, полуспокойные, кипя-
щие и другие марки сталей, содержащие до 0,85 % Мп; вторая — низколеги-
рованные марки сталей, содержащие до 1,8 % Мп. Такое разделение обуслов-
лено химическим взаимодействием марганца и его оксидов с огнеупорными
составляющими материала стаканов с образованием легкоплавких соедине-
ний, снижающих стойкость изделий в службе. При содержании в расплаве стали
менее 0,85 % Мп влияние его на стойкость изделий ограничено.
Поскольку даже незначительные повреждения погружных стаканов может
вызвать серьезные нарушения процесса непрерывной разливки, то при изго-
товлении этих изделий вводят полный контроль на всех этапах производства,
в том числе, методами неразрушающего контроля, включая рентгеновские, с
целью обнаружения любых дефектов.
Кварцевые стаканы используют пр разливке первой группы сталей. Их стой-
кость зависит от пористости и дефектов, образующихся при их изготовлении,
и существенно возрастает при пористости 10-14 %; уменьшении разноплот-
ности, применении высокочистого кварцевого стекла и технологий. Сниже-
ние пористости менее 13 % приводит к падению термостойкости изделий.
Главным достоинством изделий из кварцевого стекла является уникальная
термостойкость, обусловленная низким коэффициентом термического линей-
ного расширения (0,5-0,6)-10-6 °C”1. Кварцевые погружаемые стаканы можно
подводить под струю металла без предварительного разогрева. Кроме того,
они имеют низкую теплопроводность, исключающую настылеобразование в
канале и выпускных отверстиях. Кварцевые стаканы значительно легче, чем
корундографитовые, что создает дополнительные удобства при их эксплуата-
ции.
10'
291
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Расчетный разрушающий градиент температур АГ для кварцевого стакана
составляет 1700 °C, а экспериментальное определение величины АГ находит-
ся в пределах 1000-1300 °C [32].
Основной причиной, вызывающей разрушение стаканов является их струк-
турная неоднородность по объему, обусловленная химическим и фазовым со-
ставом. В процессе службы происходит изменение фазового состава и струк-
туры материала кварцевых стаканов в зависимости от условий эксплуатации и
исходных свойств изделий. Стойкость кварцевых стаканов снижается в 1,5-2
раза на контакте их с шлакообразующей теплоизоляционной смесью, т.е их
стойкость в основном определяется скоростью износа материала в шлаковом
поясе и в меньшей степени эрозией канала, донной части (рассекателя) и ста-
левыпускных отверстий.
При разливке высокомарганцевых и других агрессивных сталей износ квар-
цевых стаканов лимитируется химической коррозией и эрозией материала,
контактирующего с расплавом стали.
Если за критерий износа принять уменьшение толщины стенки наполовину,
то стакан изнашивается после разливки 450-600 т спокойной или 150-200 т
марганцовистой стали.
Кварцевые погружаемые стаканы производят либо методом шликерного ли-
тья суспензий плотностью до 1,80 г/см3 в гипсовые формы при продолжитель-
ности формования до 20 ч и обжигом при 1150-1200 °C, либо способом цент-
робежного формования изделий из высококонцентрированных вяжущих сус-
пензий [33]. Однако по структуре и свойствам кварцевые изделия, изготовлен-
ные методом центробежного формования отливки существенно отличаются
по сравнению со шликерно-литыми. Центробежно-формованные изделия име-
ют пористость 17-20 %, в то время как шликернолитые 12-14 %, но главное
отличие заключается в существенном расслоении зернового состава отливки
по толщине и неравномерной структуре. Расслоение обуславливает в после-
дующем перепад пористости отливки по толщине. Так разница в пористости
между образцами из внутреннего и наружного слоев отливки стакана достига-
ет 9 %. Стаканы центробежно-формованные имеют более крупнопористую
структуру вследствие удаления значительной части высокодисперсных час-
тиц (<5 мкм) после формования.
Особенностью кварцевых стаканов является отсутствие зависимости изно-
состойкости от величины открытой пористости, которое объясняется доспе-
канием материала во время службы, в результате чего стаканы с начальной
пористостью от 13,6 до 19 % через 30 мин имеют пористость на контакте с
металлом 8,5-9,6 %, а также совершенной структурой материала, имеющего в
основном мелкие не сообщающиеся поры.
292
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Таблица 9.16
Физико-химические свойства кварцевых изделий
Показатели Марка изделия
труба KCT стакан КС С стакан КССб труба КСТб* стакан “Glasroc”
Массовая доля, %: SiO2, не менее Ре20з, не более А120з, не более Открытая пористость, % Предел прочности при сжатии, МПа * По ТУ ОАО “Динур”. 98 0,2 1,5 <26 98,3 0,07 1,5 12-18 80-120 98 0,2 1,5 <18 98 0,2 1,5 <26 99,4 8-15 75
Определенное выравнивание пористости стаканов по толщине кварцевых
изделий достигается использованием принципа керамобетонной технологии
путем введения в структуру материала крупной фракции (0,063-1 мм) в коли-
честве 55-60 % при формовании изделий [34]. В этом случае пористость изде-
лий составляет 10-12 %.
Технические условия на кварцевые стаканы и защитные трубы приведены в
табл. 9.16.[35].
Для разливки легированных сталей применяют корундографитовые погру-
жаемые сталеразливочные стаканы с разными модификациями по составу
и конструкции. Корундографитовые стаканы имеют более высокую газопро-
ницаемость в службе, что способствует проникновению кислорода воздуха в
канал изделия и окисление легирующих компонентов стали, увеличивая тем
самым содержание неметаллических включений в стали.
В корундографитовых огнеупорах сочетаются такие специфические особен-
ности основных компонентов, как высокая теплопроводность, химическая
инертность графита и стабильность свойств корунда при высоких температу-
рах. В композиции эти два материала являются наполнителями, а матрицей
служат спекающиеся связки из огнеупорной глины или углеродистая связка
[36].
Стойкость графитокорундовых стаканов, особенно по отношению к марган-
цовистым сталям выше, чем у кварцевых. В отдельных случаях они выдержи-
вают разливку более 700 т стали. Практически эти стаканы не размываются
жидким металлом.
Некоторые физико-химические свойства отечественных и зарубежных по-
гружаемых стаканов и стопор-моноблоков приведены в табл. 9.17 [26].
293
294
Таблица 9.17
Характеристики стопоров-моноблоков и корундографитовых погружаемых стаканов
Показатели БАО “Огнеупоры”, ОАО БКО БАО “Огне- упоры” “Vesuvius” “Shinagawa” “Didier” “Liaonhng Minmetals” (Китаи)
КГ ЦЗС ПУ TS101 TS103 TS238 TS240 G33C1 G22C1 G3M1 G7Z2 Grasanit 30-R 681 Grasetral 20Z691 Stopper rod CLT-A
Массовая доля, %: АЪОз MgO ZrO2 С (Л/Ипрк) Открытая пористость, % Кажущаяся плотность, г/см3 Предел прочности при изгибе, МПа <и я я ® Й - О & s jr О Н ё н у | Е g X О <и *' Указана массовая *2 Для плавленого. *3 Для спеченного Zr Q В * | Стопор-моноблок, | | Д V | । V, о погружаемый стакан ° (Л >70 >12 <20*2 <22 *3 сЗ X о к СО Qfi О сЗ ч а +S1C), Головная часть — 1 Т ^, | | стопора-моноблока м — ° ш Стопор-моноблок, «о У1 t j !J _ 7 ? — о £- .. 3© Т' , "р Ъо о. А, погружаемый стакан Т 1 । о 1 £ Головная часть ».* S " 5 Г ° Ж ° стопора-моноблока ы । 01 । '^ 1 w 1 ,jJ ср 1 00 62-66 0,2 4,5 20- 29,5 12- 18,2 2,6- 2,7 7,5— 13,7 X о я ю о я о 2 & с о и 0,5 0,1 75,7- 80 14- 19 14- 16,2 3,7- 3,84 4,8- 8,8 сЗ X о со 5 оа о сЗ а Стопор-моноблок, ;-J “ й | | и погружаемый стакан ° ср о /Г 67 30*' 15,0 2,65 13,0 ЬЙ о ю о X о S & с о и Головная часть -j J -1 ~ — i а- । — < * | со 1 стопора-моноблока ср о Шлаковая зона '-q 'co S' S II (= Ln L/i - Стопор-моноблок, !J tc cj i -j CJ — O 1 1 Tc погружаемый стакан о Шлаковая зона | оо о о оо II Стопор-моноблок ъ Ъ w оо 1 1 о Погружаемый ч> - ы | | д стакан ° °° Шлаковая зона J ы w II
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
9 4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Таблица 9.18
Характеристика шлакообразующих смесей
Температура плавления, °C Д/Ипрк при 900 °C, % Массовая доля, %
le-Оз А12О, СаО MgO Na2O К2О F SiO2
1220±43 8,23 1,43 4,65 37,50 1,49 4,26 1,98 10,00 30.73
1210±43 22,90 4,56 13,36 23,00 1,33 2,77 1,41 4,38 25,35
1260±41 23,72 1,36 4,28 26,90 10,40 2,33 4,98 6.75 30,08
1300±39 7,81 2,07 9,46 29,15 2,21 4,53 2,42 8,37 32,29
1450±35 10,36 2,74 5,92 31,15 1,31 6,80 2,48 11,18 28,30
Корундографитовые стаканы перед разливкой необходимо предварительно
разогреть до 1100-1200 °C, что объясняется их невысокой термостойкостью.
В процессе эксплуатации наблюдается износ стаканов в шлаковом поясе и
затягивание отверстий неметаллическими включениями [36]. В процессе раз-
ливки металла на его поверхности в кристаллизаторе формируют покрытие из
шлакообразующей смеси, в состав которой входят нефелин, флюорит, графит,
портландцемент и др. (табл. 9.18).
Наличие агрессивного шлака в промежуточном ковше и кристаллизаторе
вызывает локальные разрушения стопор-моноблоков и погружаемых стака-
нов [37, 38].
Для повышения коррозионной стойкости корундографитовых стаканов в зоне
контакта с теплоизоляционной засыпкой разработаны специальные стаканы с
двух или многослойными стенками в этой зоне, наружные слои которых вы-
полнены из коррозионностойкого материала, например ZrO2, ZrO2 + С, шпи-
нель и т.п.(рис. 9.17).
Затягивание канала стакана и выпускных отверстий неметаллическими вклю-
чениями особенно проявляется при разлив-
ке стали с повышенным содержанием алю-
миния. В этом случае затягивание часто яв-
ляется одной из причин прекращения эксп-
луатации стакана. Неметаллические включе-
ния, налипающие на стенки стакана, пред-
ставлены алюминатами кальция и частичка-
ми оксида алюминия. Их размеры колеблют-
ся в пределах 3-30 мкм. Конгломерат из слип-
Рис. 9.17. Схема защиты корундографитовых стаканов
295
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Рис. 9.18. Влияние растворенного алюминия и температуры жидкой стали на зарастание сталеразли-
вочного стакана. Зарастание: — легкое; — среднее; — интенсивное. А — зона, в которой разливка
идет без прожигания и В — зона, в которой разливка идет с прожиганием стакана кислородом
шихся частиц пропитан застывшим металлом, герцинитом и стеклофазой.
На рис. 9.18 показано влияние концентрации алюминия и температуры жид-
кого металла на зарастание сталеразливочного стакана. При содержании ра-
створенного алюминия более 0,2 % и при низкой температуре жидкой стали
часто происходит зарастание отверстия.
В процессе разливки стали в стакане образуется турбулентный поток, а в
области, примыкающей к стенкам стакана — ламинарный. Температура гра-
ничного слоя ниже, чем температура жидкой стали. Скорость потока в гранич-
ном слое, из-за его повышенной вязкости, также меньше и поэтому здесь про-
исходит скопление и отложение продуктов раскисления. Под воздействием кис-
лорода воздуха происходит окисление этого слоя и образуются оксиды (FeO,
МпО, А12О3 и др.), которые взаимодействуя, отлагаются на поверхности кана-
ла стакана.
Для предотвращения зарастания стакана прежде всего необходимо умень-
шить толщину граничного слоя, а для этого надо: увеличить диаметр стакана,
повысить скорость потока жидкой стали и уменьшить ее вязкость, а также чтобы
296
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
уменьшить работу адгезии, необходимо повысить температуру разливаемой
стали. Например, показано, что чем выше температура подогрева разливочно-
го стакана, тем меньше отложений в канале стакана [51].
Для борьбы с затягиванием каналов стаканов неметаллическими включени-
ями применяют различные меры, которые условно делят на две группы. К пер-
вой группе относят мероприятия по совершенствованию огнеупорного мате-
риала стаканов (разработке новых составов шихт, введению различных доба-
вок и др.). Наряду с корундографитовыми стаканами перспективными счита-
ют стаканы из шпинельнографитового состава, содержащие масс.%: С 28,3;
MgO 16,4; А12О3 48.1; SiC 4,6. Шпинель превосходит глинозем по стойкости к
коррозионному воздействию основного шлака и FeO, а коэффициент терми-
ческого расширения шпинели того же порядка, что и у глинозема, и меньше,
чем у MgO. При сравнении корундографитового, состава, масс.%: С 28,5; А12О3
65,7; SiC 4,7 и шпинельнографитового огнеупоров по шлакоустойчивости, стой-
кости к эрозии сталью и термостойкости, следует, что последний обладает
лучшим сочетанием этих свойств [52]. После эксплуатации корундографито-
вого стакана на его рабочей поверхности наблюдается оплавленная структура
с вымыванием зерен наполнителя. В отличие от этого в шпинельнографито-
вом огнеупоре имеет место вымывание углерода на рабочей поверхности, но
шпинельный наполнитель сохраняет плотность, и рабочая поверхность оста-
ется гладкой.
Ко второй группе относят технические мероприятия: продувка инертного
газа через прорези и пористые пробки в стенках стакана. При вдувании инер-
тного газа усиливаются потоки металла, направленные вверх, и создаются бла-
гоприятные условия для всплывания включений. Конструкция такого погруж-
ного стакана приведена на рис. 9.19, а свойства материалов для изготовления
таких стаканов приведены в табл. 9.19.
Существуют и другие способы подачи инертного газа в
стакан путем вдувания через пористое кольцо, стопор-
моноблок, микропористую пробку, кольцеобразную по-
лость [39].
Практика эксплуатации стаканов свидетельствует, что
глиноземистые включения налипают по всей длине ста-
кана, поэтому для уменьшения затягивания канала необ-
ходимо формирование тонкой газовой пленки между ста-
Рис. 9.19. Пример конструкции погружного стакана с прорезями: 1 — уча-
стки, прилегающие к прорезям (материал AGP 336); 2 — собственно ста-
кан (AG 232); 3 — шлаковый пояс (ZG 347)
Аргон
297
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Таблица 9.19
Свойства погружных стаканов
Показатели Виды огнеупоров
Графит - А12О, - SiO2 Графит ~ZrO2*
AG 109 AG 232 AGP 319** AGP 336** ZG51 ZG 149 ZG347
Массовая доля, %: C + SiC 25+9 27+8 26+6 26+6 17+10 12+6 8+6
А12О3 40 52 42 47 — — —
SiO2 18 10 24 24 — — —
ZrCb 7 — — — 67 77 82
Кажущаяся плотность, г/см3 2,25 2,30 2,18 2,28 3,30 3,64 3,90
Открытая пористость, % 17,2 17,5 19,5 18,7 17,0 18,3 15,7
Предел прочности при 23,0 25,0 20,0 18,0 26,0 23,0 53,5
сжатии, МПа Предел прочности при изгибе, МПа, при температуре: 20 °C 7.3 8,5 5,4 5,0 8,0 6,0 10,0
1400 °C 7,0 8,0 4,0 3,0 5,5 4,5 —
Термическое расширение при 1000 °C, % 0,26 0,34 — 0,40 0,42 0,46
Модуль упругости, х103 МПа — — 7,7 7,6 10,0 23,0 16,9
Индекс коррозии: в зоне металла 100 90 — — — — —
на поверхности раздела “засыпка - металл” 100 — — — 31 27 17
Отличительные особенности — Для разливки — — — С повышенной
* Для шлакового пояса. ** Для у застков, сталей, раскисленных алюминием прилегающих к зрорезям. коррозионной стойкостью
лью и стенками стакана. При продувке газа через головку стопор-моноблока
это не удается.
Затягивание может быть уменьшено путем увеличения внутреннего диамет-
ра канала (при этом интенсивность службы увеличивается, так как для полно-
го зарастания требуется больше времени.
Зарубежные формы [26] вводят добавки BN, ZrB2 и др. с целью снижения
отложений и налипания А12О3 на стенки стаканов. Добавки образуют с А12О3
соединения с более низкой температурой плавления: например цирконат каль-
ция (CaO ZrO2) образует с А12О3 алюминат кальция. В этом случае внутрен-
нюю поверхность стенки канала выполняют из цирконоизвестковографитово-
го материала (ZrO2 - СаО - графит) с использованием в качестве заполнителя
298
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
CaOZrO2. За счет разложения при высокой температуре цирконата кальция
происходит выделение СаО, которая адсорбирует А12О3 и образует легкоплав-
кие соединения. Последние легко уносятся потоком стали. Процесс разложе-
ния CaO ZrO2 интенсифицируется, если в состав шихты ввести SiO, (до 9 %), а
эффективность покрытия возрастает [42]. Так индекс адгезии, характеризую-
щий количество глиноземистых включений при температурах 1540 и 1580 со-
ставил 0,22 и 0,75, соответственно, по отношению к стандартному, не содер-
жащему SiO2, принятому за 1.
В связи с многообразием условий применения разработано большое количе-
ство различных конструкций погружаемых стаканов. Некоторые из них пред-
ставлены на рис. 9.20. Наибольшее распространение получили стаканы, кото-
рые быстро заменяются в ходе разливки.
В местах стыковки погружного стакана с конической частью стакана-кол-
лектора не всегда обеспечивается герметичность внутреннего канала. Поэто-
му в съемных конструкциях происходит подсос воздуха,обусловленный ин-
жектирующим действием струн. Полная герметизация достигается установ-
кой удлиненного погружного стакана непосредственно в промежуточный ковш
с дополнительным монтажом вкладыша-дозатора внутри стакана. Такие ста-
каны должны обладать высокой надежностью, сравнимыми с остальными ог-
неупорными элементами всего тракта разливки металла.
Рис. 9.20. Конструкция погружаемых стаканов' а — сквозной; б — с
двумя боковыми отверстиями; в — с четырьмя боковыми отверстиями,
г — типа “якорь”, д — специальной конструкции, предотвращающей
прорыв корки слитка
Рис. 9.21. Применение уплотняющих дисков: 1 — нижний стакан; 2 — плиты
скользящего затвора; 3 — ковшевой стакан, 4 — уплотняющие диски, 5 —
погружной разливочный стакан
299
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Для уплотнения в местах стыковки применяют различные пластические мас-
сы,эластичные огнеупорные материалы (ЭЛОМ) в виде плоских заготовок раз-
личной толщины [40], уплотняющие диски [41]. Схема уплотнения узла дози-
рования металла представлена на рис. 9.21. В материал уплотняющих дисков
введен алюминиевый порошок с целью поглощения кислорода, который по-
пал в диск, зажатый между изделиями, и герметизации в горячем состоянии за
счет объемного расширения при окислении алюминия.
9.4.3. Стопор-моноблоки, стаканы-дозаторы и стаканы-коллекторы
Истечение стали через стакан-дозатор регулируют стопор-моноблоком. К
материалу для производства стопора-моноблока предъявляют следующие тре-
бованиям: высокие коррозионная устойчивость против воздействия струи
жидкого металла и термическая стойкость. Изделия должны быть прочными
на изгиб, особенно в местах крепления.
В наибольшей степени этим требованиям отвечают изостатически прессо-
ванные материалы на основе корунда и графита.
Стопор-моноблок представляет собой обожженный корундографитовый стер-
жень длиной до 1,5 м и диаметром 100 мм, один конец которого остроконеч-
ный или сферической формы выполняет роль пробки. Стопор-моноблок мо-
жет быть замечен шиберным затвором. Стопор-моноблок не требует естествен-
ного охлаждения, однако вертикальный внутренний канал позволяет подавать
в металл инертный газ (аргон), что замедляет процесс затягивания каналов
стакана-дозатора и погружаемого стакана. Изделия с усиленной головной час-
тью изготовляют из периклазоуглеродистых и цирконистоуглеродистых мате-
риалов. В табл. 9.20 и 9.21 приведены характеристики стопор-моноблоков ряда
изготовителей.
Отечественной промышленностью выпускаются стопоры-моноблоки с тре-
мя видами креплений: шплинтовое (штырьковое), с керамической резьбовой
втулкой и с резьбой внутри канала стопора (рис. 9.22) [43]. Керамическая резь-
бовая втулка позволяет производить продувку аргоном продувочного тракта
для предотвращения зарастания каналов разливки стали от неметаллических
включений, особенно сталей раскисленных алюминием. Стойкость стопоров-
моноблоков с усиленной головной частью достигает 10 плавок, обычных, се-
рийно изготовляемых — 4-5 плавок. Стопор-моноблок с усиленной головной
частью в сравнении с обычными имеет технические показатели, приведенные
в табл. 9.21. конструктивно подвод аргона в изостатически сформованный сто-
пор-моноблок осуществляют либо напрямую через стойку-держатель, либо
через боковой подвод (по системе “байпас”) (рис. 9.23) и зависит от способа
300
Свойства стопоров-моноблоков и газопроницаемых вставок
Таблица 9.20
Показатель Россия Фирмы “Везувиус” OAMAG Фирмы “Сирма”
стопор- моноблок по ТУ 14- 8-371-87 головная часть (разработка ВИО) газопроницае мая вставка (разработка ВИО) стопор- моноблок головная часть газопрон ицаемая вставка стопор- моноблок головная часть стопор- моноблок головная часть газопро- ницаемая вставка
Массовая доля, %
А12О, 65-68 — >90 50-56 — >90 52-70 — 52-54 — 92-94
С 15-16 10 — 28-33 15,3 — 20-22 20 29-31 5-7 —
SiO2 8-12 8-12 — 14-18 15,0 — — — 13-15 — —
ZrO2 — 70-72 — — — — — 70 — 83-85 —
MgO — — — — 72,4 — — — — — —
Открытая пористость, % 16-20 18-20 28-31 16-20 17,5 26-32 17-18 17 13-15 10-12 25-27
Газопроницаемость, мкм2 — >20 — — — — 10
9 4 Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Таблица 9.21
Сравнительные технические характеристики корундографитовых стопор-моноблоков
Показатели Стопор-моноблок
традиционный с повышенной прочностью
Массовая доля, %:
АЬОз 65 75
С (Атпрк) 20 15
Открытая пористость, % 20 13
Предел прочности при сжатии, МПа Не нормирован 50
Рис. 9.22. Виды крепления стопоров-моно-
блоков
Рис. 9.23. Схема подвода аргона: а —
напрямую; б — боковой подвод
крепления стопоров-моноблоков в стойке держателя. Выход аргона из яблока
стопора возможен как напрямую, так и через пористую вставку.
Основным видом разрушения стопора-моноблока в службе является износ
эрозией в шлаковом поясе (рис. 9.24). На поверхности зеркала металла фор-
мируются легкоплавкий расплав, относящийся к системе СаО - SiO2 - CaF2 -
Na2O. Дополнительное воздействие кислорода вызывает окисление графита,
способствуя интенсивному разрушению корундографитового материала. Ин-
тенсивное растворение стопора-моноблока по границе “Огнеупор - шлак -
металл” объясняют возникновением конвекции вследствие возрастания ско-
рости растворения. Причину конвекции усматривают в неодинаковом поверх-
ностном натяжении на границе раздела фаз, обусловленном перепадом темпе-
ратур и концентраций.
302
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Рис. 9.24. Схема эрозии стопор-моноблока (7) в
шлаковом поясе
Рис. 9.25. Взаимосвязь поверхностных натяже-
ний на границе раздела трех фаз: 1 — шлак; 2
— металл; 3 — образец (массо-поток)
Соотношение величин поверхностных натяжений на границе фаз 1, 2 и 3 и
движущей силой определяют из выражения: До = О2] - (о2. + о3|), где <?21, с23 и
<53] — поверхностное натяжение на разделах трех фаз (7 — шлак, 2 — металл,
3 — огнеупор). В зависимости от знака До меняет направление потока (потоки
Марангона) (рис. 9.25).
Показано, что скорость коррозии огнеупоров на границе трех фаз больше,
чем в объеме, а зависимость соотношения скоростей растворения (поверхнос-
тной и объемной) является линейной и малозависящей от времени коррозии,
т.е. отношение интенсивностей скоростей растворения у поверхности распла-
ва на границе трех фаз и плотностной (в объеме) практически не зависит от
пористости (структуры) материала и определяется только гидродинамически-
ми условиями течения расплава на фазовой границе*.
Графит стопор-моноблока на границе фаз не только окисляется, но и хими-
чески взаимодействует с компонентами шлака, образуя карбиды и восстанав-
ливая FeO до железа. Во всех случаях возникают большие градиенты (Д<5) по-
верхностного натяжения на границе раздела фаз, так как карбиды и закись
железа обладают большой поверхностной активностью, а образующийся СО2
вызывает дополнительную конвекцию расплава [44].
Вязкость системы, состоящей из жидкости и твердых частиц, при увеличе-
нии концентрации последних до 30 % (объемных) возрастает в 4 раза [45], что
* Кащеев И. Д. Коррозионноустойчивые огнеупорные материалы для металлургических про-
изводств // Дисс. на соискание ученой степени докт. техн. наук. — Екатеринбург, 1996. — 52 с.
303
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
неизбежно увеличивает толщину вязкого слоя. Время диффузии ионов через
этот слой увеличивается. Вязкость поверхностного слоя повышают путем вве-
дения в корундографитовые ма^сы BN, ZrO2, ZrC и др. Добавки BN к корун-
дографитовым массам уменьшают износ погружаемых стаканов в 3~4 раза [14].
Максимальная скорость износа стопора-моноблока приходится на первые плав-
ки, после чего скорость растворения материала стопора заметно снижается.
Остаточная толщина стопора за 7 плавок уменьшается при этом с 62 до 50 мм
[46].
Стакан-дозатор применяют на МНЛЗ, у которых отсутствуют стопорные или
шиберные затворы. Так как струя металла не регулируется, то диаметр канала
во время работы не должен изменяться и обеспечивать постоянство скорости
истечения металла из промежуточного ковша в течение всего периода разлив-
ки.
При выборе материала стакана-дозатора необходимо учитывать износоус-
тойчивость огнеупора в зависимости от вида разливаемой стали, скорости,
длительности и температуры разливки. Основными материалами для произ-
водства являются корунд и графит. Свойства корундографитовых стаканов-
дозаторов производства ОАО “Боровичский комбинат огнеупоров” приведе-
ны в табл. 9.22 [47].
В отличие от зарубежных технологий широко использующих дефицитное и
дорогое сырье (циркон, ZrO2) в отечественной практике производства приме-
няют корунд и графит. Свойства корундографитовых стаканов-дозаторов ана-
логичного состава приведены в табл. 9.23 [48]. Наиболее изнашиваемую часть
стакана (вкладыш) изготовляют из износоустойчивых материалов, например,
системы ZrO, - С, ZrSiO4 - С и др.
Таблица 9.22
Свойства корундографитовых стаканов-дозаторов производства
ОАО “Боровичский комбинат огнеупоров” [47]
Показатели Марка стакана-дозатора
КГ-60 КГ-75 КГ-80 кги
Массовая доля, % АЬОз С (по потере массы) Открытая пористость, % Предел прочности при сжатии, МПа Кажущаяся плотность, г/см3 Максимальная высота изделий, мм 75-77 15-17 14-17 18-22 2,70 290 78-82 6-9 16-18 18-22 2,95 300 80-87 7-9 9-13 25-30 3,05 350 80-87 7-9 9-13 25-35 2,95 470
304
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Таблица 9.23
Свойства корундографитовых стаканов-дозаторов
Показатель Стаканы-дозаторы ТУ 14-8-238-77 на стаканы- дозаторы [48]
фирмы “Везувиус” фирмы ‘Сирма” отечественные (фактические данные)
Массовая доля, %:
А12О3 56 50-52 77 >60
С 30,2 30-32 15,6-17,3 >15
Открытая пористость, % 18,8-19,1 14-16 14,3-17,8 <18
Кажущаяся плотность, % 2,30-2,35 2,20-2,30 2,70 —
Предел прочности при сжатии, Н/мм2 7,5-20,9 20 18-22 —
Основные формы дозаторов представлены на рис. 9.26. Если дозаторы изго-
товляются из двух материалов, то отдельно изготовленные детали из разных
материалов при сборке соединяются с помощью специального высокотемпе-
ратурного клея.
Корундографитовые материалы являются основой изготовления практичес-
ки всех видов изделий для МНЛЗ. В табл. 9.24 приведены некоторые техни-
ческие характеристики корундографитовых материалов, производимых Бог-
дановическим АО “Огнеупоры”.
Стаканы-коллекторы скользящих затворов являются согласующим элемен-
том между подвижной плитой шиберного затвора и погружным стаканом. К
стаканам-коллекторам предъявляют такие же требования, как и к погружным
стаканам.
Процесс разливки стали через шиберный
затвор в значительной степени определяется
качеством стаканов-коллекторов, как прави-
ло склонных к зарастанию металлическими
и неметаллическими фазами, а у входного
отверстия стакана-коллектора образуется на-
Рис. 9.26. Основные формы дозаторов: а — коническая
(устанавливаются изнутри); б — коническая (устанавли-
ваются снаружи); в — цилиндрическая (устанавливаются
изнутри); г — вставка-дозатор; д — двухкомпонентный
дозатор с высокостойкой цилиндрической вставкой; е —
двухкомпонентный дозатор с высокостойкой конической
вставкой; ж — составной дозатор с высокоизносостой-
ким покрытием; з — дозатор в комплекте с гнездовым
кирпичом; I — вставка; 2 — износостойкий слой
I
е ж
в
д
з
305
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Таблица 9.24
Техническая характеристика стопор-моноблоков, стаканов-дозаторов
и погружных стаканов Богдановического АО “Огнеупоры”
Показатели Стопор-моноблок Погружной стакан Стаканы-дозаторы
КГ КГ КГПС-65 КГС 80/65 КГ 72 КГ 72/82А
Массовая доля, %: А^Оз 70* 65 65 80/65 75/82 75
С (А???прк) 7-8 15 15 (7—10)/15 9/15 9
Пористость, % 12 20 19 15/18 15/24 12
* Содержание MgO.
Таблица 9.25
Свойства стаканов-дозаторов и стаканов-коллекторов
Показатели Марка: ПШУС-2-СКП, ПШУС-2-СДП
Массовая доля, %: MgO, не менее АЬОз С (Дтипрк) Плотность кажущаяся, г/см3 Пористость открытая, % Предел прочности при сжатии, МПа, не менее* * Для ПШУС-2-СДП — факультативно. 50 21 8-12 2,87 8,0 3,0
Таблица 9.26
Основные показатели изделий для разливки стали
Изделия Содержание, масс. % Кажущаяся плотность, г/см3 Открытая пористость, % Предел прочности при сжатии, Н/мм2 Г арантийная стойкость
MgO АГО-, с
Гнездовые блоки AMN-87 80 — 3 2,95 3,0 40 9000 т
Стакан ACN-75 — 85 3 3,00 10,0 78 2600 т
Сменная вставка ACN-75 — 85 3 3,00 10,0 78 750 т
Шиберные плиты ACZ-70-7 6*1 70 7 3,05 10,0 125 2 плавки
Стакан-коллектор LT-85 Защитная труба MLN-45: — 85 3 3,00 13,0 65 2 плавки
тело — 40 30 2,20 18,0 20 600 мин
продувочная вставка*2 — 85 — — — — 600 мии
Стопор-моноблок АС-60 — 60 15 — 18,0 5‘3 720 мин
Стакан-дозатор ACS-60-15 Погружаемый стакан MSN-46: — 60 15 2,45 18,0 — 800 мии
тело — 47 28 2,27 20,0 6*3 6 плавок
шлаковый пояс 60'1 — 17 3,50 17 7*3 6 плавок
1 Содержание /гОг- *2 Проницаемость 150 л/мин при избыточном давлении 0,1 МПа. *3 Предел прочности при растяжении.
306
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
стиль. Это в значительной степени усложняет процесс разливки стали. Зарас-
тание канала обуславливает необходимость прожигания их кислородом, что
увеличивает длительность разливки, изменяет профиль канала стакана, ухуд-
шает организацию струи металла, нарушает стабильность разливки из-за умень-
шения ее скорости во время прожигания.
Некоторые свойства стаканов-коллекторов и стаканов-дозаторов производ-
ства ОАО “Динур” приведены в табл. 9.25, которые изготовлены с использова-
нием плавленой шпинели.
Зарубежные фирмы-изготовители огнеупорной продукции осуществля-ют
комплектную поставку огнеупоров для всего сталеразливочного тракта. Ши-
рокий ассортимент изделий позволяет формировать огнеупорную футеровку
сталеразливочного устройства МНЛЗ с оптимальной стойкостью. В табл. 9.26
представлен перечень изделий для разливки стали, поставляемой фирмой
“Mayerton” [46].
Изделия прошли широкую апробацию на разных металлургических пред-
приятиях России (ММК, Северсталь, НТМК и др.). Одновременно испытыва-
лись: стартовая смесь BYS-2, содержащая, масс. %: SiO2 > 94,5; А12О3 2,1-2,7;
R2O 1,5-2,5; влажность смеси 0,3 %, остаток на сите 2 мм 5 % и смазка для
шиберных плит, содержащая углерод, минеральное масло и глинозем (жидкая
смесь вязкостью 0,8-2 Па с, плотность 1,3 г/см3 и pH равным 8,3). Смазка пред-
назначена для повышения износоустойчивости шиберных плит, снижает уси-
лие открывания затвора и залечивает дефекты в плите (царапины, микротре-
щины, шероховатости и т.п.). Толщина наносимого слоя зависит от способа
нанесения и составляет, мм: кистью 0,03-0,05; валиком 0,12-0,15 и пульвери-
затором до 0,3.
Некоторые виды изделий и их свойства, предназначенные для разливки ста-
ли, производимых фирмой “Vesuvius”, приведены в табл. 9.27.
9.4.4. Защита углеродсодержащих изделий от окисления
Защитные корундографитовые трубы, погружные стаканы, стаканы-коллек-
торы, стопоры-моноблоки работают в условиях контакта с кислородом возду-
ха. Высокая теплопроводность графитсодержащих материалов и небольшая
толщина стенок изделий предопределяет высокую температуру с внешней сто-
роны. В этих условиях происходит интенсивное окисление графита и углерод-
содержащей связки, вызывая осыпание зерен огнеупорного материала.
Для защиты от окисления в процессе производства погружные стаканы, сто-
пор-моноблоки и другие изделия защищают высокотемпературной глазурью.
Выбор состава глазури и технология ее нанесения определяются составом
материала изделий.
307
Состав и свойства изделий для разливки стали фирмы “Vesuvius” [50]
308
Таблица 9.27
Марка Описание Массовая доля, % Кажущаяся пористость, % Кажущаяся плотность, % Истинная плотность, г/см3
А12О3 С SiO2 ZrO2
LS Глиноземграфитовая изостатически прессованная труба для защиты струи металла между ковшом и промковшом 50-56 28-33 14-18 — 16-20 2,3-2,4 2,8-2,9
LSA То же, с продувкой аргоном. Аргон подается в кольцевую канавку в верхнем фланце трубы и через 6 прорезей ниже литника ковша вводится в струю металла. Аргон подводится через муфту на фланце LSA 50-56 28-33 14-18 —- 16-20 2,3-2,4 2,8-2,9
RR Стопор-моиоблок изостатического прессования глиноземграфитового состава. Стопор защищен с поверхности специальной глазурью. Через внутреннюю полость можно подавать аргон 50-56 28-33 14-18 — 16-20 2,3-2,4 2,8-2,9
RR-PS вставка Стопор-моноблок со специальной пористой вставкой в головке стопора. Пористая вставка способствует равномерному распределению аргона, а его избыточное давление предотвращает подсос воздуха 50-53 >90 % 28-33 14-18 — 16-20 23-32 2,3-2,4 2,48-2,58 2,8-2,4 3,45-3,55
RR-Z головка Стопор-моноблок с износостойкой головкой из диоксида циркония. Это комбинированный стопор-моноблок. Головка имеет длительный срок службы и устойчива при разливке высокоагрессивных сталей 50-56 1-2 28-33 14-18 5-7 75-80 16-20 14-20 2,3-2,4 3,6-3,9 2,8-2,9 4,6-4,8
SEN Погружной стакан, соединяющий промежуточный ковш с кристаллизатором. Направляет струю металла в кристаллизатор и предотвращает окисление металла. С поверхности покрывается глазурью 50-56 28-33 14-18 — 16-20 2,3-2,4 2,8-2,9
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
309
Продолжение табл.. 9.27
Марка Описание Массовая доля, % Кажущаяся пористость, % Кажущаяся плотность, % Истинная плотность, г/см3
А120з С SiO2 ZrO2
Argon SEN Погружной стакан с подводом аргона. Может изготовляться как с защитной манжетой из диоксида циркония в шлаковом поясе, как и без нее 50-56 28-33 14-18 — 16-20 2,3-2,4 2,8-2,9
INSERT SEN Погружной стакан с износостойкой насадкой. Насадка из диоксида циркония увеличивает срок службы. В зависимости от марки стали материал вставки может меняться. Кроме ZrO2 она может быть из MgO. Стакан может иметь шлакозащитное кольцо (Sen-Z) 50-56 28-33 14-18 16-20 2,3-2,4 2,8-2,9
Sen-Z вставка Погружной стакан с шлакозащитным кольцом из ZrO2, которой впрессовывается в графито-глиноземистый стакан в районе зеркала расплава. С поверхности покрыт специальной глазурью от окисления воздухом 50-56 1-2 28-33 14-18 5-7 75-80 16-20 14-20 2,3-2,4 3,6-3,9 2,8-2,9 4,6-4,8
TN-HZ вставка Промежуточный стакан с вставкой из диоксида циркония для промежуточного ковша. Вставка из ZrO2 увеличивает срок службы стакана. Рекомендуется одновременно использовать стопор-моноблок типа RR-Z. 50-56 1-2 28-33 14-18 5-7 75-80 16-20 14-20 2,3-2,4 3,6-3,8 2,8-2,9 4,6-4,9
SES Тонкостенный погружной стакан для малых кристаллизаторов. Толщина стенки 10 мм и менее 50-56 28-33 14-18 — 16-20 2,3-2,4 2,8-2,9
SES-Z Тонкостенный погружной стакан со шлакозащитной зоны из ZrO2; установлен в районе шлака. С поверхности стакан покрыт глазурью 1-2 5-7 75-80
9.4. Огнеупоры для установок непрерывного литья заготовок
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
Особенно сильное окисление происходит в период предварительного подо-
грева стаканов и стопоров-моноблоков перед началом литья. Эту стадию про-
цесса считают одной из главных этапов, влияющих на срок службы огнеупо-
ров. Предварительный подогрев приводит к уменьшению термического удара
перед началом литья. Длительность и скорость подогрева в этот период явля-
ются основными факторами, определяющими процесс подогрева. Недостаточ-
ное время подогрева может вызвать появление трещин от термического удара,
а излишнее — способствует окислению углерода.
Максимальное окисление углерода и другие физические изменения проис-
ходят при температуре 550-950 °C. С целью уменьшения энергетических и
материальных затрат необходимо быстро пройти этот температурный интер-
вал. При достижении температуры 1200 °C стопор-моноблок и погружной ста-
кан выдерживают 30 или 60 мин для завершения процесса подогрева. Важно
отметить, что изделия перед подогревом должны быть высушены до остаточ-
ного содержания влаги не более 0,5 %.
Состояние глазурного покрытия зависит от плотности сформованного угле-
родистого изделия. Чем плотнее изделие, тем более плотной получается гла-
зурное покрытие без каких-либо поверхностных дефектов. Уменьшение плот-
ности сформованных изделий вызывает появление открытых пор и отсутствие
монолитной стеклообразной поверхности (табл. 9.28) [49].
Как следует из данных табл. 9.28, при нагреве из менее плотного изделия
происходит удаление некоторых оксидов, восстанавливающихся под влияни-
ем СО при высоких температурах. Богдановичское АО “Огнеупоры” применя-
ет глазурь, которую приготавливают мокрым помолом смеси компонентов, масс
%: красной глины (22-25), пегматита (5-6), боя стекла (17-19), кварцевого песка
(13-15), карбида кремния (2,5-3,5), сульфитно-спиртовой барды плотностью
1,20-1,25 г/см3 (2,5-3,0) и воды (32-34) [36]. Высушенные после покрытия
глазурью изделия обжигают при температуре 1350 °C.
Таблица 9.28
Химический состав защитного слоя глазури после нагревания стопор-моноблока
при 1200 °C в течение 4 ч
Стопор- моноблок Плотность, г/см3 Массовая доля, %
Na2O MgO А120з SiO2 РзО, К2О СаО СГ2ОЗ MnO FeO CoO
А 2,54 0,89 4,18 30,74 40,18 3,32 2,04 3,02 12,03 0,34 1,49 1,79
В 2,40 1,04 2,11 11,58 74,39 — 5,45 1,76 — — — 3,67
310
Список литературы к главе 9
Список литературы к главе 9
1. Стрелов К К., Кащеев И. Д., Мамыкин А. П. Технология огнеупоров. — М.: Ме-
таллургия. — 528 с.
2. Великин Б. А., Карклит А. К., Колпаков С. В., Кузнецов Ю. Д., Полонский Ю. А.
Футеровка сталеразливочных ковшей. — М.: Металлургия, 1990. — 248 с.
3. Стрелов К. К. Теоретические основы технологии огнеупорных материалов. — М.:
Металлургия, 1985. — 480 с.
4. Золотухин В. И., Соломин Н. П, Головко А. Г., Полубесов С. Г. Быстросменные
огнеупоры для шиберных затворов нового поколения // Огнеупоры и техническая ке-
рамика. 2001. № 11. С. 30-35.
5. Золотухин В. И., Соломин Н. П, Полубесов С. Г. Шиберные системы нового поко-
ления // Металлург. 2000. № 1. С. 40-42.
6. Кулик А. Д. Основные проблемы шиберной технологии разливки стали // Сталь.
2001. №2. С. 13-15.
7. Симонов К. В., Шубин Г. А., Кукушкин А. П. и др. Скользящие затворы для раз-
ливки стали // Экспресс-информация. Сер. 11. “Огнеупорное производство”. Вып. № 1.
— М.: Черметинформация, 1975. — 12 с.
8. Shiraishi К., Matsumoto Т. Sliding Gate Equipment for Ladle // Taikabutsu Refractories.
1997. V. 49. № 1. P. 16-20.
9. Жуковская A. E., Козелкова И. И., Андреева Т. В. Оксидно-углеродистые плиты
для шиберных затворов // Новые огнеупоры. 2003. № 7. С. 13-16.
10. Стрелов К. Н., Кащеев И. Д. Теоретические основы технологии огнеупорных
материалов. — М.: Металлургия, 1996. — 608 с.
11. Inou К., Akamine К., Sasaka I. Influence of metalic silicon on properties of burnt sliding
nozzle plate // Taikabutsu Refractories. 2002. V. 54. № 5. P. 252-256.
12. Naruze T. Trend of Steelmaking Refractories // Transactions of the Iron and Steel Institute
of Japan. 1984. V. 24. № 10. P. 783-798.
13. Черная металлургия зарубежных стран и России // Научные труды Центральный
НИИ информации и технико-экономических исследований черной металлургии (ОАО
«Черметинформация») / Под общей ред. В. В. Катунина. — М.: Черметинформация,
2001,—319 с.
14. Огнеупоры для МЛНЗ // Труды конференции. Пер. с нем. — М.: Металлургия,
1986. — 134 с.
15. Антонов В.И., Соснин В.П. Повышение стойкости агрегатов сталеплавильного
производства // Сталь. 2001. № 9. С. 62-63.
16. Шаимов М. X., Мироненко Н. Л. Повышение стойкости агрегатов сталеплавиль-
ного производства ОАО “Мечел” // Новые огнеупоры. 2002. № 1. С. 32-35.
17. Сенников С. Г., Фокин С. Н., Мальков М. А., Шестаков А. В. Материалы и обо-
рудование для футеровки промежуточных ковшей МНЛЗ // Огнеупоры и техническая
керамика. 2000. № 7. С. 43—49.
18. Joshino S., Kyoden R., Namba Y. Refractories for tye tundish in continuons casting //
Electric furnace proceeding. 1979. V. 37. P. 111-118.
311
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
19. Hubble D. Н., Weese! R. L. Design and selection of refractories used in continouns
casting // Ironmaking and Steelmaking. 1977. N 5. P. 285-291.
20. Sieg! M. Eine neue Isolierende Spritzmasse fur Kaltverteiler von Sranggiebanladen //
Radex-Rundschau. 1982. N 4. S. 954—975.
21. Nakashima E, Konishi E., Subo S. Application jf self-flow tipe castable in refractories
NKK // “Unitecr’95” congress. Kyoto (Japan). 19-22 November, 1995. V. 2. P. 205-213.
22. Аксельрод Л. M. Огнеупорные бетоны нового поколения в производстве чугуна и
стали // Огнеупоры и техническая керамика. 1999. № 8. С. 35 42.
23. Аксельрод Л. М., Егоров И. В., Горячева 3. Е. Основная торкрет-масса для расходу-
емой футеровки промежуточного ковша // Труды четвертого конгресса сталеплавиль-
щиков. Москва. 7-10 октября 1996. — М.: “Черметинформация”, 1997. С. 370-372.
24. Кузнецов Г.И., Кортель А.А. Новые разработки эффективных огнеупоров для Рос-
сийской металлургии // Бюллетень “Черная металлургия”. — М.: Черметинформация,
1998. № 9-10. С. 70-72.
25. Кавасаки С., Ониси Е., ТакагиХ. Совершенствование футеровки промежуточных
ковшей // Тайкабуцу. 1985. Т. 37. № 8. С. 473-476.
26. Служба огнеупоров. Справочное издание / Под ред. И.Д. Кащеева и Е.Е. Гришен-
кова. — М.: Интермет Инжиниринг, 2002. — 696 с.
27. Тахаутдинов Р. С., Кунгурцев В. Н., Овсянниов В. Г., Воронов Г. А., Бодяев Ю. А.
Огнеупоры для дозирования и защиты струи стали при отливке заготовок на УНРС в
ККЦ АО “ММК” // Труды четвертого конгресса сталеплавильщиков. Москва. 7-10
октября 1996. — М.: Черметинформация, 1977. С. 373-375.
28. ШорВ.Н. Удаление неметаллических включений из стали с помощью керамичес-
ких фильтров // Экспресс-информация “Черная металлургия”. Сер. “Производство ста-
ли и ферросплавов; огнеупорное производство и подготовка лома черных металлов”.
Вып. 6. — М.: Черметинформация, 1986. С. 8-10.
29. Гришенков Е. Е. Международная выставка машин, оборудования, технологий и
продукции металлургической промышленности и трубопроводов. “Металлургия Рос-
сия 2003” // Новые огнеупоры. 2003. № 8. С. 68-69.
30. Sugimoto М., Nishikawa М., Okamoto М. Effect of grain size distribution on the
corrosion and spalling of silica free alumina graphite shroud tubes // Journal of the Technical
Assotiation of Refractories, Japan. 2002. V. 22. N 1. P. 37-40.
31. Namura K., Ishizaka A., Inagaki M. Development of A12O3- C Long Nozzle With
Extended Life for Continuos Casting // Taikabutsu Refractories. 1998. N 6. P. 336-341.
32. Коломейцев В. В., Коломейцева Е. Ф., Суворов С. А. Сталеразливочные погружа-
емые стаканы для МНЛЗ. Современное состояние и перспективы развития // Огне-
упоры и техническая керамика. 2001. № 6. С. 49-58.
33. Гришпун Е. М., Пивинский Ю. Е. О технологии производства и службе кварце-
вых сталеразливочных огнеупоров. Часть I. Технологические особенности // Огне-
упоры и техническая керамика. 1999. № 4. С. 42-45.
34. Пивинский Ю. Е. Керамические вяжущие и керамобетоны. — М.: Металлургия,
1990.—272 с.
312
Список литературы к главе 9
35. Карклит А. А., Пориныи Н. М., Каторгин Г. М., Норкина А. С., Соломинская
И. Ю. Огнеупорные изделия, материалы и сырье. Справочное издание. — М.: Метал-
лургия, 1990. — 416 с.
36. Кащеев И.Д. Оксидно-углеродистые огнеупоры. — М.: Интермет Инжиниринг,
2000. — 265 с.
37. Аксельрод Л. М. Корундографитовые стопор-моноблоки для МНЛЗ // Огнеупоры.
1991. №9. С. 31-34.
38. Аксельрод Л. М. Повышение стойкости графитсодержащих погружаемых стака-
нов для МНЛЗ // Огнеупоры. 1996, № 6. С. 27-30.
39. Okamoto К., Nakamura Т, Kondo М. Development of alumina-graphite immersion
nozzle for continuous casting // Iron and Steel Engineer. 1982. V. 59. N 12. P. 47-52.
40. Суворов С. А. Современные проблемы производства огнеупоров для металлурги-
ческой промышленности // Новые огнеупоры. 2002. № 3. С. 38 44.
41. Ouchi Т. Development of Joint Seal Discs by using Surfact-Coated Al Powder //Taikabutsu
Refractories. 2001. V. 53. N 2. P. 66-69.
42. Очагова И. Г. Совершенствование глиноземграфитовых погружных стаканов для
УНРС в Японии // Новости черной металлургии за рубежом. — М.: Черметинформа-
ция. 1995. №4. С. 150-159.
43. Сакулин В. Я., Мигаль В. И., Маргишвили А. И., Скурихин В. В., Иванов В. Н.
Перспективы применения и развития производства изделий для непрерывной разлив-
ки стали в ОАО БКО // Новые огнеупоры. 2002. № 1. С. 67-73.
44. Попель С. И., Сотников А. И., Бороненков В. Н Теория металлургических про-
цессов. — М.: Металлургия, 1986. — 463 с.
45. Кургаев Е. Ф. О вязкости суспензий // ДАН СССР. 1960. Т. 132. № 2. С. 392-394.
46. Фокин С. Н, Шестаков А. В., Музафаров А. Д., Фарафонов Г. А. и др. Огнеупор-
ные изделия и материалы для разливки стали фирмы “Майертон Рефракгорис” // Ог-
неупоры и техническая керамика. 1999. № 10. С. 46-50.
47. Огнеупоры для промышленных агрегатов и топок. Справочное издание. Т. 1. Про-
изводство огнеупоров / Под ред. И. Д. Кащеева. — М.: Интермет Инжиниринг, 2000.
— 663 с.
48. Ильин Г. И, Аксельрод Л. М., Мигаль В. И. Внедрение новых видов стаканов-
дозаторов для промежуточных ковшей МЛНЗ // Огнеупоры. 1990. № 7. С. 50-52.
49. Madias J., Brandaleze Е., Bentancour М., Walter G. Behaviour during Preheating of
Continuous Casting Refractories // Ceramic News. Spesial Refractories. 2002. V. 6. N 1.
P. 913.
50. “Vesuvius” огнеупоры для сталеразливочного ковша. Проспект. — 24 с.
51. Mizuno Н. Effect of preheating conditions of submerged entry nozzle on alumina buildup
behavior // Taikabutsu Refractories. 2002. V. 54. N 9. P. 464-468.
52. Hata M., Takahashi S., Uchida K. The application results of spinel-graphite materials
for the submerged entry nozzle // Taikabutsu Refractories. 2002. V. 54. N 9. P. 469 473.
53. Очагова И. Г. Механизм износа и пути совершенствования огнеупорных бетонов
для промежуточных ковшей МНЛЗ (Опыт японских огнеупорных и металлургичес-
313
Глава 9. Огнеупоры для разливки стали
ких компаний) // Новости черной металлургии за рубежом. Огнеупорное производ-
ство. Приложение.— М.: Черметинформация, 2003. С. 3 12.
54. Nishitaki Т, Matsuoka Н., Suzuki Т. Improvement of monolithic refractories for tundish
lining on continuous casting // Ibid. 1988. V. 40. N 11. P. 655-662.
55. Asakawa K., Maeda E., Okamoto T. Improving the life of alumina-silika castable for
tundish //Journal of Technical Assotiation of Refractories, Japan. 2002. V. 22. N 2. P. 100-103.
56. Kanatani S., Maeda E., Tanaka S. Improvement of the life of aluma-silika castable for
tundish (Part 2) // Ibid. 2001. V. 53. N 3. P. 130.
314
Глава 10.
ОГНЕУПОРЫ ДЛЯ ИНДУКЦИОННЫХ
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ
В настоящее время для футеровки индукционных печей огнеупорные изде-
лия (кирпичи, блоки и т.п.) не применяют. От этого способа футеровки отказа-
лись в виду небольшого срока службы и высокой трудоемкости и значитель-
ной себестоимости изготовления. Футеровка из кирпича была заменена на
монолитную, изготовляемую из огнеупорных неформованных масс: огнеупор-
ных бетонов, набивных и наливных масс и т.п. Массы для трамбования при-
меняют в виде сухих или пластических масс. Эффективность применения та-
ких масс и бетонов различна потому, что:
• футеровка спекается только со стороны рабочего пространства; рабочий
слой обладает механической и химической прочностью, а более глубокие не-
спекшиеся слои представляют собой пористый материал с меньшей тепло-
проводностью, следовательно они являются своего рода тепловой изоляцией;
• монолитные футеровки из масс или бетонов обладают более высокой меха-
нической прочностью против ударов от загружаемого материала и против тол-
чков от наклона печей;
• монолитные футеровки обладают высокой прочностью против температур-
ных перепадов, так как в неспекшихся слоях футеровки не возникают терми-
ческие напряжения;
• изготовление футеровки является относительно несложным и не требует
особых квалификационных навыков.
В индукционной печи, в отличие от дуговой, выплавляемый металл практи-
чески не отличается по составу от загружаемого и в процессе плавки потери
его минимальны.
10.1. Классификация индукционных печей
По источнику электрической энергии индукционные печи разделяют на
высоко-, средне и низкочастотные печи. Среднечастотные печи применяются
редко.
По форме индукционные печи разделяют на тигельные индукционные печи,
работающие как правило на токах высокой и низкой частоты, и канальные
индукционные печи, работающие на токах низкой частоты [1].
315
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
По целевому назначению тигельные печи разделяют на печи для выплавки
чугуна, стали и других сплавов. Кроме того для выплавки специальных спла-
вов и сталей применяют вакуумные индукционные печи, в которых тигель
помещают в вакуумную камеру [2].
10.2. Футеровка тиглей индукционных печей
Схема тигельной индукционной печи приведена на рис. 10.1. Свое наимено-
вание печь получила из-за наличия тигля, в котором выплавляют металл; ее
также называют бессердечниковой индукционной печью.
Индукционные тигельные печи типа ИСТ предназначены для плавки сталей и
сплавов, печи типа ИЧТ — для плавки чугуна (табл. 10.1) [3]. Промышленность
России выпускает печи с рабочими частотами от 3000 до 50 Гц. Последние, как
правило, более экономичны на 5-10 % и имеют коэффициент мощности при-
мерно в два раза больше по сравнению с печами повышенной частоты.
При работе в индукционных тигельных печах наблюдаются два вида про-
водника: внешний — индуктор и внутренний — расплав металла. В после-
днем, вследствие взаимодействия токов возникают электродинамические силы,
Рис. 10.1. Общий вид современной открытой тигельной печи: 1 — индуктор; 2 — тигель; 3 — кладка
днища; 4 — футеровка крышки; 5 — футеровка сливного носка
316
10.2. Футеровка тиглей индукционных печей
Таблица 10.1
Типы индукционных тигельных печей для плавки черных металлов
Емкость печи, т Высокочастотные печи (500-3000 Гц) Печи промышленной частоты (50 Гц)
ТИП мощность, кВт производительность, т/ч тип МОЩНОСТЬ, кВт производительность, т/ч
0,06 ИСТ-0,06 50 0,06 — — —
0,1 ИСТ-0,06 50 0,06 — — —
0,16 ИСТ-0,16 100 0,12 — — —
0,25 ИСТ-0,16 100 0,12 — — —
0,40 ИСТ-0,4 250 0,33 — — —
0,60 ИСТ-0,4 250 0,33 — — —
1,0 ИСТ-1 500 0,75 ИЧТ-1 300 0,5
1,6 ИСТ-1 500 0,75 ИЧТ-1 300 0,5
2,5 ИСТ-2,5 1500 2,25 ИЧТ-2,5 600 1,1
4,0 ИСТ-2,5 1500 2,25 ИЧТ-2,5 600 1,1
6,0 ИСТ-6 2500 3,48 ИЧТ-6 1250 2,25
10,0 ИСТ-10 3000 4,5 ИЧТ-10 1700 3,4
16,0 ИСТ-16 5000 7,45 ИЧТ-16 2500 6,3
25,0 ИСТ-25 6000 9,7 ИЧТ-25 3500 6,3
40,0 — — — ИЧТ-40 — —
60,0 — — — ИЧТ-60 — —
100,0 — — — ИЧТ-100 — —
которые вызывают циркуляционное движение металла в тигле. Под действи-
ем этих сил металл вытесняется по вертикальной оси ванны вверх и вниз, бла-
годаря чему и создается непрерывная
циркуляция металла (рис. 10.2).
Индукционное перемешивание метал-
ла вызывает сильное коррозионное и эро-
зионное воздействие на огнеупорные ма-
териалы стенки тигля. Следует также от-
метить, что в индукционных печах отно-
шение глубины плавильной ванны к по-
верхности зеркала металла значительно
больше, чем в других типах печей. Напри-
мер, мартеновская 150 т печь имеет глу-
бину ванны примерно 75 см, электроду-
Рис. 10.2. Схема индукционного перемешивания
металла
317
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
говая печь емкостью 4 т — 35 см, а индукционная той же емкости (4 т) — около
100 см. Эта особенность индукционных тигельных печей вызывает усиленный
износ нижних слоев футеровки вследствие повышенного давления столба жид-
кого металла в сравнении с другими типами печей.
Рабочая поверхность футеровки тигельной печи имеет температуру расплав-
ленного металла, в то время как наружная сторона, примыкающая к индукто-
ру, нагревается до 200-300 °C. В этих условиях по толщине футеровки образу-
ется градиент температур около 1400-1500 °C и при толщине футеровки в пре-
делах 50-150 мм (в зависимости от емкости тигля) средний температурный
градиент на 1 см толщины футеровки имеет величину около 300-100 °C. Кро-
ме того по мере износа, изменения химико-минерального состава и структуры
за счет капиллярной пропитки и спекания, градиент температуры будет возра-
стать, создавая тем самым внутренние напряжения в футеровке.
Особенностью эксплуатации футеровки индукционных печей состоит в том,
что по мере ее износа и приближения металла к индуктору, температура по-
верхности тигля заметно повышается, вследствие чего металл, проникающий
через поры и трещины, не прекращает своего движения в результате затверде-
вания, как это происходит в других печах, а наоборот, под действием нагрева
магнитным полем в расплавленном виде проникает до обмотки индуктора, что
приводит к короткому замыканию и выходу печи из строя. Поэтому в огне-
упорной футеровке индукционных печей не должно быть сквозных трещин
или пор, а материал футеровки — обладать высокой термостойкостью и по-
стоянством объема в процессе эксплуатации.
Для предотвращения проникновения расплава металла на индуктор, непос-
редственно за рабочим создают буферный слой футеровки.
Стойкость футеровки тигля индукционной печи зависит от типа выплавляе-
мого металла, степени охлаждения футеровки тигля между плавками, разно-
сти температур между металлом и стенками тигля, величины коэффициента
термического линейного расширения материала футеровки и его термостой-
кости, продолжительности выдержки расплавленного металла в тигле, толщи-
ны стенки тигля, интенсивности перемешивания металла в тигле, металлоста-
тического давления расплава на стенки футеровки, жидкотекучести (вязкости)
металлического расплава, жесткости конструкции печи и степени вибрации
тигля, условий эксплуатации печи и целого ряда качественных показателей
выполнения монтажно-футеровочных работ.
С учетом вышеизложенного сформулированы следующие основные требо-
вания к футеровкам тигельных индукционных печей [4]:
318
10.2. Футеровка тиглей индукционных печей
1. Высокие стойкость к термическим напряжениям, свободная выдерживать
градиент температур более 200 °C, механическая прочность футеровки и хи-
мическая стойкость.
2. Огнеупорность материала футеровки должна быть на 150-200 °C выше
температуры плавления металла и она должна быть плотной для исключения
проникновения металла.
3. Футеровка должна иметь минимальную толщину для снижения потерь
электроэнергии и не должна проводить электрический ток.
4. Объемопостоянство материала футеровки должно сохраняться в интерва-
лах температур эксплуатации печи, так как при больших изменениях объема
она может растрескиваться.
Огнеупорная футеровка тигельных индукционных печей слагается из следу-
ющих основных элементов (рис. 10.1):
1. Тигля, образующего плавильную ванну и определяющего емкость печи.
Тигель, как правило, накрывают крышкой, фиксированной огнеупорным ма-
териалом.
2. Нижняя плита, на базе которой монтируется тигель.
3. Верхняя плита, которая соединяется с тиглем через огнеупорный ворот-
ник.
4. Воротник.
5. Носок (летка) для слива расплавленного металла.
6. Сигнализатор, контролирующий состояние футеровки.
10.2.1. Огнеупорные материалы для футеровки
Основным элементом индукционной тигельной печи является тигель. Пра-
вильный выбор огнеупорного материала для тигля обеспечивает надежность
работы печи и ее технико-экономические показатели.
В зависимости от условий эксплуатации футеровки и типа выплавляемого
металла для изготовления футеровки применяют огнеупорные материалы на
основе их сопоставительного сравнения важнейших свойств. Наиболее объек-
тивной характеристикой является значение свободной энергии образования
(энергии Гиббса) оксидов. Стабильными по этому признаку считаются те, ко-
торые имеют максимальное отрицательное значение свободной энергии [5].
Огнеупорная футеровка тигля может быть изготовлена четырьмя основны-
ми методами:
1. Отдельно, вне печи;
2. Набивкой непосредственно в индукторе печи;
3. Кладкой из отдельных огнеупорных изделий и
4. Комбинированным способом.
319
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
Выбор метода изготовления определяется не только емкостью печи, но и
типом применяемых огнеупорных материалов. Все виды футеровок, кроме того,
могут иметь несколько вариантов по зерновому составу, массовой доли раз-
личных компонентов и добавок, улучшающих спекание, уменьшающих объем-
ные изменения при нагревании и повышающих стойкость футеровки (прило-
жения 2, 5).
Порядок работ при изготовлении футеровки индукционных печей приведен
на схеме рис. 10.3. При использовании готовых набивных масс время изготов-
ления футеровок сокращается.
Рис. 10.3. Схема изготовления футеровки индукционной печи
320
10.2 Футеровка тиглей индукционных печей
После подготовки индуктора и установки теплоизоляции, в качестве кото-
рой применяют листовой асбест, приступают к изготовлению тигля. Для при-
дания его нужной формы применяют сварной шаблон, изготовленный из лис-
товой стали.
Для набивки днища и стенок тигля применяют ручные трамбовки с вибрато-
ром; причем, при набивке днища применяют плоский наконечник трамбовки,
а для набивки стенок острый или в виде рейки.
Перед укладкой следующего слоя уплотненную поверхность разрыхляют
острой ручной трамбовкой. Толщина набивного слоя при однократном прохо-
де, как правило, не превышает 40-60 мм.
Тщательная центровка шаблона является обязательной операцией перед на-
чалом набивки стен. Процесс набивки стен ведут одновременно два или три
футеровщика (по кругу). Слабая или неравномерная набивка может быть при-
чиной преждевременного выхода тигля из строя.
Футеровку воротника производят шамотным кирпичом с использованием
шамотного мертеля.
Обмазку сливного носка тигля производят растворами, состоящими из ша-
мотного мертеля необходимой консистенции, с добавкой небольшого количе-
ства жидкого стекла, либо другими составами с использованием в качестве
вяжущего различных высокоглиноземистых цементов или алюмофосфатных
связок. Схема обмазки сливного носка приведена на рис. 10.4.
Сливные носки изготовляют также путем заливки из огнеупорного бетона,
из которого изготовляют крышки либо подины печей.
После изготовления футеровки тигля индукционной печи, производят его
спекание. Спекание тигля — наиболее ответственная операция, от которой за-
Рис. 10.4. Схема обмазки сливного носка: / — кирпич шамотный; 2 — обмазочный состав (бетон)
сливного носка; 3 — асбест; 4 — футеровочная масса тигля
11 Кащеев И Д.
321
Глава 10 Огнеупоры для индукционных электрических печей
висит его долговечность. Процесс спекания ведут либо электрическим током
или жидким металлом. В обоих случаях температура спекания рабочей повер-
хности футеровки должна быть не менее 1500 °C (для печей, работающих с
чугуном или сталью) и выдержке при этой температуре не менее 1,5-2 ч.
При эксплуатации тигля необходимо учитывать, что футеровка плохо пере-
носит частые перерывы в работе, связанные с полным охлаждением. Поэтому,
в случае вынужденного простоя охлаждение футеровки печи необходимо вес-
ти при закрытой крышке. При повторном пуске заливку металла необходимо
проводить, когда футеровка нагрелась до 800-1000 °C.
Подину печи выкладывают специальным фасонным кирпичом на огнеупор-
ном мертеле, либо заливают огнеупорным бетоном, состоящим из крупноку-
сокового шамота (35 %), тонкодисперсного (43 %), отвердителя (кремнефто-
ристого натрия, саморассыпающегося шлака и др.) ~2 % и раствора жидкого
стекла плотностью 1,4 г/см3 в количестве 17 %.
Крышку печи изготавливают из огнеупорного бетона путем заливки. Схема
заливки крышки с установленным каркасом и шаблоном показана на рис. 10.5.
Наибольшее применение для футеровки индукционных тигельных печей
получили огнеупорные бетоны и набивные массы, различие между которыми
состоит в том, что прочность бетонов обеспечивается за счет твердения вяжу-
щего (гидравли-ческого, воздушно-твердеющего или химического) при обыч-
ных темпера-турах, в то время как прочность футеровки из набивных масс
обеспечивается спеканием рабочего слоя.
Процессы, протекающие при твердении и нагревании огнеупорных бетонов
изложены [6]. Для футеровки индукционных печей необходимо правильно
выбрать вид вяжущего (цемента) и заполнителя.
По величине зерен заполнитель условно делят на: крупный (с зерном от 5-
15 до 40 мм в зависимости от толщины футеровки), мелкий (менее 5 мм) и
тонкомолотый (менее 0,1 мм). Соотношение фракций устанавливают экспери-
ментально или исходят из принципа наиплотнейшей упаковки.
На прочность бетонов большое влияние оказывают степень и методы его
уплотнения. Для получения безусадочного высокопрочного бетона применя-
ют трамбование пневматическими трамбовками. В этом случае верхний пре-
дел крупности зерна не должен превышать 5 мм, так как более крупные зерна
при формовании измельчаются трамбовкой. При использовании полусухих
смесей прочность трамбованной футеровки увеличивается в 1,5-2 раза, а усадка
в сушке и обжиге практическ не наблюдается.
Зерновой состав огнеупорных материалов оказывает главное влияние на свой-
ства футеровки, так как с его помощью регулируют не только усадку, но и
термостойкость и прочность тигля. Во всех работах [3^4, 6] подчеркивается,
322
10.2. Футеровка тиглей индукционных печей
022
Рис. 10.5. Крышка печи с шаблоном: 1 — монтажное приспособление; 2 — шаблон
что удаление средней фракции из состава бетона или набивной массы способ-
ствует повышению термической стойкости (до 16-17 водных теплосмен). Зер-
новой состав заполнителя в этом случае получается таким, масс.% [6]: круп-
ная фракция (5-3 мм) 5О-Л5; средняя (1-1,25 мм) 3-5 и мелкая (<0,315 мм) 47-
50. При таком гранулометрическом составе при нагревании формируется мел-
котрещинноватая структура, аналогичная термостойким периклазохромито-
вым изделиям [5].
п*
323
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
Для сохранения объемопостоянства футеровки в процессе эксплуатации в
состав шихты вводят добавки, компенсирующие усадку пр нагревании: киа-
нит, дистен, силлиманит, кварцит, корунд и др. Величину объемных расшире-
ний регулируют размером зерен добавок и их концентрацией в шихте . Анало-
гичные требования предъявляют и к набивным массам. С целью упрочения
набивной футеровки до спекания в состав массы иногда вводят небольшое
количество воздушнотвердеющих добавок (жидкое стекло, алюмофосфатную
или алюмосиликатную связки, глину, ЛСТ и т.п.)
Широкое распространение получили набивные массы, готовые к примене-
нию и поставляемые в упакованном виде в герметично закрытой таре, пре-
дохраняющей массу от высыхания, но чаще ее увлажняют непосредственно
перед набивкой. Изготовленную футеровку сушат и разогревают до спекания
рабочей поверхности тигля. Продолжительность сушки и обжига, а также ре-
жимов термообработки зависит от природы материала футеровки ее конст-
рукции и размеров.
Футеровка тигля индукционных печей испытывает в процессе эксплуатации
большие внутренние напряжения, вызванные градиентом температур. Для сни-
жения величины внутренних напряжений, предотвращения сквозного проник-
новения металла на индуктор и повышения надежности работы тигля в футе-
ровке формируют буферный (неспеченный)слой набивной массы. С формиро-
ванием буферного слоя набивная футеровка становится многослойной.
Для футеровки чугуноплавильных индукционных тигельных печей печей
наибольшее распространение на заводах России получили кварцитовые на-
бивные массы , изготавливаемые из кристаллических кварцитов (гора Кара-
ульная, ОАО “Динур”). Массовая доля SiO2 в Первоуральском кварците значи-
тельно выше (97,5 99,1 %), чем в кварцитах других месторождений, что обес-
печивает однородность свойств материала и сокращает колебания в стойкос-
ти футеровки. Кварцит марки ПКМИ-97,5 рекомендуется как оптимальный
вариант для кислой футеровки (табл. 10.2).
Д ля улучшения спекания и формирования плотного рабочего слоя кварцито-
вой футеровки в состав шихты вводят борную кислоту (1,5-2 %), либо бор-
ный ангидрит (0,6-0,8 %). Использование последнего в тонко измельченном
виде вносит меньше влаги в футеровку и обеспечивает тщательное перемеши-
вание с кварцитом и, как следствие, равномерность спекания футеровки. Удель-
ный расход футеровочной массы на разных предприятиях колеблется в широ-
ких пределах: от 2-3 кг/т (ВАЗ, ГАЗ) до 15-20 кг/т.
Добавки (минерализаторы) понижают вязкость и температуру появления
расплава и увеличивают его количество. В результате происходит более ин-
тенсивное растворение кварца в расплаве с последующей кристаллизацией
324
10.2. Футеровка тиглей индукционных печей
Таблица 10.2
Свойства кварцита для футеровки индукционных печей
Параметр ПКМИ-97,5
Массовая доля, %
SiO2 не менее 97,5
А12О3 не более 1,3
Fe2O3 не более 0,6
Огнеупорность, °C, не ниже 173
Массовая доля влаги, % не ниже 0,3
Плотность, г/см3 2,65-2,66
Пористость, % 0,15-0,30
Зерновой состав, %
остаток на сетке № 2, 6-13
в т.ч. на сетке № 3,2 не более 5
проход через сетку 05, 52-59
в т.ч. проход через сетку 01 33-39
модификаций низкой плотности. Как указывается [11] в массах, содержащий
комплексобразующий катион ВЗ , превращение кварца заканчивается образо-
ванием кристобалита, так как получающийся при этом расплав не способству-
ет его переходу в тридимит. Малая степень тридимитизации или ее полное
замедление при введении В2О3 объясняется тем, что катионы ВЗ , так же как и
А13+, способны образовывать в расплавах либо самостоятельные, либо борок-
ремнекислородные комплексы. Оксид бора не способствует инверсии кварца
и не применяется в технологии динаса [12], но из практики работы индукци-
онных печей известно, что без добавки борной кислоты или других борсодер-
жащих материалов прочного спекания рабочего слоя не получается. Борная
кислота способствует уменьшению протяженности пропитанной зоны (глуби-
на миграции железистых компонентов в футеровку снижается), что существен-
но с точки зрения индуктивного перегрева, которое ограничивается только
поверхностным слоем (рабочей зоны) тигля. Оптимальным количеством бор-
ной кислоты к кварциту зернового состава 3-0 мм считают 1-1,5 % Дальней-
шее увеличение добавки приводит к повышению содержания стекловидного
вещества в пропитанной зоне с 2—4 до 8-12 %. Стекловидное вещество в та-
ком количестве обеспечивает хорошее спекание рабочей зоны футеровки, но в
последующем оно обуславливает быстрый ее износ вследствие снижения ог-
неупорности тонкомолотой части шихты.
Перед набивкой кварцит подвергают сушке при температуре 300-400 °C до
остаточной влажности не более 0,3 % и отмагничивают намолотое железо.
325
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
Наиболее перспективен “сухой” способ набивки тиглей индукционных печей,
т.е. из массы с влажностью не более 0,3 %. При влажном способе набивки
влажность кварцитовой массы составляет 2,5-4,0 %. Влажный способ позво-
ляет снизить запыленность воздуха в помещении, но влага затрудняет в даль-
нейшем разогрев и сушку тигля.
Первоначальная обработка тигля (сушка и разогрев) являются наиболее слож-
ными процессами, от которых зависит стойкость футеровки. С учетом физи-
ко-химических процессов, протекающих в футеровке, рекомендуется следую-
щий режим сушки и разогрева тиглей независимо от способа его нагрева [11]:
Температура, °C Скорость подъема, °С/мин Продолжительность, ч
До 230................. 1,5 3,0
230....................Выдержка 2,0
230-575 ............... 2,0 3,0
575....................Выдержка 2,0
575-1550...............3,0 5,5
1550...................Выдержка 2,0
Кислая футеровка не всегда обеспечивает соблюдение технологических тре-
бований, особенно при выплавке стали. При высоких температурах SiO2 вос-
станавливается углеродом с получением кремния, который затем поступает в
сталь. Кроме того основные шлаки сильно разрушают кислую футеровку. В
этом случае нейтральная или основная футеровка обеспечивает необходимые
требования и показывает высокую стойкость [3,4]. Стойкость основной футе-
ровки зависит от марок и последовательности выплавляемых сталей, чистоты
шихты, загружаемой для плавки и многих других факторов. Главной причи-
ной выхода из строя основных футеровок является плохая термическая стой-
кость и усадка футеровки вследствие ее спекания с образованием глубоких
трещин. Сведения о сроке службы основных футеровок в производственных
условиях колеблются от 10-15 до 100-120 плавок.
В наибольшей степени подвержена износу футеровка в шлаковом поясе, в
котором огнеупорный материал рабочей зоны насыщается расплавом шлака,
содержащим СаО, SiO2, MgO, Fe2O3, FeO и другие оксиды. Высокая темпера-
тура плавки металла и его интенсивное движение вызывают быстрый эрози-
онный износ футеровки, глубокое проникновение шлака в футеровку с после-
дующим интенсивным перерождением минерального состава огнеупора.
Ниже шлакового пояса футеровка разрушается меньше.
В процессе службы в футеровке тиглей образуется явно выраженная зональ-
ность, даже в отсутствие шлаков. Например [7], при плавке металлов платино-
вой группы в периклазовом тигле, изготовленном из MgO (96 %) двух фрак-
ций: 0,5-3,0 и <0,088 в количестве 70 и 30 % соответственно и добавке 1,5 %
326
10.2. Футеровка тиглей индукционных печей
Сг2О3 для уменьшения смачиваемости, несмотря на отсутствие химического
взаимодействия в футеровке формируется зональность. Визуально по окраске
и микростроению в сечении футеровки огнеупорного тигля выделяется наи-
менее измененная, переходная и рабочая зоны. На последней имеется тонкая
полуоплавленная корочка толщиной 1,5 мм. Важной особенностью всех зон
тигля является удовлетворительное спекание кристаллов периклаза, а оксид
хрома образует твердые растворы с периклазом. Стойкость такого тигля (с до-
бавкой 1,5 % Сг2О3) составила 220 плавок, в то время как аналогичный состав
без введения оксида хрома выдержал —120 плавок при температуре эксплуата-
ции достигающей 2000 °C [8]. Служба набивных тиглей при плавке благород-
ных металлов происходит в других условиях, чем при плавке стали. Темпера-
тура нагрева тиглей на 200-250 °C выше, отсутствуют шлаки, тигель разогре-
вается до рабочей температуры за 10-15 мин. Формирование структуры футе-
ровки тигля осуществляется путем обжига или оплавления рабочей поверхно-
сти при помощи графитового шаблона [9]. Наилучше результаты по стойкости
тигля были достигнуты с использованием плавленной MgO следующего зер-
нового состава, масс.%: 3,0-2,0 мм 25; 2,0-1,0 мм 35; 1,0-0,5 мм 10 и менее
0,06 мм 30. Плотность набивки из массы с влажностью не более 5% (300 г
декстрина на 1 л Н2О) составила 2,96-3,00 г/см3.
Набивка тигля большегрузных индукционных печей из сухих шихт с влаж-
ностью не более 0,2 % является предпочтительной. При набивке применяют
вибростержневые вибраторы. Плотность набивки составляет 2,7-2,9 г/см3.
Высокую стойкость при эксплуатации показала масса, состоящая из обожжен-
ного периклазового порошка 4-2 мм (содержание MgO более 88 %), перикла-
зо-шпинелидного порошка фракции 2-0 мм и плавленого периклаза фракции
4—0 мм (содержание MgO более 93 %) в соотношении 3:3:1 [11]. Наличие в
составе шихты периклазошпинелидного порошка обеспечивает ее достаточно
высокую термическую стойкость в службе. После обжига при 1600 °C и вы-
держке 4,5 ч усадка массы составляет ~1 % и она возрастает до 1,2 % с увели-
чением времени выдержки до 9 ч. Пористость такой массы после обжига при
1600 °C и времени выдержки 4,5 ч составляет 18,5 %. Стойкость футеровки —
составляет 19-25 плавок.
Разрушение футеровок и выход из строя индукционных печей происходит
из-за спекания и растрескивания футеровки. В наибольшей степени этому под-
вержена шлаковая зона, где футеровка насыщается силикатами шлака. В шла-
ковой зоне содержание MgO снижается до 20-21 %, а количество оксидов же-
леза достигает 8-10 %, а главное сильно меняется фазовый состав связки, в
которой увеличивается содержание монтичеллита. Последний способен раз-
рушать и корродировать зерна хромшпинелида, разобщая их прослойками си-
327
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
ликатов. Такая структура футеровки является не стойкой и разрушается пото-
ками расплавленной стали.
10.2.2. Футеровка тиглей вакуумных индукционных печей
Широко распространенными материалами для футеровки тиглей индукци-
онных вакуумных печей являются порошки, получаемые из плавленых мате-
риалов: периклаза, шпинели, корунда и их комбинаций [2].
Выполнение основных требований по созданию прочной коррозионноустой-
чивой и термостойкой рабочей зоны и неспекшегося металлонепроницаемого
буферного слоя из порошкообразных материалов одного вещественного и зер-
нового состава является сложной задачей.
Наибольшее распространение для футеровки индукционных тиглей полу-
чили материалы на основе плавленых MgO и А12О3. Оптимальный зерновой
состав масс приведен в табл. 10.3.
Возможны некоторые отклонения от указанных зерновых составов но обя-
зательным является использование электроплавленного корунда и содержа-
ние тонких фракций (0,1 мм). При введении корунда наблюдается разрыхле-
ние массы и особенно при величине зерна <0,4 мм. Менее четко разрыхление
происходит при увеличении содержания корунда с зерном 0,6 мм. Колебания
зернового состава плавленного периклаза при постоянном содержании корун-
да в меньшей степени влияют на изменение пористости, чем изменение содер-
жания и зернового состава корунда.
Теплопроводность футеровки из плавленного периклаза примерно в 2 раза
больше, чем из спеченного периклаза того же зернового состава и составляет
соответственно при 600 °C 1,57 и 0,79 Вт/(м К) и это необходимо учитывать
при замене используемых материалов.
Магний, входящий в состав периклазовой футеровки, имеет относительно
высокую упругость пара над расплавом. В условиях вакуумной плавки он лег-
ко испаряется в соответствии с уравнениями: MgO(T) = Mg(r) + '/2Оад и MgO(T) +
Таблица 10.3
Состав набивных масс [10]
Содержание, % Зерновой состав, %
плавленного периклаза корунда. плавленного периклаза корунда
4-3 мм 3-2 мм 2—1 мм 1-0,5 мм 0,5 0,1 мм <0,1 мм 0,1 мм 0,6 мм
94 6 21,4 18,6 14,6 7,6 8,3 22,9 6 —
94 6 6,6 22,4 17,5 8,5 20,0 19,0 6 —
80 20 4,4 7,0 9,0 12,6 28,0 19,0 — 20
328
10.3. Огнеупоры для футеровок индукционных канальных печей
+ С(т) = Mg(r) + СО(г), поэтому не возникает опасения в загрязнении расплава
металла магнием. Однако следует ожидать в расплаве высокий концентраций
кислорода и металлов, растворяющихся в железе (Si, Мп и др.). По этой при-
чине рекомендуется применять плавленый периклаз высокой чистоты, содер-
жащий как можно меньше оксидов примесей (SiO2, СаО, Fe2O3 и др.).
Степень взаимодействия между расплавом и футеровкой в значительной мере
зависит от физических характеристик огнеупорного материала, состояния ра-
бочей поверхности футеровки тигля, от механического воздействия со сторо-
ны расплавленного металла. Установлено, что количество кислорода в метал-
ле увеличивается с повышением пористости футеровки. Поэтому для выплав-
ки высококачественных сталей и сплавов в вакууме необходимо изготовлять
огнеупорную футеровку высокой плотности из плавленых материалов.
10.3. Огнеупоры для футеровок индукционных канальных печей
Основными элементами печей являются: корпус, футеровка и печной транс-
форматор. Футеровка печи состоит из подового камня и шахты.
Срок службы футеровки канальных печей определяется стойкостью подово-
го камня. Толщина футеровки между каналом и проемом для индуктора в по-
Рис. 10.6. Индукционная печь с закрытым вертикальным каналам: 1 — канал; 2 — подовый камень;
3 — ванна; 4 — индуктор; 5 — вентилятор
329
Глава 10 Огнеупоры для индукционных электрических печей
довом камне колеблется в пределах от 40 до 100 мм в зависимости от давления
металла в канале. Толщина футеровки наружной части подового камня зави-
сит главным образом от качества теплоизоляции [12, 13]. Конструкция индук-
ционной печи с закрытым вертикальным каналом представлена на рис. 10.6. В
сущности печь представляет собой трансформатор с сердечником, первичной
обмоткой которого является индуктор, а вторичной — расплавленный металл
в канале (подовом камне).
Большой градиент температур в стенке канала (1000-1400 °C) предъявляет
высокие требования к выбору огнеупорного материала для футеровки подово-
го камня, связующего материала и технологии изготовления.
В зависимости от свойств расплава для футеровки подового камня применя-
ют: шамот, кварц, кварцит, периклаз, корунд, шпинель, боксит и другие огне-
упоры.
Футеровку канальной части печи (подового камня) ведут двумя способами:
1) формованием вне печи;
2) набивкой непосредственно в печи в процессе монтажа или ремонта.
Основными наиболее употребляемые составы футеровочных материалов при
плавке металлов и сплавов в индукционных плавильных печах приведены в
табл. 10.4, а их зерновой состав — в табл. 10.5 [12].
Формирование монолитной футеровки из набивной массы происходит при
ее нагреве до высоких температур в основном за счет спекания огнеупорного
Таблица 10.4
Состав футеровки для различных металлов и сплавов
Сплавы, металлы Набивной камень Число плавок
огнеупорный материал добавки для связи среднее максимальное
Латуни, медь, мельхиор, томпаки Кварцит 15 % глины шамотной, 1,5 % стекла молотого, 2 % борной кислоты 1000 3500
Цинк 70 % шамота каолинового, 20 % глины часов-ярской, 10 % каолина Лигносульфонат технический ЛСТ 7000 12000
Алюминий 65 % шамота, 25 % глины огнеупорной 10 % бария с жидким стеклом 1000 2000
50 % шамота, 20 % кварцита, 20 % огнеупорной глины 10 % бария 2600 5300
Никель и нихром Плавленый периклаз 2-3 % буры или борной кислоты 600 1000
330
10 3 Огнеупоры для футеровок индукционных канальных печей
Таблица 10.5
Примерные гранулометрические составы основных футеровочных материалов
Огнеупорная масса Подлежащий плавке металл или сплав Гранулометрический состав огнеупорной массы
Величина зерен, мм Содержание по величине зерен, %
Кварцитовая* Магнезитовая** Хромомагнезитовая* * Корундовая** Фарфоровый бой*** * Часто применяют I, П и * * Допускаются более кр * ** Применяют также со Латуни, томпаки, мельхиоры, медь и т.д. Никель, нихром, магниевые сплавы Тугоплавкие лигатуры: медь-железо, медь-хром и т.д. Лигатуры: алюм и ннй-марганец, алюминий-хром, и др. Алюминий и его сплавы последнюю фракции в больших упные зерна (до 5 %). став, содержащий I и 11 фракции 2,5-2,0; 2,0-1,5; 1,5-1,0; 1,0-0,5 0,5 и меньше 2-1; 1-0,5; 0,5-0,3; 0,3 и меньше 2,5-2; 2-1,5; 1,5-0,5; 0,5 и меньше 2,5-2; 2-1,5 1,5-0,5 0,5 и меньше 3-2; 2-1 1-0,5; 0,5 и меньше количествах (%). в большем количестве 5-10; 10-15; 15-20; 60-50 Ост. 10-15; 20-35 20-30 Ост. 15-20; 20-30 30-40 Ост. 15-20; 20-30 30-40 Ост. 5-10; 20-30 40-50 Ост.
порошка. Спекшийся рабочий слой не должен разрушаться и пропитываться
при воздействии на него расплавленного металла. Для выполнения этих тре-
бований необходим тщательный подбор гранулометрического состава огне-
упорных порошков и связующего. В основе такого подбора лежит принцип
наиплотнейшей упаковки зерен порошка.
В настоящее время огнеупорная промышленность выпускает целый ряд мул-
литовых, муллитокорундовых, корундовых, периклазовых и периклазо-содер-
жащих масс, рекомендуемых для футеровки канальных индукционных печей
[14].
10.3.1. Классификация индукционных канальных плавильных печей
Индукционные плавильные печи классифицируют [12]:
• по числу фаз: однофазные, двухфазные, трехфазные, сдвоенные трехфаз-
ные;
• по числу каналов на фазу: одноканальные, двухканальные, трехканальные;
• по расположению каналов: с вертикальным каналом, с горизонтальным ка-
налом, с наклонным каналом, с винтовым каналом;
331
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
• по форме каналов: с круглым, с треугольным каналами, с прямоугольным;
• по способу разливки: наклоняющиеся (поворотные), стационарные, с раз-
ливкой через летку шахты, с разливкой через каналы.
Печи с вертикальными каналами получили наибольшее распространение в
черной и цветной металлургии. В этих печах подовый камень находится под
большим давлением металла и при температуре 1000 °C (при плавке цветных
металлов). Наружная поверхность нагрета до 150-200 °C. Крайне сложные тем-
пературные условия эксплуатации и интенсивная циркуляция расплавленного
металла вызывают быстрый износ индукционной единицы. В практике рабо-
ты предприятий предусмотрена замена индукционной единицы новой, зара-
нее подготовленной. Перед установкой новой единицы ее разогревают газо-
выми горелками до температуры 1250-1300 °C на стенде для сушки и разогре-
ва. Запасные идукционные единицы, для замены выходящих из строя, готовят
заранее с таким расчетом, чтобы они всегда имелись в горячем резерве.
10.3.2. Технология изготовления подовых камней
К подовым камням индукционных печей предъявляют следующие требова-
ния:
1) обладать высокой стойкостью к расплавленному металлу и его оксидам;
2) достаточной механической прочностью;
3) иметь высокую стойкость против растрескивания;
4) сохранять изоляционные свойства (теплофизические и электрические)
при рабочих температурах.
Основным элементом при изготовлении подовых камней являются шабло-
ны, которые изготавливают пустотелыми сварными из листовой стали толщи-
ной 3 мм. На рис. 10.7 приведены чертежи шаблона для однофазной и трех-
фазной одноканальных печей.
Перед установкой шаблона на его поверхность наносят обмазку, примерный
состав которой приведен в табл. 10.6
Обмазка в дальнейшем способствует уплотнению рабочей зоны (канала) бла-
годаря интенсивному спеканию с набивной массой футеровки подового камня.
Набивку подового камня производят в собранном каркасе путем засыпки
порции футеровочной массы и ее трамбованием. Перед засыпкой следующего
слоя предыдущий взрыхляют каким-нибудь острым инструментом.
По окончании футеровки подового камня и шахты, и выполнения остальных
работ по монтажу, печь ставят на просушку и последующую термообработку
по формированию монолитной футеровки.
332
Рис. 10.7. Пустотелый железный сварной шаблон для одно- (а) и трехфазной (б) одноканальной печи
10.3. Огнеупоры для футеровок индукционных канальных печей
Глава 10 Огнеупоры для индукционных электрических печей
Таблица 10.6
Примерный состав обмазок для шаблонов
Компоненты обмазок Содержание, % Г ранулометрический состав Связующие
Спеченный корунд или электрокорунд* Глина огнеупорная* Спеченный корунд* Глина огнеупорная* Полевой шпат* Циркон: обожженный** сырой** 1 Масса увлажняется раствор 2 Обмазка наносится слоем т 86,0 14,0 85 12 3 53 40 ом до густоты окон мщиной 3-5 мм и Фракции 0-1 мм Фракции 2-0,5 мм ной замазки. душится Раствор жидкого стекла (50 % жидкого стекла, 50 % воды) Глина пластичная 7 %
Следует отметить, что металлический шаблон может служить причиной
выхода из строя индукционной единицы, вследствие образования трещины
из-за его термического расширения при разогреве печи. При замене металли-
ческого шаблона деревянным причина образования трещин может быть уст-
ранена [15].
Для изготовления индукционных единиц применяют также заливные мас-
сы. ВостИО на основе плавленого периклазового порошка производства ОАО
“Комбинат “Магнезит” разработал состав периклазовой массы, состоящий из,
масс.% [4]: периклазового порошка 93-94; хромовокислого калия ТУ 6-18-99-
73 4,5-5; борной кислоты по ГОСТ 9656-75 1,8-2,2 и воды (сверх 100 %) 6-7.
После смешивания массу заливают в форму с использованием вибратора.
При изготовлении заливных футеровок большое значение имеет зерновой
состав и соотношение отдельных фракций периклазового порошка. Рациональ-
ный зерновой состав заливных периклазовых масс, разработанный УГТУ-УПИ,
приведенный в [4], должен быть следующим, масс.%: крупная фракция (10-
1 мм или 5-1 мм) 60±5; средняя фракция (1-0,5 мм или 0,5-0,08 мм) 15±5 и
мелкая фракция (менее 0,08 мм) 30±5. Наиболее важным является содержание
тонкомолотой фракции (< 0,08 мм) в массе, количество которой должно быть в
пределах 25-35 %.
В промышленности для футеровки тигельных и канальных печей применя-
ют: кварцитовые, высокоглиноземистые (муллитокремнеземистые, муллито-
вые, муллитокорундовые и корундовые) массы при плавке меди и медных спла-
вов; шамотные и высокоглиноземистые — для плавки цинка, алюминия; пе-
риклазовые, периклазохромитовые, электроплавленные и MgO — для плавки
334
10.4. Примеры применения огнеупоров для футеровки индукционных печей
никеля и тяжелых сплавов. В последние годы разработаны составы масс с ис-
пользованием электроплавленной шпинели стехиометрического состава
(MgO-Al2O3) или с избытком MgO.
Выбор соответствующей массы для определенного металла или сплава обус-
ловлен, главным образом, взаимодействием между футеровкой и расплавлен-
ным металлом и шлаком, так как основными корродирующими факторами
являются оксид, образующие с футеровкой легкоплавкие эвтектические со-
ставы, хорошо смачивающие огнеупоры и глубоко проникающие через мик-
ропоры и трещины футеровки. При этом необходимо также учитывать хими-
ческое взаимодействие между компонентами футеровки и проникающего ме-
талла или сплава [16-19].
В индукционных канальных печах проникновение расплавленного металла
происходит преимущественно в индукционном элементе печи. Это связано с
тем, что огнеупорная футеровка между катушкой и каналом должна быть от-
носительно небольшой толщины для того, чтобы не вызывать излишних по-
терь мощности в печи. Эта часть футеровки работает в особо сложных усло-
виях. В каналах, кроме коррозии и высокой температуры, происходит также
разрушение эрозией, вызываемая быстрой циркуляцией металла. Поэтому не-
обходимо уделять особое внимание выбору соответствующего материала для
футеровки индуктора, формированию каналов и приданию им специального
профиля так, чтобы протекающий металл встречал на своем пути как можно
меньше сопротивлений потоку. Хорошо изготовленная футеровка изнашива-
ется не очень быстро и может эксплуатироваться значительное время.
Проблема выбора огнеупорных материалов, технология изготовления и фор-
мирования футеровки, ввиду сложности указанных выше проблем, пока пол-
ностью не решена. Зарубежные и отечественные фирмы предлагают целый
ряд разнообразных масс — сухих и пластичных. Следует подчеркнуть, что
кроме правильного выбора и эксплуатации, решающими факторами, влияю-
щими на срок службы, являются также хорошая утрамбовка (набивка) массы
и надлежащее спекание футеровки.
10.4. Примеры применения огнеупоров
для футеровки индукционных печей
10.4.1. Футеровка индукционных печей для плавки меди
и медных сплавов
Для плавки меди и медных сплавов широкое применение получили кварци-
товые массы, содержащие более 98 % SiO2 с зерновым составом, масс.%: фрак-
ции более 2 мм 10; 1,0-2,0 мм 20-30; 0,09-1,0 мм 20 40; менее 0,09 мм 35 40.
335
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
Эти массы связываются борной кислотой Н3ВО3 или бурой Na2B4O7 в коли-
честве 1-2 %.
Применяются также массы, содержащие, масс.%: кварцита 86; электроплав-
ленного А12О3 11; бой стекла 1; бура 2.
В последние годы кварцитовые больше заменяют высокоглиноземистыми
массами из-за их более высокой огнеупорности, химической стойкости, проч-
ности против температурных колебаний, механической прочности и меньшей
склонности к растрескиванию в процессе сушки и спекания. В качестве связу-
ющего вещества применяют фосфорную кислоту или ее соли в количествах 6-
8 % по отношению к сухой массе. При этом влажность массы составляет ~4 %.
Средний срок службы индукционного элемента с высокоглиноземистой футе-
ровкой составляет более года, тогда как с кварцитовой футеровкой — только
около 6 мес. Нейтральные массы (высокоглиноземистые) и основные (перик-
лазовые, периклазошпинельные, периклазохромитовые, шпинельные и т.п.) ха-
рактеризуются повышенной прочностью против коррозионного действия рас-
плавленных металлов и шлаков. Однако, кварцитовые массы, несмотря на их
невысокие свойства по прежнему применяются благодаря тому, что они спе-
каются при низких температурах.
В том случае, когда для изготовления футеровки применяют дефицитный
дорогостоящий огнеупорный материал, ее делают двухслойной. Соприкасаю-
щиеся с расплавленным металлом стенки футеровки формуют из специаль-
ного огнеупора, для изготовления остальной части применяют более дешевый
материал.
Взаимодействие расплавленной меди с футеровкой проявляется в формах:
1. Механического воздействия, проникновение по порам и трещинам вглубь
футеровки с последующим расклинивающим действием;
2. Физического воздействия перегретого металла;
3. Химического воздействия, заключающегося в прохождении обменных хи-
мических реакций между огнеупором, металлом и его оксидами.
Наиболее подвижна, особенно при повышенной температуре, медь. Медь и
ее оксиды проникают в футеровку на большую глубину по порам и трещинам,
а также в агрегаты зерен, расчленяя их на отдельные кристаллы и ослабляя
структуру футеровки. Механизм проникновения меди в высокоглиноземистые
огнеупоры носит диффузионный характер; в кварцитовые — медь проникает
в результате капиллярной пропитки, в периклазокорундовые — смешанным
путем.
При химическом взаимодействии оксидов меди с высокоглиноземистым ог-
неупором образуются алюминат Си2О-А12О3 и шпинель СиО-А12О3. Оксиды
336
10.4. Примеры применения огнеупоров для футеровки индукционных печей
меди разрушают кристаллическую решетку муллита, что сопровождается об-
разованием стеклофазы и вторичного корунда. При взаимодействии меди с
кислой футеровкой образуются легкоплавкие эвтектики и ускоряются поли-
морфные превращения кварца, создающие дополнительные напряжения в фу-
теровке.
Анализ периклазсодержащих огнеупоров после службы в печах плавки меди
показал, что основная часть новообразованных трещин и распад агрегатов
периклаза происходит на участках, содержащих соединения меди, которые
проникают в промежутки между отдельными зернами периклаза, разрушают
агрегаты периклаза и разрыхляют структуру периклазовых огнеупоров. Час-
тые и резкие колебания температуры и наличие газопеременной среды вызы-
вают объемные изменения при окислении и восстановлении соединений меди.
При смене парциального давления О2 в печной среде, изменения происходят
по схеме: Си —э Си2О —э СиО, сопровождающейся изменением объема соот-
ветственно на 164 и 175 %.
Структурное растрескивание (разрушение) считается одним из основных
видов разрушения при службе в печах плавки меди. Установлено, что струк-
турное разрушение меньше у изделий, на поверхности которых при службе
образуется расплав с высокой вязкостью.
Корундовая футеровка считается оптимальной при выплавке сплавов на ос-
нове меди вследствие образования уплотненного шпинелью рабочего слоя и
гарниссажа небольшой мощности на шпинели, а применение пневматической
набивки футеровки взамен ручной позволяет снизить пористость с 24—27 до
15-16% [20].
Повышение термостойкости периклазовой футеровки достигается введени-
ем в состав масс электрокорунда. При службе электрокорунд образует шпи-
нель, синтез которой сопровождается увеличением объема и, как следствие,
повышением плотности футеровки и снижением количества образующихся
трещин.
Плавку медноникелевых сплавов, хромовых бронз и других медьсодержа-
щих сплавов ведут в футеровке, состоящей из периклаза (84 %), электроко-
рунда (13 %) и борной кислоты (3 %) или хромитопериклазового порошка
(90 %), электрокорунда (7-10 %) и борной кислоты (3 %). По зерновому со-
ставу эти массы должны удовлетворять требованиям: фракции 2,5-5 мм —
10-13 %; 1,6-2,5 мм — 18-22 %; 0,63-1,6 мм — 18-22 %; 0,1-0,63 — 20-23 %
и менее 0,1 мм — 25-30 %.
337
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
10.4.2. Огнеупорная футеровка индукционных печей
для плавки алюминия
Отличительной особенностью службы огнеупоров при плавке алюминия и
его сплавов состоит в том, что расплавленный алюминий обладает высокой
восстановительной способностью, т.е. большим сродством к кислороду. В со-
ответствии с данными табл. 10.7 все оксиды, расположенные выше А12О3, имеют
более низкое значение AG. и не могут быть восстановлены жидким алюмини-
ем, в то время как SiO2 и FeO легко восстанавливаются, особенно если они
входят в какие-либо соединения со стабильной кристаллической решеткой.
На практике, как указывается [16], СаО и MgO взаимодействуют с расплав-
ленным алюминием и особенно заметно при температурах выше 1 000 °C, об-
разуя интерметаллидные соединения или шпинель (MgOAl2O3).
Износу огнеупоров способствует глубокое проникновение расплава алюми-
ния, вязкость которого соответствует вязкости воды. В результате перепадов
температуры возникают мелкие, частично невидимые трещины в огнеупорах,
через которые может проникать жидкий алюминий в футеровку печи.
Шамотные огнеупоры, часто применяемые в производстве алюминия, со-
держат значительное количество SiO2. Кремнезем реагирует с расплавом алю-
миния согласно реакции:
3SiO2 + 4А1 -> 2А12О3 + 3S1,
в ходе которой высвобождается значительная энергия и к тому же, она являет-
ся необратимой. Теоретически, при условии достаточно длительного време-
ни, реакция будет продолжаться до тех пор, пока не останется алюминия или
диоксида кремния.
Таблица 10.7
Свободная энергия Гиббса образования некоторых оксидов
Оксид Энергия Гиббса, Дб„ ккал/моль Ог при температуре, °C
660 850 1000
СаО -256 -249 -242
MgO -243 -233 -225
ВаО -225 -215 -208
АЬОз -220 -210 -203
ТЮ2 -177 -157 -162
SiO, -167 -160 -153
FeO -98 -93 -87
338
10.4. Примеры применения огнеупоров для футеровки индукционных печей
На практике эта реакция оказывается медленной, в связи с чем обеспечива-
ется возможность расплавления металла в печи, где применяются эти матери-
алы. Однако иногда имеют место явления, которые могут привести к выходу
печи из строя или, по меньшей мере, к ухудшению качества металла. В этом
случае происходит медленная пропитка огнеупора, который превращается в
черную исключительно твердую массу, представляющую собой смесь корун-
да и алюминия. Эта масса обладает тепло- и энергопроводными свойствами,
что является огромным недостатком в случае электропечи. К тому же, ее меха-
ническая прочность такова, что ремонт печи превращается в весьма трудный
процесс.
Реакция восстановления SiO2 может носить поверхностный характер и огра-
ничиваться на отдельных частицах огнеупора, которые отделяясь попадают в
металл ввиде неметаллических включений. Даже если алюминий и не прони-
кает глубоко, он окисляется воздухом с образованием на стенках печи выше
уровня металла, окисных “грибов”. Эти “грибы” могут увеличиваться в объе-
ме и полностью перекрыть доступ в печь. Поверхностная зона реакции слу-
жит своего рода “фитилем” для миграции жидкого алюминия. В случае дости-
жения температуры ванны 1 000 °C окисление алюминия и образование корун-
довых “грибов” происходит очень быстро.
Из сравнения плотностей алюминия 2,4 г/см3 и его оксида 3,99 г/см3 следует,
что большая плотность оксида алюминия после ее образования должна была
бы вызвать погружение на дно печи. Однако практически этого не бывает, так
как образующаяся на поверхности ванны пленка, не смачивается жидким алю-
минием и под действием сил поверхностного натяжения длительное время
находится на поверхности. При дальнейшем окислении металла она утолща-
ется и становится тяжелее настолько, что постепенно погружается в металл и
опускается на дно ванны.
При плавке алюминия периодически необходимо производить чистку кана-
лов подового камня или тигля индукционной печи.
Глубокая пропитка алюминием шамотных и других алюмосиликатных огне-
упоров и химические реакции восстановления вызывают образование зон с
различными химико-минеральным составом, структурой и физико-химичес-
кими свойствами, способствуя тем самым появлению внутренних напряже-
ний [16].
Установлено, что комбинация добавок из оксидов ВаО и В2О3 и формирова-
ние микропористой структуры футеровки способствуют снижению миграции
расплавов алюминия [21]. Свойства таких материалов, по данным фирмы Didier,
приведены в табл. 10.8.
339
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
Таблица 10.8
Свойства огнеупорных материалов [21]
Свойство RESISTAL В85 AC, фосфат и обжиг RESISTAL В80 SPEZIAL, фосфат и термообработка RESISTAL В85 SPEZIAL, фосфат и обжиг
Химический состав, масс.%;
SiO2 8,9 7,1 7,0
AljOs 82,7 76,7 83,3
TiOj 2,3 2,3 2,1
Fe20j 1,1 1,1 1,4
ВаО 0,2 5,4 1,8
В2Оз — — 1,2
Р2О5 4,7 4,1 3,1
SO3 — 2,8 —
Плотность в необожженном состоянии, г/см3 2,97 3,05 3,04
Пористость открытая, % 13,4 15,1 11,6
Предел прочности при сжатии, МПа 245 150 265
Усадка(-)/рост(+) (1500 °C; 5 ч) +1,5 -0,05 ±0
Температура деформации, °C 1525 1200 1305
Распределение пор по размерам, мкм
Din 45,0 35,0 7,5
Озо 3,0 2,0 3,0
Dgo 0,8 о,з 0,7
Оксиды ВаО и В2О3 нашли широкое применение в отечественной практике
производства масс корундового и корундошпинельного состава в качестве
футеровочных материалов для плавки и литья алюминия и его сплавов, вы-
пуск которых освоен на ОАО “Динур” [22,23] и ОАО “Подольскогнеупор” (по
ТУ 1568-008-00187046-2001 “Высокоглиноземистые баритсодержащие изде-
лия”, которые содержат >64 % А12О3, >4,5 % ВаО, <1,5 % Fe2O3 [18]).
Физико-химические показатели огнеупорных масс производства ОАО “Ди-
нур” приведены в табл. 10.9. Корундошпинельная (КСВШ) и высокоглинозе-
мистая (ВГБСБ-3) массы, готовые к употреблению, по своим служебным по-
казателям не уступают, а по ряду свойств превосходят зарубежные аналоги.
Заливные бетонные массы, в отличие от полусухих, обладают высокой термо-
стойкостью при сравнительно невысоком содержании влаги в бетоне соответ-
ственно масс.%: 6-8 (КСВШ) и 2-4 (ВГБСБ-3) [23].
Использование плавленой шпинели (MgO-Al2O3) с избытком оксида магния
примерно 10-12% является наиболее целесообразным, так как он взаимодей-
ствует с продуктами окисления алюминия [19]: 2А1 + 1,5О2 —> А12О3, MgO +
340
10.4. Примеры применения огнеупоров для футеровки индукционных печей
Таблица 10.9
Физико-химические показатели огнеупорных масс
Наименование показателя Нормы для марок
КСВШ-1 ВГБСБ-3
Массовая доля,%:
АЬОз не менее 70 60
MgO в пределах 6-14 -
S1O? не более — 12
СаО в пределах — 0,1ч4
BaO(BaSO4) в пределах — 5-7(8-10)
Влажность, % 0,6 4-5
Зернистость, мм 7,0 7,0
Предел прочности на сжатие после сушки при 110 °C — 31,2
и после обжига при 800 °C (выдержка 5 ч), МПа 50,0 26,0
Объемный вес после обжига при 800 °C, г/см3 2,8 2,551
Температура применения, °C Не более 1500 Не более 1300
Теплопроводность, Вт/(м-К), при температуре, °C:
600 1,26 —
800 1,47 —
1000 1,6 —
+ А12О3 —> MgOAl2O3. Реакция образования и окисления идут с увеличением
объема способствуя уплотнению структуры рабочей зоны футеровки.
Широкое применение для футеровки печей для плавки алюминия получил
бетон на связке жидкого стекла с тонкомолотым периклазом и шамотным [24]
или высокоглиноземистым [25] заполнителями.
Использование плавленой шпинели (MgOAl2O3) с избытком оксида магния
примерно 10-12 % является наиболее целесообразным, так как он взаимодей-
ствует с продуктами окисления алюминия [19]: 2А1 + 1,5О2 —> А12О3, MgO +
+ А12О3 -a MgO Al2O3. Реакция образования и окисления идут с увеличением
объема способствуя уплотнению структуры рабочей зоны футеровки.
Широкое применение для футеровки печей для плавки алюминия получил
бетон на связке жидкого стекла с тонкомолотым периклазом и шамотным [24]
или высокоглиноземистым [25] заполнителями.
Химический фактор считается основным определяющим стойкость огнеупо-
ров в индукционных печах плавки алюминия [4, 16, 19, 21] и в сочетании с
электрическим полем индуктора, вызывающим накопление неметаллических
включений на стенках каналов подового камня. Наиболее стойкими к хими-
ческому разрушению являются корундовые огнеупоры низкой (менее 1 %) по-
341
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
Таблица 10.10
Огнеупорные материал для футеровки индукционных печей
Для плавки алюминия фирмы “Vesuvius”
Материал Рабочая температура, °C Состав, масс.% Плотность, г/см3 Применение н способ формования и укладки
А12О, SiO2 СаО
KELLUNDITE 703 1000 67 29 — 2,635 Футеровка тиглей, сухое виброуплотнение
KELLUNDITE 352 1000 92 4 — 3,00 То же
KELLUNDITE 702 1400 67 29 — 2,635 То же
KELLUNDITE 70 TOPPING 1700 67 29 — 2,550 Верхняя часть тигля, сухое виброуплотнение
KELLUNDITE 354 1650 89 2 — 2,92 Тоже
BLURAM HS 1650 70 20 — 2,70 Футеровка дна и стен, фосфатная связка
ALUGARD21Z 1300 57 17 1,4 3,16 Футеровка дна, полусухой и наливной метод, низкоцементная, цирконийсодержащая
CERCAST SUPER LI 1500 46 41 7,3 2,22 Наливная футеровка подины
COILCOTE 1800 91 3 2,9 2,28 Обмазка индуктора, паста
X9 PLASTER 1800 92 5,6 — 2,60 Обмазка, заделка трещин, в виде пасты на фосфатной связке
ристостью не реагирующие с алюминием и его сплавами, хотя на поверхности
образуется корочка небольшой толщины.
К числу слабо взаимодействующих огнеупорных материалов с расплавом
алюминия относятся силицированный графит и рекристаллизованный карбид
кремния. Графит не взаимодействует с алюминием и не зарастает, но интен-
сивно окисляется в процессе плавки.
Фирма “Vesusius” производит ряд сухих виброуплотняемых материалов для
футеровки индукционных печей тигельного типа. Это материалы на основе
оксида алюминия типа “Келлундит” (табл. 10.10).
Список литературы к главе 10
1. Огнеупоры и футеровки. Пер. с японского С. И. Жужи и Б. В. Крылова / Под ред.
И. С. Кайнарского. — М.: Металлургия, 1976. — 416 с.
2. Окороков Г. Н., Шалимов А. Г., Антипов В. М., Тулин Н. А. Производство стали и
сплавов в вакуумных индукционных печах. — М.: Металлургия, 1972. — 192 с.
3. ТрофимовМ. Г. Футеровка индукционных печей. —М.: Металлургия, 1968. — 288 с.
4. Сасса В. С. Футеровка индукционных электропечей. — М.: Металлургия, 1989. —
232 с.
342
Список литературы к главе 10
5. Стрелов К. К., Кащеев И. Д. Теоретические основы технологии огнеупорных ма-
териалов. — М.: Металлургия, 1996. — 608 с.
6. Замятин С. Р., Пургин А. К, Хорошавин Л. Б., Цыбин И. П., Кокшаров В. Д. Ог-
неупорные бетоны. Справочник. —М.: Металлургия, 1982. — 192 с.
7. Перепелицын В. А., Мамыкин П. С., Кащеев И. Д. Минералообразование в перик-
лазовом тигле при плавке благородных металлов // Труды ВостИО. Вып. 11. — М.:
Металлургия, 1971. С. 125-134.
8. Мамыкин П. С., Кащеев И.Д., Перепелицин В. А., Каржавина Т П. Служба на-
бивных тиглей для плавки благородных металлов в индукционных печах // Огнеупо-
ры. 1969. №5. С. 19-23.
9. Мамыкин П. С., Дьячков П. Н., Проскурин Ю. А., Олюнин Л. Я. Высокоогнеупор-
ные тигли из плавленного магнезита для плавки специальных металлов в высокочас-
тотных печах // Труды ВостИО. Вып. 4. — М.: Металлургия, 1963. С. 127-130.
10. БасьясИ. П., Матюхин П. А., Сухова Л. В., Скороход С.Д. Исследование свойств
магнезиальных набивных масс для вакуумных индукционных печей // Труды ВостИО.
Вып.П. — М.: Металлургия, 1971. С. 114-125.
11. Кайбичева М. Н. Футеровка электропечей. — М.: Металлургия, 1975. — 280 с.
12. Фарбман С. А., Колобнев И. Ф. Индукционные печи для плавки металлов и спла-
вов. — М.: Металлургия, 1968. — 496 с.
13. Вайнберг А. М. Индукционные плавильные печи. — М.: Госэнергоиздат, 1960.
14. Кащеев И. Д., Ладыгичев М. Г., Гусовский В. Л. Каталог-справочник. Огнеупоры:
материалы, изделия, свойства и применение. В двух книгах. Книга 1 и Книга 2 / Под
ред. И.Д. Кащеева. — М.: Теплоэнергетик, 2003. — 336 с.(Кн. 1); 320 с. (Кн. 2).
15. Кузьмин Л. И., Ревяков В. Ф. Повышение стойкости футеровки низкочастотных
канальных индукционных печей // Труды ВостИО. Вып. 5. — М.: Металлургия, 1964.
С. 26-35.
16. Гришенков Е. Е. О выборе огнеупоров для печей алюминиевой промышленности.
// Новые огнеупоры. 2003. № 5. С. 66-68.
17. Кащеев И. Д., Гришенков Е. Е. Огнеупорная футеровка печей цветной металлур-
гии // Новые огнеупоры. 2003. № 5. С. 69-70.
18. Салин В. В. Огнеупоры для цветной металлургии // Новые огнеупоры. 2003. № 5.
С. 70-71.
19. Столбов И. В., Перепелицын В. А., Карпец Л. А. Новые шпинельные огнеупоры
для цветной металлургии // Новые огнеупоры. 2003. № 5. С. 71.
20. Кузьмин Л. И., Рагозинников В. А., Кудрявцева Т. Н., Панфилов Р А., Ревяков
В. Ф. О технологии изготовления футеровки низкочастотных канальных индукцион-
ных печей для выплавки сплавов на основе меди // Труды ВостИО. Вып. 9. — М.:
Металлургия, 1969. С. 112-128.
21. Кокот Б. Современные огнеупорные материалы и концепции их применения в
агрегатах производства алюминия // Цветные металлы. 1997. № 2. С. 44—48.
22. Пихутин И. А., Сергиенко С. С. Применение новых материалов для желобов ме-
таллотракта в ОАО САЗ // Новые огнеупоры. 2004. № 2. С. 3-5.
343
Глава 10. Огнеупоры для индукционных электрических печей
23. Пихутин И. А., Сизов В. И., Тонков В. Н. Разработка составов и способа изготов-
ления футеровки крупногабаритных литейных желобов из огнеупорных заливных масс
отечественного производства // Технико-экономический вестник. Алюминиевый за-
вод ОКСА. Компания “РУСАЛ”. 2002. № 1 [5]. С. 19-24.
24. Герасимов Е. И., Мартынов В. М., Сасса В. С. Жаростойкие бетоны для электро-
печей. — М.: Энергия, 1969. — 145 с.
25. Пихутин И. А., Фролов В. Ф., Юрков А. Л. Внедрение технологии изготовления
футеровки печей ИАТ-6 из новых футеровочных материалов (полусухие набивные
массы) // Технико-экономический вестник. Алюминиевый завод ОКСА. Компания
“РУСАЛ”. 2002. № 1 [5]. С. 16-19.
344
Приложение 1.
Основные параметры серии дуговых печей постоянного тока для плавки стали и чугуна
Типы печей ДПС-0,05 ДПС-0,25 ДПС-0,6 ДПС-0,6 ДПС-1,5 ДПС-3,0 ДПС-6,0 ДПС-12 ДПС-25 ДПС-50
Номинальная емкость печей, т 0,05 0,25 0,6 0,6 1,5 3 6,0 12 25 50
Установленная мощность источника питания, кВ-А 80 320 570 1176 1674 2575 5110 10650 21300 30000
Напряжение питающей сети, кВ 0,38 0,38 0,38 6, 10 6, 10 6, 10 6, 10 6,10 6, 10 10,35
Максимальный ток сводового электрода, кА 1,1 2 3 4 8 10 15 20 40 50
Диаметр сводового электрода, мм 0,6 75 100 100 150 200 250 300 500 610
Продолжительность цикла плавки, ч 1 1,2 1,5 1,2 1,5 1,5 1,5 1,5 1,25 1,25
Удельный расход электроэнергии, кВт ч/т 745 650 620 550 520 515 500 485 460 450
Суточная производительность, т 1 5,1 9,6 12,3 24 48 96 190 480 960
Годовая производительность, тыс. т 0,3 1,7 3,1 4 8 16 32 63 160 310
Основные параметры серии дуговых печей постояннго тока для плавки алюминия и сплавов на его основе
Типы печей ДПС-0,015 ДПС-0,05 о 6 К i=t ДПС-0,6 ДПС-1,5 ДПС-3,0 ДПС-6,0 ДПС-12 ДПС-25 ДПС-50
Номинальная емкость печей, т 0,015 0,05 0,2 0,6 1,5 3 6,0 12 25 50
Установленная мощность источника питания, кВ-А 0,04 0,15 0,3 1176 1674 2575 5110 10650 21300 30000
Напряжение питающей сети, кВ 0,38 0,38 0,38 6, 10 6, 10 6, 10 6, 10 6, 10 6, 10 10, 35
Максимальный ток сводового электрода, кА 0,6 2 2 4 8 10 15 20 40 50
Диаметр сводового электрода, мм 50 75 75 100 150 200 250 300 500 610
Общая продолжительность цикла плавки, ч 0,3 0,5 0,82 1,2 1,5 1,5 1,5 1,5 1,25 1,25
Удельный расход электроэнергии, кВт ч/т 600 500 480 550 520 515 500 485 460 450
Суточная производительность, т 1,2 2,4 5,8 12,3 24 48 96 190 480 960
Годовая производительность, тыс. т 0,4 0,8 1,9 3,9 3,9 4,9 7,4 14 24 40
Приложение
345
346
Приложение 2.
Некоторые свойства высокоогнеупорных оксидов и изделий из них
Свойства и характеристика АЬО; ВеО MgO СаО ZrO2 ThO2 ио2 Сг2О3
Система кристаллов Гексаг. Гексаг. Куб. Куб. Куб. Куб. Куб. Гексаг
Структурный тнп решетки, нм а-АЬОз ZnS NaCl NaCl CaF2 CaF2 CaF2 Корунд
Параметр решетки, нм о=0,512 а=55°17' а=0,2695 с =0,439 о=0,4203 0=0,4799 о=0,508 0=0,559 о=0,547 —
Твердость по шкале Мооса 9 9 5-6 4,5 7 6,5 3,5 8,5
Истинная плотность, г/см3 3,97 3,02 3,60 3,35 5,6 9,69 10,96 5,23
Температура плавления, °C 2050 2530 2800 2570 2700 3050 2760 2300
Теплота образования, кДж/моль 1647 578 612 635 1081 1227 1074 1140
Теплота образования, на 1 г-ат Ог Дж/моль 549 578 612 635 540 613 537 —
Энтропия Дж/моль 52,3 14,1 27,4 39,8 50,4 82,1 78,0 81,2
Истинная молярная теплоемкость, Дж/моль 79,1 25,4 37,8 42,8 63,1 85,3 64,4 —
Средний температупный коэффициент линейного (20ч- (20+ (20+ (0+ (70+ (25+ (25+ —
расширения, Ю^-К^в интервале температур) 1000°С) 1700°С) 1700°С) 1000°С) 1000°С) 1700°С) 1000°С)
Модуль упругости, 105 МПа, при 20 °C 3,82 3,1 2,14 — 1,72 1,40 1,64 —
Предел прочности при сжатии, МПа, при 20 “С 3000,0 800,0 1400,0 — 2100,0 1500,0 980,0 —
Предел прочности при растяжени и, МПа, при 20 °C Коэффициент теплопроводности при условии нулевой пористости, Вт/(м-К), при: 265,0 100,0 98,5 —- 148,5 100,0 — —
100 °C 30,27 217,72 34,46 15,24 1,95 10,3 9,8 —
1200 °C 5,53 17,25 5,86 — 2,39 2,51 — —
1600 °C 6,07 15,16 6,57 — — — — —
Энергия Гиббса, (ACrjgg), кг/моль (из элементов) 1532,6 569,4 578,2 604,2 1037,6 1169,4 1143,4 1059
Температура кипения, °C 2980 3840 2825 2850 4300 4072 3709 3000
Удельная теплоемкость, Ср при 25 °C, Дж/(кг-К) * В Дж/(моль-К). 774,98 1017,39 937,84 900,16 — 61,8* 64,4* 794,66
Приложение
Приложение 3.
Огнеупорные материалы футеровки индукционных тигельных печей и миксеров для чугуна и стали
№ п.п. Типы печей и элементы Марки выплавляемых металлов Состав огнеупорной футеровки Стойкость футеровки, мес. Заменители менее дефицитные, уменьшающие стойкость футеровки
1 Тигель печи промышленной частоты для чугуна емкостью 6-5-60 т Чугун марок: СЧ 15-32; СЧ50-90; СЧ21-40;СЧ28-48; ВЧ 45-5 Первоуральский кварцит ПКМИ-97,5 с борной кислотой — 1,5% (ГОСТ 9656-75) или с борным ангидридом — 1 % 1+4 Овручский молотый кварцит ПКМ- 97 с добавкой 10+12 % кварца молотого пылевидного марки А (маршалита) ГОСТ 9077-82
2 Тигель печи промышленной частоты для чугуна и высокоуглеродистой стали емкостью 1-5-10 т ВЧ 50-2; ВЧ 45-5 Дистенсиллиманит — 60 %, электрокорунд № 200 — 40 % 1+2 Овручский молотый кварцит ПКМ- 97 с добавкой 12+15 % кварца молотого пылевидного марки А
3 Тигель печи для чугуна и стали емкостью 0,1+6 т Чугун всех марок, сталь углеродистая, низколегированная Масса МЛ-2 3+8 Кварцевые пески с добавкой 10+20 % кварца пылевидного марки А
4 Выравнивающая обмазка, наносимая на индуктор тигельный печей для плавки чугуна и углеродистых сталей Кварцит от 0 до 1 мм — 70 %, высокоглиноземистый цемент ВЦ-75 6+12 Смесь муллитокорундовая с цементом для огнеупорных бетонов марки СМКЦ
5 Нижнее и верхнее бетонное кольцо для печей емкостью более 6 т Заполнитель ЗМКР (ГОСТ 23037-78) класс 4-70 %, высокоглиноземистый цемент ВЦ-70; ВЦ-75 или алюминат кальция технический — 30 % 24+36 Огнеупорная смесь алюмосиликатная бетонная на высокоглиноземистом цементе марок СМКРВЦ-45; СШВЦ-40 или СШЦ-5
6 Сливной носок, воротник и крышка печи Масса муллитокорундовая МК-80 или масса корундовая гидравлическая МКН-94 ТУ 14-8- 359-80 6+12 Масса марки МЛ-2 или МЛ-3
Приложение
347
Продолжение
348
№ п.п. Типы печей н элементы Марки выплавляемых металлов Состав огнеупорной футеровки Стойкость футеровки, мес Заменители менее дефицитные, уменьшающие стойкость футеровки
7 Тигель печи для углеродистой стали емкостью до 6 т Сталь инструмен- тальная, углеродис- тая хромоникелевая и др. низколегиро- ванные марки а) Кварцит ПКМИ-97,5 — 89 %, борная кислота 1,5 % или борный ангидрид — 1 %; кварц пылевидный марки А ГОСТ 9077 -82 — 10 %; б) масса МК-80 или МК-90 0,5+1 Овручский кварцит борный ангидрид-1 %, кварц пылевидный марки А - 15%, масса МЛ-2 или МЛ-3
8 Тигель печи для высоколегированной стали Высоколегированн ые и марганцевые стали Периклазовый порошок марок ПМЭ- 88, ПМИ-88, ПМИ-90 фракции 4+2 мм — 10 %, фракции 2-5-1 мм — 14 %, менее 1 мм — 14 %; периклазохро- митовый порошок фракции 4+2 мм — 10 %, фракции 2-5-1 мм — 15 %, менее 1 мм — 35 %; плавиковый шпат — 2 % 0,3+0,5 Порошок периклазовый марки ПМ
9 Тигель емкостью до 3 т для открытых и вакуумных печей Высоколегированн ые и прецизионные сплавы Порошок из плавленого периклаза для индукционных печей марки ПППВИ и ПППОИ-93 — II; III; IV; V; VI в соотношении 1:2:2:2:3 — 83 %; электрокорунд № 6 — 12-5-15 %; плавиковый шпат или борный ангидрид — до 1,5 % 0,5+1
10 Тигель печи для стали и никеля емкостью 16 т и более Сталь всех марок и никель Кирпич периклазовый клиновой марок: Му 91-11 (12), Пу 91-7 и прямой Му 91-1 ГОСТ 4689- 74, буферный слой из периклаза металлургического МПМП-86 2+4 Изделия корундовые плотные клиновые для индукционных печей ТУ 14-8-187-75 АГО1 > > 90 % Р2О5 > 1 %
11 Металлостойкая обмазка для индукторов печей для стали и др. сплавов черных и цветных металлов 1-й слой: кварцит молотый марки ПКМИ-97,5 от 0 до 1 мм или ПКМ — 75 %; цемент ВЦ-75 — 25 %; 2-й слой: асбестовая ткань АТ-2 или АТ-7 ГОСТ 6102-78; 3-й слой: порошок периклазовый спеченный молотый марки МПМП-86 — 88 %, полифосфат натрия технический ГОСТ 20291-80— 12 % 12+24 1-й слой: смесь порошков марки СВШЦ-3; 2-й слой: асбестовая ткань АТ-2 или АТ-7; 3-й слой: периклазовый марки ПППОИ-90-1 —88%, полифосфат натрия — 12 %
Приложение
Приложение
Приложение 4.
Поверхностная энергия оксидов
Оксид Температура, °C Поверхносная энергия, дин/см Примечание
MgO 25 (110) 1362 (110)/(100) = 2,83
СаО 25 (ПО) 1032 (110)/(100) = 2,76
А12Оз 1850 905 Среднее значение
SiO2 25 605 Среднее значение
ВаО 1100 290 Среднее значение
ZrO2 стаб. 1850 590 Среднее значение
Поверхностное натяжение плавленых оксидов
Оксиды SiO2 А120з FeO РЮ ВаО В2О3 GeO2 СаО MgO
Температура, °C 1750 2080 1400-е-1450 900 1800 1100 1150 2600 2800
Поверхносное натяжение, дин/см 400 700 580 132 307 90 250 472 554
Поверхностное натяжение шлаков
Химический состав, масс. % Температура, °C Поверхносное натяжение, дин/см
SiO2 AI2O3 РегОз СаО FeO MgO
44 16 — 40 — — 1400+1450 480
67 21 — 12 — — 1640 460
54 21 — 25 — — 1420+1500 476
34 21 — 45 — — 1420+1500 516
43 27 — 30 — — 1440 520
33 27 — 40 — — 1500 505
60 — — 5 — 35 1460+1520 460
60 — — 35 — 5 1460+1520 475
60 — — 40 — — 1460+1520 430
50 — — 10 — 40 1460+1520 480
50 — — 40 — 10 1460+1520 490
— — 6,3 — 93,7 — 1300+1400 590
— — 10,4 — 89,6 — 1300+1400 550
6,7 — 12,5 — 80,8 — 1300+1400 488
8,8 — 10,7 — 80,5 — 1300+1400 442
13,3 — 12,2 — 74,5 — 1300+1400 433
21,7 — 10,1 — 68,2 — 1300+1400 411
30,5 — 4,8 — 64,7 — 1300+1400 403
349
350
Приложение 5.
Основные данные о материалах, расплавляемых в индукционных электропечах
Металл или сплав Химический состав, % Температура, °C Удельное сопротивление, Ом/смхЮ-6 Плотность, Удельная теплоемкость в жидком, состоянии, ккал/(кг-град) Скрытая теплота плавления
плавления перегрева перед разливкой при 20 °C В жидком состоянии при 20 °C В жидком состоянии при температуре плавления при температуре перегрева при температуре, °C
Сталь 0,22 С, 99,78 Fe 1520 1650 — 136,6 7,8 7,2 — — 44,0
Латунь 30-33 Zn, остальное Си 940 1140 7,0 38,5 8,6 8,0 0,1132 0,1175 0,0929+0,0000217 t —
Латунь мунцевая 58 Си, 41 Zn, 1 Pb 900 1040 6,0 40 8,5 7,8 0,1126 0,1158 0,0925+0,000024 t 34,5
Латунь 39,5-5-36,6 Zn, остальное Си 905 1070 6,8 40 8,5 7,8 0,1124 0,1162 0,0929+0,0000216 t 35,5
Полутомпак 20 Zn, 80 Си 1000 1160 5,1 33,5 8,7 8,1 0,1138 0,1171 0,0933+0,0000205 t 39,0
Томпак 10 Zn, 90 Си 1045 1225 4,2 28 8,8 8,2 0,1139 0,1174 0,0935+0,0000195 t 41,0
Мельхиор специальный 80 Zn, 20 Ni 1180 1250 3,0 55 — — 0,1169 0,1180 0,0933+0,00002 t 47,0
Томпак 95 Си, 5 Zn 1075 1190 2,85 23,2 — — — — 0,0937+0,0000185 t —
Медь 100 Си 1083 1225 1,75 21,0 8,89 8,3 0,13 0,1335 0,104+0,000024 t 42,5
Алюминий 100 Al 658 700 2,9 24,0 2,7 2,4 0,297 0,3 0,246+0,000078 t 92,4
Дюралюминий 94,4 Al, 4,6 Си, 0,5 Mg, 0,5 Мп 658 700 4,95 28,0 2,8 2,5 0,297 0,3 0,246+0,000078 t 97,0
Приложение
Продолжение
Металл или сплав Химический состав, % Температура, °C Удельное сопротив- ление, Ом/смхКГ6 Плотность, кг/дм3 Удельная теплоемкость в жидком, состоянии, ккал/(кг-град) Скрытая теплота плавления
плавления перегрева перед разливкой при 20 °C в жидком состоянии при 20 °C в жидком состоянии при температуре плавления при температуре перегрева при температуре, °C
БАЖ 8+10 А1,2+4 Fe, остальное Си — 60,0 — — — —
БАЖН 9,5+11 AI, 3,5+5,5 Fe, 3,5+5,5 Ni, остальное Си — 70 — — — —
БАЖМ 9+11 А1, 2+4 Fe, 1+2 Мп, остальное Си — — — 62 — — - — — —
Марганцовистая бронза 58 Си, 40 Zn, 2 Sn 920 1070 6,5 42 8,5 7,8 0,113 0,1164 0,0924+0,00002241 34,5
Фосфористая бронза 93 Си, 3 Zn, 4 Sn 1060 1225 8,5 35 8,6 8,0 0,1137 0,1168 0,0935+0,000019/ 4,0
Никель 100 Ni 1452 1550 10+12 108+109 8,3 литой, 8,6+8,9 катаный 0,110 — 0,11 в пределах от 0 до 100 °C 73
Цинк lOOZn 419,4 500 6,0+6,2 33,4+36,4 6,86 литой 7,13+7,2 катаный 6,48 — — 0,0936+0,000019/ 24+28
Магний 100 Mg 651 700 4,4+4,8 — 1,74 — — 0,25 в пределах от Одо 100 °C 72
Приложение
351
Приложение
Приложение 6.
Физико-химические показатели огнеупорных материалов
для ИЧТ 6-10 и ковша емкостью 10 т фирмы “Mayerton”
Показатели Марка массы
Магнезиальная набивная ZMRM-90 Периклазошпинельня набивная ZMSRM-90 Шпинельная набивная или наливная Шпинельная набивная для стали МКМ-85 Муллитокарбид- I кремнийутлеродистая > набивная Муллитокарбид- । кремниевая набивная Муллитокарбид- кремниевая наливная, набивная или изделие 1
I. Массовая доля, % MgO, не менее 90 90 5+8 85 — — —
АОО-, 0,5 7+9 — 10,0 50 67 70
MgO+AhOj, не менее — — 85 — — — —
SiO2, не более 1,5 1,0 — 3,0 20 7 —
СаО, не более 2,2 1,0 — — — — —
РезОз, не более — — <0,8 — — — —
С — — — — 5 — —
SiC — — — — 15 — —
SiC+C — — — — — 20 - —
2. Плотность, г/см3 2,60 2,80 2,80 2,75 2,70 2,85 2,60
3. Пористость, % — — — — 10 8,5 —
4. Прочность, МПа 1400°СхЗч — — — — >35 45> 40>
1500 °СхЗ ч >30 >35 >30 >35 — — —
5. Усадка (-), % <0,3 <0,2 — — — — —
Рост (+), % — — +1,5 +1,0 — — —
Срок хранения, мес. 6 6 6 6 — — —