I. 1и» ikhh. С .К>. l>aib.
С l Гринберг. C.H. Мариниев
ПРОИЗВОДСТВО СТАЛИ -НА АГРЕГАТЕ-,.КОВШ-ПЕЧЬ . j:
Д. А. Дюдкин, С 0. Бать, СЕ. Гжнберг, С.Н. Марннцев
ПРОИЗВОДСТВО СТАЛИ НА АГРЕГАТЕ КОВШ-ПЕЧЬ
Донецк
2003
Д. А. Дюдкин, С.Ю. Бать, С.Е. Гринберг, С.Н. Мариицев
ПРОИЗВОДСТВО СТАЛИ НА АГРЕГАТЕ КОВШ-ПЕЧЬ
Донецк
Юго- Восток
2003
УДК 669.18
Д95
Авторы: Д. А. Дюдкин, С.К) Бать
С.Е. Гринберг, С.Н. Мариицев
Рецензенты' Е.А Казачков, г-р техн, наук, профессор (Приазовский технический университет); А.Н. Смирнов, д-р техн, наук, профессор (Донецкий национальный технический унивсрсилст).
Рекомендована к печати ученым советом
Донецкого национального технического университета
Дюдкин Д.А., Бать С.Ю., Гринберг С.Е., Мариицев С.Н.
Д95 Производство стали на агрегате ковш-печь / Под науч, ред докт. техн, наук, проф. Дюдкина Д.А. — Донецк: ООО «Юго-Восток, Лтд», 2003. — 300 с., 36 табл., 81 ил.
ISBN 996-8278-70-4
В книге изложены теоретические основы и технологии получения стали на агрегатах ковш-печь. Рассмотрены конструктивные особенности агрегатов, основные принципы конструирования и технологически параметры во взаимосвязи с энергетическими режимами при оптимизации условий перемешивания металла в процессе работы Систематизирована теория и практика работы агрегатов ковш-печь. Обоснованы новые направления технологии использования порошковых проволок для производства стали с нормированным содержанием серы, а также легирования стали в заданных узких пределах.
Предназначена для научных и инженерно-технических работников металлургических и машиностроительных предприятий, научно-исследовательских институтов. Может быть полезна преподавателям и студентам ВУЗов.
УДК 669.18
ISBN 996-8278-70-4
©Д.А. Дюдкин, С.Ю. Бать, С.Е. Гринберг, С.Н. Мариицев, 2003
Dyudkin D.A., Bat S Yu., Grenberg S.E., Marintsev S.N. Steel making in a ladle furnace / Linder the editorship of Doctor of Technical Sciences, professor Dyudkin D.A. — Donetsk: «Yugo-Vostok, Ltd», 2003.— 306 p.
The book presents theoretical groundings and technologies steel making treatment in ladle furnaces. Design peculiarities of ladle furnaces, basic designing principles and process variables are considered in interconnection with energy regimes during optimization of metal agitation operating conditions.
Ladle furnace operation theory and practice are systematized. New directions of cored wire technology for making of steel with standardized sulfur content as well as steel alloying within preset narrow limits are substantiated.
The book is intended for scientists and engineers of metallurgical and engineering plants, scientific and research institutes. It can be useful for professors and students of higher educational institutes.
Tables 36, figures 81.
ISBN 996-8278-70-4	© DA Dyudkin, S.Yu. Bat,
S.E. Grenberg, S.N. Marintsev 2003
3
СОДЕРЖАНИЕ
ПРЕДИСЛОВИЕ............................ 12
ВВЕДЕНИЕ............................... 14
Глава 1 КОВШ-ПЕЧЬ— СОВРЕМЕННЫЙ АГРЕГАТ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ СТАЛИ ЗАДАННОГО КАЧЕСТВА................................ 18
1.1. Назначение агрегата ковш-печь.. 19
1.2. Сопоставление технологии внепечной обработки на установках комплексной доводки стали и агрегатах ковш-печь.21
Глава 2 ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБОРУДОВАН И Е АГРЕГАТА КОВШ-ПЕЧЬ..................26
2.1.	Конструктивные особенности ковша-печи ... 27
2.2.	Печи постоянного тока............53
2.3.	Агрегаты ковш-печь с плазменным нагревом металла......................54
Глава3. РАФИНИРОВОЧНЫЙ ШЛАК КОВША-ПЕЧИ..........................58
3.1.	Требования, предъявляемые к рафинировочному шлаку...............59
3.2.	Особенности формирования рафинировочных шлаков.................61
3.3.	Химический состав рафинировочного шлака для сталей, раскисленных алюминием...............72
4
3.4	Химический состав рафинировочного шлака для сталей, раскисленных кремнием.................79
3.5.	Требования к шлакообразуюшим материалам..........81
3.6.	Скорость формирования рафинировочного шлака и его десульфурирующая способность.....81
3.7.	Оптимальное количество шлакообразующих, присаживаемых в ковш и оптимальная толщина шлакового слоя...86
Глава4. ПРОДУВКА МЕТАЛЛА АРГОНОМ ............92
4.1.	Влияние перемешивания металла со шлаком на процесс десульфурации.....93
4.2.	Удаление неметаллических включений .94
4.3.	Изменение содержания газов в стали.97
4.4.	Усреднение химического состава и температуры стали................. 101
4.5.	Сопоставление продувки металла в ковше сверху и снизу.............. 109
4.6.	Оптимальное расположение и обслуживание продувочных пробок, интенсивность продувки................. 113
Глава 5.	ОГНЕУПОРЫ АГРЕГАТА КОВШ	ПЕЧЬ... 126
Глава 6.	ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
КОВША-ПЕЧИ.......................... 142
5
Diaea 7 ТЕПЛОВОЙ И МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС АГРЕГАТА КОВШ-ПЕЧЬ............... 156
7.1.	Методика определения теплового баланса .. 157
7.2.	Структура теплового баланса....... 165
7.3	Пуги снижения расхода электрической энергии................ 166
7.4.	Сопоставление затрат электроэнергии на агрегатах ковш-печь различных предприятий.......................... 167
Глава 8. ОТСЕЧКА ШЛАКА ПРИ СЛИВЕ МЕТАЛЛА ИЗ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОГО АГРЕГАТА...... 172
Глава 9. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РЕЖИМ АГРЕГАТА КОВШ-ПЕЧЬ........................ 190
9.1.	Температура металла на выпуске из сталеплавильного агрегата......... 191
9.2.	Организация выпуска металла в сталеразливочный ковш.............. 193
9.3.	Технология обработки стали шлаком. 196
9.4.	Десульфурация стали..............205
9.5.	Окисленность металла.............209
Глава 10. ОБРАБОТКА СТАЛИ ПОРОШКОВЫМИ ПРОВОЛОКАМИ...................214
10.1.	Конструктивные решения и расположение оборудования для ввода проволок........217
10.2.	Обработка стали кальцийсодержащими реагентами..........220
10.3.	Микролегирование и доводка стали по химическому составу................248
6
Глава 11. ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ПЕРЕДЕЛЬНОГО ЧУГУНА................280
ЗАКЛЮЧЕНИЕ.........................290
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ..................293
7
CONTENTS
PREFACE ........................................... 12
INTRODUCTION....................................... 14
Chapter I LADLE FURNACE IS A MODERN UNIT FOR PRESCRIBED QUALITY STEEL MAKING............................................ 18
1.1. Purpose of a ladle furnace.............. 19
1.2. Comparison of out-of furnace treatment technologies in steel finishing installations and ladle furnaces........................21
Chapter?. LADLE FURNACE EQUIPMENT...................26
2.1.	Ladle furnace design peculiarities.......27
2.2.	DC furnaces .............................53
2.3.	Metal plasma heating ladle furnaces......54
Chapters REFINERY SLAG OF A LADLE FURNAC ............................................58
3.1.	Requirements to refinery slag............59
3.2.	Peculiarities of refinery slag formation.61
3.3.	Chemical composition of refinery slag for aluminium deoxidized steels..............72
3.4.	Chemical composition of refinery slag for silicon deoxidized steels................79
S
3.5.	Requirements to slag-making materials. 8)
3.6.	Refinery slag forming rate and its desulfurizing ability..................................  81
3.7.	Optimum quantity of slag-making materials added to a ladle and optimum slag layer thickness............................86
Chapter 4	ARGON BLOW OF METAL.....................92
4.	1. Influence of metal mixing with slag on desulfurization process.................93
4.2.	Removal of nonmetallic inclusions......94
4.3.	Change of content of gases in steel..  97
4.4.	Averaging of steel chemical composition and temperature.......................... 101
4.5.	Comparison of top and bottom metal blow in a ladle............................... 109
4.6.	Optimum arrangement and maintenance of blow plugs, blow intensity............ 1)3
Chapter 5	REFRACTORY MATERIALS OF LADLE FURNACE................................. 126
Chapter 6.	ELECTRIC CHARACTERISTICS OF A LADLE FURNACE.............................. 142
Chapter 7.	THERMAL AND MATERIAL BALANCE OFA LADLE FURNACE ............................. 156
7	1. Thermal balance calculation technique ....	57
9
7.2	. Thermal balance structure ......... 165
7.3	Wavs to reduce power consumption...... 166
7.4	Comparison of power
consumption in ladle furnaces of different enterprises.............. 167
Chapter 8.	SLAG CUTOFF WHEN TAPP1 NG A STEELMAKING UNIT ............................. 172
Chapter 9	LADLE FURNACE OPERATING PRACTICE ....................................... 190
9.1.	Metal temperature on a steelmaking unit outlet.............. 191
9 2 Arrangement of metal tapping to a steel teeming ladle.............. 193
9 3. Process of steel treatment with slag. 196
9.4. Steel desulfurization................205
9.5. Metal oxidability....................209
Chapter 10. STEEL TREATMENT WITH CORED WIRES ....................................214
10 1 Constructive solution and arrangement of equipment for introduction of wires...............217
10.2. Steel treatment with calcium containing reagents.....................220
10.3. Steel microalloying and finishing by chemical composition.................248
io
Chapter 11 PIG IRON DESULFURIZATION	280
CONCLUT1ON.......................... 290
REFERENCE........................... 293
11
ПРЕДИСЛОВИЕ
Термин «внепечная обработка стали» появился в связи с тем, что, начиная с 60-х годов прошлого столетия, главным образом, для повышения производительности дуговых сталеплавильных печей и конвертеров, часть процессов рафинирования из этих аг регатов начали переносить в ковш. В этих условиях термин «внепечная обработка стали» отражал определенный этап в комплексной технологии сталеплавильного производства. Однако, в связи с непрерывным ужесточением требований к качеству металла и ограниченными возможностями управления физико-химическими условиями протекания процессов в сталеплавильных агрегатах, все более многочисленные металлургические задачи, которые прежде решали на стадии основной плавки, переносятся на внепечную обработку. Очень скоро это привело к созданию установок доводки металла и агрегатов ковш-печь. Потребовалась разработка новых технологий и сталеплавильных процессов, соответствующих современному уровню развития техники. За последние десятилетия утвердилась новая концепция производства стали, в соответствии с которой сталеплавильный агрегат предназначен, главным образом, для расплавления шихты и доведения расплава по температуре, т. е. для получения полупродукта. Сталь с заданным составом, качеством и свойствами получают (в нашем случае) на агрегате ковш-печь. Поэтому мы и назвали книгу «Производство стали на агрегате ковш-печь» в отличие от выплавки полупродукта и разливки готовой стали
В научно-технической литературе и в документации в настоящее время нет единообразной терминологии, отражающей суть относительно нового технологического объекта в сталеплавильном производстве — установка печь-ковш, агрегат ковш-печь.
Часто применяемое выражение «установка печь-ковш», в соответствии с толковым металлургическим словарем, — это комплекс устройств (оборудования) для осуществления единого технологического процесса. Такое словосочетание, в данном случае,
12
формально отражает действия выплавка жидкого металла в печи и выпуск его в ковш Эго давно известные действия
Выражение «агрегат ковш-печь», с учетом толкования его в металлургическом словаре, своим словосочетанием отражает суть нового комплекса устройств (оборудования) для проведения металлургических процессов Это, по нашему мнению, в полной мере соответствует характеристике нового технологического объекта в сталеплавильном производстве.
Издание книги обусловлено тем, что последние голы металлургия стран СНГ находится в стадии становления и активного развития. С учетом вновь введенных, на предприятиях СНГ находится в эксплуатации более 40 агрегатов ковш-печь В силу субъективных причин в научно-технической литературе в настоящее время явно недостаточно уделяется внимания обсужде нию актуальных проблем этого, можно сказать, нового направления в металлургии. В результате на многих предприятиях далеко не в полной мере используются технологические и экономические возможности этих совершенных агрегатов.
ОАО «Завод «Универсальное оборудование» — это специализированное предприятие по производству порошковых проволок для легирования, микролегирования стали, модифицирования неметаллических включений, разработке новых видов проволоки и технологий их применения Сотрудники научно-технического подразделения этого предприятия уже более 10 лет осуществляют внедрение порошковой проволоки на многих предприятиях СНГ и проводят работы по совершенствованию технологии получения стали на агрегатах ковш-печь. Накопленный опыт в этом направлении позволил систематизировать данные по ряду предприятий и с учетом собственных разработок обобщить эти материалы в предлагаемой книге
Авторы выражают глубокую признательность и благодарность работникам металлургических предприятий Молдавского. Белорусского металлургических заводов, ММ3 «МСТИЛ (Украина)», НТЗ, ОЭМК, ММ К. ОАО «Тагмет» и др. за участие и помощь в проведении исследований
13
ВВЕДЕНИЕ
На отечественных металлургических предприятиях ковшевая металлургия началась с разработки и внедрения процессов рафинирования во время выпуска металла, а затем, 20- 30 лет назад появились обособл иные установки доводки стали с возможностью делегирования металла, вдувания или, в последствии, ввода порошковой проволокой активных элементов и пр. Существенной особенностью этих установок является отсутствие средств подогрева стали. Поэтому металл для вмененной обработки выпускают из плавильного агрегата со значительным перегревом, обеспечивающим компенсацию потерь тепла за время проведения операций по внепечной доводке стали. Дополнительный, сверх необходимого для выпуска, перегрев металла приводит к удлинению продолжительности плавки, что снижает экономические показатели процесса производства стали, способствует увеличению содержания в нем газов, повышению окисленности, что влечет за собой повышенный угар раскислителей и увеличение содержания неметаллических включений. Как альтернативное решение используется, в случае необходимости, химический подогрев металла за счет выжигания продувкой кислородом присаженного в ковш алюминия. При этом одновременно с алюминием окисляются и все остальные составляющие элементы стали, особенно железо, поэтому этот способ обычно применяется в исключительных ситуациях — при снижении температуры стали в ковше до уровня, ниже требуемого для нормальной ее разливки.
В мировой металлургической практике с 1965 и 1967 г.г. (фирмы АСЕА—СКФ и Финкл-Мор соответственно) появляются первые агрегаты ковш-печь, оснащенные средствами для регулируемого подогрева металла при осуществлении рафини рования и доводки стали. Преимущества новых агрегатов в существенном расширении возможности управления физико-химическим состоянием металла и осуществлении ресурсо- и энергосберегающих технологий послужили основой для доста-
14
точно интенсивного развития этого направления как в Р«™ так и последние 20 ЛСТ, В Crll-
Новый агрегат - это комплекс тесно взаимос^нъ» нологических и энергетических параметров От оптимизап этпй взаимосвязи, как в заложенных конструктивны, рах, так и в процессе эксплуатации, зависит в целом эффекта»-ность работы агрегата.
Основными параметрами, которые определяют peberry кх
ша-печи, являются:
—	химический состав рафинировочного шлака,
—	толщина слоя шлака на зеркале металл:
—	длина дуги;
—	соотношение подводимой мощности к площади зеркала
металла;
—	скорость нагрева металла;
-	интенсивность перемешивания и гидролинами : анны.
При формировании рафинировочного шлака определенного для группы марок стали состава, необходимо обеспечить заданную толщину слоя шлака на зеркале металла, соответствующую установленной длине дуги В этих условиях достигается оптимальная скорость нагрева металла с учетом соотношения подводимой мощности и площади зеркала металла в ковше. Время достижения требуемых значений перечисленных параметров зависит от выбора режима перемешивания и гидродинамики ванны. При этом установление оптимально.', взаимосвязи технологических и энергетических параметров зависит от целого ряда причин в конкретных условиях сталеплавильного цеха. Прежде всего — это тип сталеплавильного агрегата и состояние с отсечкой высокоокисленного печного шлака; уровень содержания серы на выпуске металла; выбранная мощность трансформатора; решение вопроса перемешивания металла в ковше; время выплавки и разливки плавки и др.
В настоящей монографии изложены теоретические основы и технологии получения стали на агрегатах ковш- печь. Рассмот-рены конструктивные особенности агрегатов, обоснованы принципы конструирования и технологические параметры во

втаимосвяти с «нертстическими режимами при отними ташти условий перемситивания металла в процессе работы
\грспп ковш-печь предназначен тля получения качественной стали, поэтому неотъемлемой частью лсхиолотни ра боты ковша печи является испотьюнапис порошковой кровотоки с различными наполнителями Особое внимание в соответствии с современными требованиями утстено калытийсо-тержашей проволоке, применение которой нс имеет аиалотов по многофакторному воздействию и управлению основными параметрами физико-химическою состояния расплава. что обеспечивает во гможность ра зливвемоелн алюминием раскис ленных сталей и повышения свойств металлопродукции Н этом разделе привезены основные принципы технолог ни и новые тайные по сонсршспслтуоваппю процесса
Систсмати шрована теория и практика комплексной тсхно-логии агрегатов ковш-печь. На основе аплтиы ынных растч-ных предприятий и собственных нее ic ioikiuiiii предлагаются рекомендации по оптимальным параметрам технилонш в условиях конкретного craaeiuiaBicuaioio цеха.
И>
Глава!
КОВШ-ПЕЧЬ - СОВРЕМЕННЫЙ АГРЕГАТ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ СТАЛИ ЗАДАННОГО КАЧЕСТВА
В современной металлургии ковш-печь — это агрегат, наиболее рационально обеспечивающий возможность гибкого управления процессом формирования физико-химического юстояния расплава для достиж 1ия поставленной цели — получение высококачественной стали с заданным химическим составом и свойствами.
1.1.	Назначение агрегата ковш-печь
Агрегат ковш-печь позволяет осуществлять следующие операции:
—	снижение содержания серы в стали до необходимо! уроии
—	производить сталь с содержанием легирующих элементов в заданных узких пределах;
—	осуществлять отдачу металла на разливку в заданном интервале температур;
—	обрабатывать сталь активными лсментами (кальций, титан, бор, РЗМ и др.) с максимальным и стабильным усвоением;
—	усреднять металл в ковше по температуре и химическому составу;
—	изменять за счет микролегирования морфологию и коли-чество неметаллических включений;
—	в случае работы с МНЛЗ агрегат ковш-печь является буферной емкостью, позволяющей подавать металл строго в необходимое время при серийной разливк стали;
—	в случае выпуска металла с превышением химического состава по вр дным примесям за счет разбавления чистым металлом другой плавки исключить брак металла по химическому составу;
при аварийной остановке МНЛЗ исключить потери металла путем его подогрева до пуска МНЛЗ в работу.
19
.1ЛЯ осущестмения рафинирования металла на ковше п oshhv ,п основных условии является отсечка на RZ п-авилыюго агрегата печного окисленного шлака (или Ха-тенмс) и навозка рафинировочного шлака.
Проилвс тж стали с ладанными узкими пределами по химическом сост ву в плавильном агрегате практически невозможно из-за нестабильности усво< ния ферросплавов и множ ства изменяющихся неконтролируемых факторов. Произвотство таких сталей на ковше-печи является обычной практикой
При выпуске плавки из плавильного азрегата существенны колебания температуры. Так, большинство технологических инструкций по производству стали регламентируют выпуск мета, ла в интервале температур 20", в то время как для разливки на МНЛЗ, особенно серийной, температура металла в ков
ше регламентируется в интервале температур не более 10‘, а зачастую и 5*С
Известна |1,2] неоднородность металла по температуре и хими ескому составу при выпуске стали в сталеразливочный ковш Перемешивание металла на ковше-печи в течение довольно длительного времени (40—60 мин) способствует усредне нию температуры и химического состава стали [3|, по ходу процесса агрегат ковш-печь имеет технологические и экономические преимущества по сравнению с другими способами — обработка стали шлаками на выпуске (жидкие, ТШС, самоплавкие),
на установках комплексной доводки и др.
Присадка активных элементов в ковш на выпуске отличается нестабильным и очень низким их усвоением что затрудняет управление морфологией неметаллических включений, а ковше печи эти операции отработаны и экономически цело раз
При серийной разливке стали на МНЛЗ синхрони выпуска из плавильною агрегата и подачи 1 “°" ей лом на разливку является сложной оР,а,“И°оНс"бенно при и п пволяет отливать только короткие с Р • одноГО 11Ла_ мартеноьском производстве стали. ри н	|а Агрегат
ВИЛЬНОГ э агрегата такая синхронизация нево можна. ал>
ковш-печь позволяет подавагь металл на МН 13 строп» по племени и с необходимой темп ратур •
Таким образом, исключая дегампию мета а. к**» печь является наиболее универсальным л грет атом, тюзволя.	рг
шать все задачи получения качественной стали
1.2.	Сопоставление технологии внепечной обработки на установках комплексной доводки стали
и агрегатах ковш-печь
В отечественной металлургии исторически сложилась ситу ация, что появлению ковша-печи предшествовали установки комплексной доводки стали (УКДС), на которых вмененная обработка стали в ковше осуществляется за счет нсрарева металла на выпуске из плавильного агрегата. В литературе (4| имеют место высказывания, что УКДС по своим технологическим и экономическим характеристикам могут конкурирова с ковшом-печью. По нашему мнению, эта тенденция ошибочна.
Основным отличием агрегата ковш-печь от установки комплексной доводки стали является злектродуговой подогрев металла осуществляемый по принципу, реализуемому в электро-дуговых печах. Однако это отличие а; счет за собой принципиальные и существенные особенности производства стали, укатанные в работе [5J.
На УКДС нагрев шлака осуществляется за счет теши металла. Следовательно, перед выпуском плавки металл необходимо перегревать, чтобы запаса тепла хватило на проведение всех операций внепечпой обработки и отдачу ковша с металлом на МНЛЗ с определенной температурой (обычно это 60— 70 С). Поскольку невозможно предусмотреть все возникающие в процессе работы технологические и организационные отклонения, запас тепла должен быть заведомо большим, чем необходимо. В результате, в конце процесса для то едения стали до требуемой температуры ее необходимо дополнительно охлхж дать (например, погружением в жидкии металл сляба млн люмса). Естественно, что при этом увеличиваются затраты на
21
производство стали в плавильном агрегате, растет газосодер-жапие и окисленность металла Использование агрегата ковш-печь позволяет исключить излишний перегрев металла.
На УКДС шлак, в большинстве случаев, неактивный, так как теряет температуру естественным путем. Подогрев шлака осуществляется, в основном, при перемешивании его с металлом аргоном (азотом), подаваемым, как правило, через верхнюю погружную фурму. При этом шлак дополнительно забирает тепло от металла. Перемешивание осуществляется кратковременно, что не позволяет более полно использовать сульфидную емкость шлака. При продувке металла сверху часто оголяется зеркало металла, что приводит к дополнительному охлаждению и особенно его окислению со всеми вытекающими отсюда последствиями (повышенный угар раскислителей, дополнительное образование неметалли чсских включений и т.д.).
На агрегате ковш-печь металл продувается на протяжении всего периода обработки через пробки различной конструкции, расположенные вднише ковша. Использование продувочных пробок при стабильном уровне металла в ковше позволяет перемешивать металл, не вызывая его бурления, расход газа легко регулируется.
Нагрев металла осуществляется электродуговым способом, поэтому шлак перегрет относительно металла. Вследствие этого он жидкоподвижен и активно взаимодействует с металлом на всем протяжении обработки, за исключением времени, необходимого для его формирования. Наличие внешнего нагрева позволяет, путем присадки шлакообразуюших, получать шлак необходимого состава, что обеспечивает максимальное использование его десульфурирующей способности.
При работе на УКДС, даже при наличии отсечки шлака и использовании твердых шлакообразуюших смесей, присаживаемых во время выпуска, химический состав шлака нестабильный, особенно его окисленность. Возможности корректировки химического состава шлака ограничены и растянуты во времени. Из-за отсутствия дополнительного нагрева шлака необходимо отбирать тепло от металла. Это приводит к значительным
22
колебаниям результатов но десульфурации стали или к повышенным расходам кальцийсодержаших материалов.
При обработке стали на УКДС перегрев металла в плавильном агрегате и повышенная температура стали в компе приводят к увеличению расхода огнеупоров. Дополнительно расходуются огнеупоры на футеровку продувочной фурмы, стойкость которой составляет 1,5-2 обработки Общий расход огнеупоров составляет порядка 0,4 кг/т стали Непредсказуемые изменения в состоянии расплава вносит интенсивная продувка металла через верхнюю фурму при его охлаждении перед отдачей ковша на МНЛЗ Такая «обработка» на УКДС осуществляется в 60—70 % случаев от всего массива плавок, в течение 9—16 мин но данным конкретного предприятия. Негативные последствия такого приема проявляются особенно при применении кальнийсодержашей порошковой проволоки, затрудняя получение заданного остаточного содержания кальция в металле, что приводит к повышенным затратам. Более целесообразно в этих случаях осуществлять охлаждение металла до ввода кальция в расплав Однако это затруднит точное попадание по температуре стали для разливки на МНЛЗ. Последнее время на предприятиях СНГ проявляется тенденция к применению на УКДС продувки через днище ковша, что более технологично, но проблема охлаждения металла остается
Таким образом, по эксплуатационным затратам агрегат ковш-печь и УКДС отличаются, в основном, затратами иа электроэнергию, шлакообразующие и, в случае УКДС. дополнительным на! ревом металла в плавильном агрегате. При использовании УКДС должна быть резервная МНЛЗ, на случай аварийного отказа намеченной к разливке МНЛЗ от приема плавки из-за отсутствия возможности поддержания не обходимой температуры металла в ковше длительное время, что влечет за собой значительное увеличение затрат на производство стали.
Технико-экономические расчеты показывают, 'по при дро-'шх равных условиях использование ковша-печи, по сравнению с УКДС, сокращает эксплуатационные затраты примерно в
4 раза С ie товательно. arpeiai ковш печь является наиболее экономичным ит существующих агрегатов виепечиои обработки стали, обеспечивающим минимальные татра па при максимальном лучшении качества стали В организационном плане ковш-нечь. являясь буферным устройством между плавильным агрегатом и разливкой, позволяет ликвидировать возможные нарушения технологии и сит иронизировать работу отдельных звеньев технологической цени.
24
Глава 2
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБОРУДОВАНИЕ АГРЕГАТА КОВШ-ПЕЧЬ
2.1.	Конструктивные особенности ковша-печи
Конструкция агрегата ковш-печь схематически представлена на рис. 2.1 (а, б). Основное технологическое оборудование ковша-печи включает:
—	устройство для автоматического замера температуры и отбора проб металла;
—	водоохлаждаемая крышка;
—	печной трансформатор или выпрямители;
—	короткая цепь;
—	электрододержатели с электродами;
—	стенд д ля постановки ковша или сталевоз.
—	система газоудаления и газоочистки;
—	пульт управления с системой АСУТП;
—	комплексы для подачи порошковой проволоки с различными наполнителями (трайбаппараты, направляющая проводка, разматыватели);
—	система охлаждения оборудования;
—	бункерная эстакада с системой транспортеров, взвешивающим устройством и течкой;
—	продувочные устройства.
Агрегаты ковш-печь бывают одно- и двухпозиционными. Двухпозиционные агрегаты используют в мартеновских цехах, выпускающих металл в два ковша, или в конвертерных цехах большой производительности и предназначены для одновременной обработки двух ковшей с поочередным подогревом. В этом случае ковши устанавливают на двух стендах или сталево-зах. Каждый ковш накрывают индивидуальной крышкой, а нагрев металла производят поочередно, путем переустановки электродов из одной крышки в другую. Сталеразливочные ков-
Рис. 2. Ila). Распа ожение оборудования агрегата ковш-печь вдоль пролета иеха
Рис. 2. Кб). Расположение оборудования агрегата ковш-печь поперек цеха
ШИ должны ТОЧНО устанавливаться под крышку, иначе электроды не попадут в отверстия крышки. Ход элсктрододсржатслсй с электродами должен быть строго фик ированным
Бункерная эстакада ковша-печи состоит из системы бункеров, предназначенных для хранения оперативного запаса шлакообразующих и раскислителей. Как правило, бункерная эстакада оборудована самоходной дозирующей тележкой с взвешивающим устройством, позволяющим загружать в ковш необходимые материалы в требуемом количестве. С крышкой ковша-печи бункера связаны течкой.
Стенд или сталевоз служат для постановки под ковш-печь сталеразливочного ковша. Использование сталевоза предпочтительнее, так как при этом уменьшается загрузка разливочного крана. В аварийной ситуации сталевоз позволяет оперативно убирать ковш из-под крышки ковша-печи без разливочного крана, который может быть в это время занят. Стенды для постановки ковша обычно используются н; двухпозиционных агрегатах, где необходимо точно поставить ковш под крышку. В этом случае в приямке под стендом оборудуют аварийные емко
сти для приема металла в случае прогара ковша.
Крышка ковша-печи предназначена д ля снижения потерь тепла металлом в период нагрева и обработки, создаст безопасные условия работы, защищает металл от окисления и газонасыщения и служит для сбора отходящих газов Принципиальные конструкции крышек ковша-печи представлены на рис. 2.2—2.4. Крышка ковша-печи может быть выполнена из металлического кожуха с размещенными внутри него трубами водяного охлаждения или полностью только из труб охлаждения, вплотную прилегающих друг к другу
При наличии металлического кожуха трубы охлаждения располагаются с промежутком между ними, равным иаметру rvufc1 К₽ышки ™ конструкции производит Новокраматор-кпы МашИностРОИтельнь,й завод. При такой конструкции
Имеется возможность заварить образовавшуюся течь в шается*1^6 ТрУ®ы‘ ^ри этом тепловая работа крышки не нару-тоокоетигп^16 крышки такой конструкции предварительно , заполняя межтрубное пространст во, а затем оно
30
Рис. 2.2 Крышка ковша печи и металлического кожуха с размещенными внутри трубами водяного чкиикдашя покрывается шлаковым гарнисажем Длительная работа кры шек такой конструкции на Молдавском метахтургичсском »-воде показала удовлетворите. ытую их стойкость.
В настоящее время НКМЗ разр. бодана i выпускается кон струкция крышки, п тказат пая па рис. 2.4. В этой конструкции охлаждающие грубы располагаются на расстоянии 1/2 диаметра друг от друга, а пром жутки между ними заполнены •«- ка ми, сваренными с трубами в одну конструкцию. По данным ре-боты |6] при таком соотношении размера трубы и обечайки pet> ро отводит тепло, гак ж< эффективно, как и треба
На большинстве aiperaroB ковш-печь конструкции фирм аь-него зарубежья охлаждающие трубы уложены вплотную, обрщуя кожух кры пки. Трубы посекционно соединены в водосторнжи тд»-варештые контактнт и сваркой В этом атучае три помвлении течи воды между трубами это место невозможно "шарить, i попымме воды во время обработк т в жидким метай способствует его »«т« я > раживапию. Наличие воды под крышкот может принести и к взрывам. Работа крышек такой конструкции обеспечивляся только при исцодьзовании химически поиишовлен1К'н4 воды.
При наличии металлического кожуха крышке ковша-печи можно придан, обтекаемую форму, то спосиХкгкуот уменыменшо тепло1югло1цаю1цеп поверхности, тс. меныисме расходу мектро энергии Крышки бед мета 1ического кожуха трек авииит оцбон
Рш 2.3 Крышка ковша печи из труб водяного охлаждения, вплотную прилегающих друг к другу
32
Рис 2.4. Крышка котшз-печи конструкции НК Ч
состыкованные шс.шары.	естествен, ю.
„о. лишающую поверхность II повышает всрояп-ктъ протер»JT™
Нижняя -men. крышки, прилегают*» к юмшп. в ИС*“Яд“ конструкциях обрам-тепа воюохлажлаюшимся ммыюм . ри опускании крышки кашпо южится на борт ковша В >п еде чае между крышкоп и кольцом цмешея мюр. и при плохо очи шейном or шлака торне ковша этот мюр может быть юани тельным, что приводи! к noicocx во муха в -замкнутое пр» странство между крышкой и зеркалом метана и. как еле* тык. вы.ываег шашпельпыи прирост во юрода и а тога встали
Для снижения содержания гаюв в метал.те. в частности люта, на Молдавском металлургическом ыводс при выплавке стали с пониженным со держанием аюта огь.иича*п .ахючисткх. При лом отходящие гаты лмкунрхюгся мере» талеры в ot»cp-стнях для опускания меыродов и в мюр мскл> ковшом и крышкой. Органиювапнос у ia.iei.ne отходящих гашвосчшеста-ляется через пере 1ПИЖНО1! юнт. рас1ихюженнын над ciex.pai • ми. подключаемый к 1аюочис|кс На наш вя ыд 1Ччсе рацио
нально этот вопрос решен в крышках ковшв-печи конструкции фирм Маннесманн, Даниэли, Фукс, в которых между крышкой и ковшом создано лабиринтное уплотнение, причем подсасываемый воздух по внутренней полости нижнего торца крышки поступает сразу в вытяжное устройство в качестве разбавителя для снижения температуры отходящих газов и подсос воздуха в рабочее пространство ковша-печи исключается. При такой конструкции крышки необходимо тщательно следить за очисткой торца ковша (иначе крышка не сядет на место).
Так как крышка изготавливается водоохлаждаемой и способствует значительному теплоотводу, поверхность ее должна быть оптимальной. Высота крышки над бортом ковша должна обеспечивать минимальный теплоотвод от электрической дуги и уменьшать забрызгивание металлом при вводе сыпучих материалов, особенно ферросплавов.
Объем отходящих газов составляет порядка 30—60 тыс, нм’/час (с учетом воздуха разбавления). Содержание кислорода в отходящих газах по фактическим замерам находится на уровне 20,3-20,6 %, те., количество гаэовыделений из ковша незначительно.
Количество подсасываемого воздуха регулируется прикрытием шибера отводящего тракта и должно быть таким, чтобы температура отходящих газов перед рукавными фильтрами не превышала 80—100 "С, для исключения прогара фильтра.
Система охлаждения крышки обычно выполняется секционной для обеспечения нормального охлаждения наиболее напряженных участков, которыми являются водоохлаждаемые элементы для прохода электродов, заслонка рабочего окна крышки, течка для подачи сыпучих материалов.
Агрегаты ковш-печь, как правило, оборудованы трайбаппарата ми для подачи порошковой проволоки (как минимум, 3—5 видов) и алюминиевой катанки в жидкий расплав. Траибаппарат представляет собой тянущее устройство, предназначенное для подачи порошковой проволоки определенной длины и с заданной скоростью.
Привод трайбаппарата обеспечивает плавное регулирование скорости в заданных пределах путем изменения подаваемой мощности с помощью тиристорного преобразователя
34
при работе на постоянном токе (ретутировка потоку) или ч» статным преобразователем при работе на переменном гою-(регулировка по частоте) Асинхронные двигатели переменного тока имеют меньшие габаритные размеры, конструктив но более просты и надежны в эксплуатации по сравнению с двигателями постоянного тока В то же время, тиристорные преобразователи проще конструктивно и ботее ремонтно пригодны. В последнее время появились надежные конструк ции частотных преобразователей, и в связи с этим большинство ведущих в мире фирм производителей трайбаппаратов (Odermath, Affival, Danielle) переходят на производство трайбаппаратов с частотным регулированием
Подача проволоки траибал паратом осуществляется при помощи нескольких пар роликов Один ряд роликов получает вращение от двигателя через редуктор при помощи клинорсмсннои. зубчатой или червячной передачи. Другой ряд прижимается к ведущим ротикам при помощи пневмопилиндров или регулируемых пружин Имеются трайбаппараты с верхним и с нижним расположением ведущих роликов. Для удобства обслуживания при заправке проволоки более приемлемо нижнее расположение ведущих роликов.
Пружинный прижим роликов более предпочтителен, чем пневматические Во-первых, для нормальной работы пневматики, особенно в зимних условиях, необходимо наличие осушенного воздуха, который есть не на всех предприятиях. Во-вторых, пневхотика требует тщательного обслуживания и своевременного ремонта. В-третьих, пружинный механизм позволяет индивидуально регулировать прижим каждой пары роликов в зависимости от их износа.
С точки зрения надежности захвата порошковой проволоки трехроликовая схема предпочтительнее по сравнению с двзхро-ликовой. Эта схема позволяет выравнивать проволоку (правку производят обычно на трех опорах) перед выдачей се в направляющую проводку, что уменьшает сопротивление при трении проволоки о трубу. Для надежного сцепления роликов с проволокой на их катающей поверхности производят насечку или нарезю
Трайбанпараты снабжены стационарными или переносными пультами управления, имеющими счетное устройство для
V
определения длины проволоки и скорости ее подачи. Обычно палача проволоки может осуществляться в ручном или автоматическом режимах, количество подаваемой проволоки и время ее ввода фиксируется системой Л( УТП.
Конструктивно трайбаппараты изготавливают в одно-, двух-и многоручьевом исполнении, т,е. для подачи в расплав одного, двух и более видов проволоки Многоручьевые трайбаппараты имеют, как правило один привод на все ручьи Двухручьевые трайбаппараты изготавливают одноприводными (с попеременной работой ручьев) или с двумя индивидуальными приводами на каждый ручей Трайбаппараты с индивидуальным приводом на каждый ручей предпочтительнее.
Для исключения проскакивания заднего конца проволоки через ролики в направляющую трубу, современные трайбаппараты оборудованы уловителями конца проволоки различных конструкций. Размотка проволоки осуществляется из неподвижного бунта, установленного осью поперечно относительно трайбаппа-рага, путем вытягивания внутреннего конца проволоки
Агрегаты ковш-печь конструкции зарубежных фирм, как правило, оборудованы установкой для автоматического замера температуры и отбора проб жидкого металла. При включении установки сначала опускается зонд замера температуры. В памяти установки фиксируется уровень металла в ковше, определяемый по скачку температуры, а затем, с учетом этого, опускается зонд автоматического отбора пробы металла с определенной глубины.
В отечественной практике такие установки используются редко (несмотря на удовлетворительную их работу) по следующим причинам:
—	не всегда к моменту замера шлак находится в жидкоподвижном состоянии, а твердые куски могут повредить датчик;
—	продолжительность ручного и автоматического замеров примерно одинакова.
Установки автоматического замера снабжены устройствами Л1Я определения содержания активного кислорода и пересчета на содержание кислоторастворимого алюминия, что очень важно, особенно при присадке кальцийсодержащих материалов К сожа
36
i-
l
лению, их испотыуют очень редко, что свягано с относительно высокой стоимостью датчиков и низкой ку [ьтурой производства.
Сталсразливочные ковши, обслуживающие агрегаты ковш-печь, в обязательном порядке снабжены прогулочными устройствами, так как без перемешивания металла процесс нагрева его электрической дугой невозможен, как будет показано ниже
Известно, что шлак при нагреве сверху имеет температуру на 50 150 "С выше, чем металл. Поэтому металл фактически охлаждает шлак, т.е., градиент температуры направлен сверху вниз
Глубина проникновения переменного тока в металл по данным |7] определяется формулой:
где ц — магнитная проницаемость (для жидкой стали р =“ I): р — удельное электрическое сопротивление (для жидкой стали р = 1,3—1,5 10 6),/ — частота переменного тока (50 Гц).
Предположим, что в сталеразливочном ковше емкостью 135 т слой шлака составляет 10 см, т.е в ковше содержится 2 т ишака, что реально для обычной работы ковша-печи Температура металла в ковше 1600 °C, а подводимая активная мощность составляет 15 МВт. Для этого случая глубина проникновения тока в металл 8 по расчету составляет 8,5 см. Учитывая, что под электродом вследствие давления ионизированного газа зеркало металла вогнуто, принимаем общую глубину проникновения тока в металл 10 см При этом под воздействием дуги находится слой металла массой 5 т. Продолжительность подвода электроэнергии принимаем 15 мин. За это время подводится 1250 кВт, из которых примерно 50 % теряется в окружающую среду Ос тавшиеся 625 кВт распределяются между металлом и шлаком и гипотетическое увеличение температуры составит
ЛТ =
625
5 0,22 + 2 0.405
= 327 °C.
(2.2)

где 5 и 2 — масса металла и шлака, т. 0.22 и 0.405 — теплоемкость металла и шлака, кДж/т С.
Таким образом, при отсутствии перемешивания поверхностный слой металла будет перегреваться на 327 "С. Температура металла составит 1927 “С и, в конечном счете, сгорит крышка. Это подтверждает необходимость перемешивания в процессе нагрева
Обычно перемешивание металла производится через пробки (пористые, щелевые, звездообразные и др.), установленные в днише ковша (рис. 2.5). В аварийных случаях (при отказе донных пробок) перемешивание осуществляют сверху погружной аварийной фурмой. В этом случае металл греют дугой в течение 2-3 мин, а затем производят перемешивание в течение 3—4 мин При отсутствии аварийной фурмы металл из ковша, который не продувается, переливают в другой ковш. Исходя из этого, за продувочными пробками необходим тщательный уход.
Рис. 2.5 Звездообразная продувочная пробка фирмы Radex
Современные агрегаты ковш-печь оборудованы устройством для вдувания на зеркало металла порошкообразных материалов: извести и углеродсодержащих, представляющем собой пневмокамерный насос, соединенный трубопроводом с крыш кой (соединение подвижное, чтобы не препятствовать перемещению крышки вверх-вниз). В качестве нагнетающего уст
38
ройства используются, например, установки фирмы «Штайн» Эти установки компактны, надежны в работе и производят продувку с большим расходом вдуваемого материала и низким расходом газа-носителя (обычно — воздух).
Вдувание порошкообразной извести позволяет ускорить процесс шлакообразования, а вдувание углеродсодержащих материалов — раскислить шлак (в отдельных случаях наутлеродить металл). Однако при производстве стали с низким содержанием азота использовать вдувание порошков воздухом (азотом) не рекомендуется, во избежание насыщения стали азотом. При раскислении шлака углеродсодержащим материалом происходит «сворачивание» шлака. Для придания ему жидкоподвижности необходимо использовать плавиковый шпат.
Существует практика вдувания утлеродсодержаших материалов через трубу вводимую через смотровое (рабочее) окно ковша-печи, причем труба заглубляется в металл на 300—400 мм. В случае необходимости аналогичным образом подают газообразный кислород для удаления избыточного кремния в сталях, раскисленных кремнием. В этом случае после проведения операции десиликонизации необходимо раскислить шлак и металл, чтобы снизить их окисленность.
Как правило, агрегаты ковш-печь работают на переменном трехфазном токе промышленной частоты, но возможна работа и на постоянном токе.
Понижающий печной трансформатор необходимой мощности обеспечивает нагрев металла с заданной скоростью, исходя из емкости ковша. Короткая цепь передает электрическую энергию от трансформатора к электрододержателям. Для уменьшения потерь мощности, которые обычно составляют 10-16 %, длина короткой цепи должна быть минимальной. Назначение электрододержателей удерживать электроды, передавать по токопроводам подводимую энергию.
По нашему мнению, на сегодняшний день лучшими из применяемых являются электрододержатеди фирмы «Фукс», надежные по креплению и электрическим характеристикам, компактные, с закрытыми ТОКО1 юл водами и защищенными рукавами для подвода и отвода охлаждающей воды. При работе на переменном
V»
токе шиноподвоты эчектролодержагелеи изготавливают из медных водоохлаждаемых труб Для уменьшения электросопротивления и. соответственно, потерь мощности, поверхность элскт-рододержателей, контактирующая с электродами, омедняется.
Электрододержатели с электродами приводятся в движение электрогидравлическим приводом. Имеются гидроцилин-зры для одновременного согласованного подъема и опускания всех электродов. Во время работы (нагрева) каждый электрод перемещается независимо. В качестве управляющего параметра используются токовые нагрузки.
На печах старой конструкции перемещение электродов в процессе работы осуществляется одновременно В этом случае приходится производить выравнивание электродов (расположение их торцов в горизонтальной плоскости) практически после каждой плавки или использовать более дорогие электроды, обладающие повышенной стойкостью.
В последнее время на агрегатах ковш-печь появились системы, позволяющие регулировать напряжение на каждой фазе индивидуально. вследствие чего имеется возможность одновременного перемещения электродов общим приводом. Однако эти системы пока не получили широкого распространения.
С целью облегчения веса конструкций электрододержате-лей в последнее время их изготавливают из алюминиевых сплавов. Это позволяет использовать привода меньшей мощности и более компактные.
Назначение электродов — передача подводимой мощности к расплаву металла в ковше. Учитывая высокие токовые нагрузки и температуру, к электродам предъявляются жесткие требования Они должны обладать достаточной при высоких температурах прочностью, обеспечивать протекание тока повышенной плотности, иметь достаточный предел механической прочности на изгиб, низкий коэффициент термического расширения, а также ограниченные допуски по геометрическим размерам.
Как правило, на ковше-печи используют графитированные электроды, в т.ч. специальной пропитки. Качество материала и изготовление электродов должно обеспечивать их низкий
40
удельный расход при максимальном количестве переданной электрической мощности Технические характеристики и улелъ-ныс расходы электродов, используемых на агрегатах ковш-печь приведены в табл. 2.1-2.8 поданным фирмы «Укрграфит»
Таблица 2. /
Размеры электродов с резьбой, мм
Номинатлый диаметр, мм	Обычный диаметр, мм	Размеры электродов с резьбой мм				
		Диаметры для поставки			Диаметр необработанного участка	Номинальная джина
		max	min	допуск		
75	76	78	73	±1	72	1000; 1200; 1500
100	102	103	98	+ 1	97	1000: 1200. 1500
125	130	132	127	М	126	1000; 1200, 1500
150	152	154	149	±1	146	1200, 1500, IS00
200	203	205	200	±1	197	1500,1800
225	229	230	225	±1	222	1500; I860
250	254	256	251	±1	24S	1500.1800
300	305	307	302	+ 1	299	1500; 1800. 2100
350	356	357	352	±1	349	1500; 1800:2100
400	406	409	403	+ 1	400	1500. 1800, 2100. 2400
450	457	460	454	±1	451	1500; 1800; 2100, 2400
500	508	511	505	±1	502	1800; 2100; 2400
550	559	562	556	±1	553	1800:2100:2400 2700
боо	610	613	607	±1	604	1800. 2100; 2400; 2 ЛЮ
700	711	714	708	±1	705	1800, 2100. 2400. 2700
Для опенки технико-экономической эффективности использования и сопоставления электродов различных производителей рекомендуется использовать методику, изложенную в работе [8] В данной работе электроды сопоставляются по прочностным характеристикам, объемной плотности и пористости
Низкие прочностные свойства вызывают разрушение электродов, что приводит как к увеличению их расхода, так и увеличению продолжительности времени обработки стали в связи с необходимостью извлечения огарков из ванны и перепускания электродов.
Поскольку назначением электродов является подвод здекг роэнергии к металлической ванне и преобразование ее в тепло.
41
Таблица 2.2
Рекомендуемые плотности тока для различных марок электродов
Диаметр электрода, мм	Плотность тока, А/см1			
	Марка электродов			
	ЭГ	ЭГП	эгс	эгсп
150	20 30	—	—	—
200	18-25	20-30	20-30	25-35
250	15-20	20-25	22-28	25-35
300	15-20	20-25	22-28	25-35
350	15-20	20-25	22-28	25-35
400	15-18	18-22	20-25	25-30
450	15-18	18-22	20-25	25-30
500	15-18	18-22	20-25	22-28
550	15-18	18-22	20-25	22-28
600	10-15	15-20	17-22	22-28
700	12	—		—
Таблица 2 3
Объемная плотность электродов, Д* (г/см3)
Производитель	Марка электродов			
	ЭГ	ЭГП	эгс	ЭГСП
Укрграфит	1,57-1,66	1,65-1,71	1,58-1,62	1,67-1,72
нэз	1,58 1,62	1,66-1,73	—	1,63-1,72
НовЭЗ	1,54-1,60	-	—	1,62 1.69
чэз	1,62-1,64	1,64-1,72	—	—
Китай	1,52-1,58	—	—	1,68-1,75
Индия	1,57-1,62	—	—	1,64-1,72
Румыния	—	—	-	1,68-1,72
UCAR, Россия	1.56-1 64	—	—	1,66-1,73
SGL Carbon Group	1,53-1,63	—	—	1,66-1,73
UCAR Италия, Испания	—	—	1,56-1,66	1,64-1,71
Carbide Carbon Group, США	—	—	—	1,68-1,71
Франция	—	—	—	1,65-1,74
Showa Denko, Япония	-	—	1,54-1,68	1,62-1,78
42
аблииа 24
Предел механической прочности на изгиб, а (МПа)
Производитель	Марка электродов			
	ЭГ	ЭГП	эгс	ЭГСП
Укрграфит	7,0-10,5	11,0-15,0	7,0-10,5	11,0-14,0
НЭЗ	7,3-9,7	11,0-14,2	—	9,3-15,0
НовЭЗ	7,0-10,0	-	более 6,4	8,8-11,3
чэз	6,0-8,0	—	—	—
Китай	6,4-9,8	более 9,8	-	—
Индия	8,0-12,0	—	7,0-9,0	11,0-130
Румыния	-	—	—	8,5-12,5
UCAR, Россия	5,5-8.5	—	—	8,5—13.5
SGL Carbon Group	7,0-10,0	—	—	11,0-13.0
UCAR Италия, Испания	—	—	6.2-11.8	8,5-11,5
Carbide Carbon Group, США	—	—	—	9,0-13,0
Франция	—	—	—	8,9-13,3
Showa Denko, Япония	—	—	7,8-11,8	10.0-14,7
аблица 2.5
Модуль Юнга, Е (ГПа)
Производитель	Марка электродов			
	ЭГ	ЭГП	эгс	ЭГСП
Укрграфит	6,0-10,0	8,0-11,0	7,5—9,5	9.0-110
НЭЗ	7,0-11,0	7,0—11,0	-	9 0.13.0
НовЭЗ	6,0—8,0	—	—	7 0-10 0
ЧЭЗ	4,0-7,0	3.5—7,0	60-10 0	—
Китай	—	до 12,0	—	—
Индия	5,0-7,0	—	6,5—9.0	9,0-13,0
Румыния	—	-	-	6.5-11,0
UCAR, Россия	4,0-7.0	—	—	6,0-11,0
SGL Carbon Group			—	6,5-10,0
UCAR Италия, Испания			7,0-10,0	7,0—9.5
Carbide Carbon Group, США	—	-		до U.0
Франция	—	—	—	Hi- 9,5
Showa Denko, Япония	-	-	6.9 9,8	7,5—12,0
Таблица 2 6
Мгельиое электросопротивление, УЭС (мкОм-м)
Производитель	Марка ллектродов			
	ЭГ	эгп	эгс	ЭГСП
Укрграфит	7,0—9,0	6,5—8,0	6,0-8,0	4,5—5,8
нэз	7,5-10.0	6,0-7,0	—	5,0-7,5
НовЭЗ	7,5-10,0	-	6,5-8,5	6,0—7,0
чэз	7,0-9,0	7 0-8,0	—	—
Китай	8,5-9,0	—	—	—
Индия	7,0 -10,0	8,0-10,0	—	6.0—7,5
Румыния	—	—	—	5,5-7,0
UCAR Россия	7,0-9,0	до 8,0	—	4,5-5,8
SGL Carbon Group	—	—	-г	5,0-6,5
UCAR Италия, Испания	—	—	6,0-8,0	4,5-5,8
Carbide Carbon Group, США	—	—	—	5,2—6,5
Франция	—	—	—	4,5-5.7
Shows Denko Япония	—	—	5,0-8,0	4,0—6,5
Таблица 2.7
Коэффициент термического линейного расширения, КТЛР| KTfC
Производитель	Марка электродов			
	ЭГ	эгп	эгс	ЭГСП
Укрграфит	2,0-2,6	2,0-2.7	0,9-1,2	0,9-1,3
НЭЗ	—	—	—	до 1,5
НовЭЗ	—	—	до 1,5	1,3-1,5
ЧЭЗ	до 2,2	до 2,2	до 1,2	—
Китай	2.9-3,0	до 2,2	—	—
Индия	2,1-2,5	—	1.4-1,8	1,5-1,9
Румыния	—	—	—	0,8-1.0
UCAR Россия	1.2-1,8	—	—	0,3-0,6
SGL Carbon Group	0,8-1,2	—	—	0,5-1,0
UCAR Италия, Испания	—	—	0,5-1,5	0,2-0,6
Carbide Carbon Group США	—		—	0,2-0,8
Франция	—	—	—	0,15-0,6
Sbowa Denko, Япония		-	—	0,5-1,0	0 3-1,0
44
Таблица 1Я
Коэффициент теплопроводности (Вт/м-К;
Производитель			Марка электродов			
	ЭГ	эгн	эгс	ЭГСП
Укрграфит	130-170	150-180	150-200	200-260
НЭЗ	120—160	^70-200	—	160-240
НовЭЗ	120-160	—	140—180	170-200
чэз	—	150-170	—	
Китаи	130-140	-	-	—
Индия	120-170	120-150	—	160-200
Румыния	-	-	-	170-210
UCAR, Россия	130-170	—	—	200-260
SGL Carbon Group	130-170	—	—	180-240
UCAR Италия, Испания	—	—	150-200	200-260
Carbide Carbon Group, США	-	-	-	180-230
Франция	—	—	-	200-260
Showa Denko, Япония	—	-	150-230	180-290
то наиболее приемлемой характеристикой для анализа расхода электродов является масса электродов, расходуемая на введение в металлическую ванну 1 кВт-ч электроэнергии.
Величина удельного (на единицу электроэнергии) расхода графитированных электродов может быть определена по формуле
гт
где М& — масса израсходованных на обработку стали электродов, кг, W — общий расход электрической энергии на обработку стали, кВт-ч
Величина F^W) является характеристикой, определяемом качеством электродов и в меньшей степени зависит от энергозатрат на производство конкретной марки стали, чем удельный расход электродов, выраженный в кг/т.
От величины Г/И9, используя нормы расхода ллектричес кой энергии на внепечную обработку стали, можно перейти к характеристике удельного расхода электродов ГуА/).
45
(24) гае И7 удельный расход электрической энергии, кВт ч/т.
Путем обработки результатов испытаний партий электродов методом линейного регрессивного анализа получаем зависимости Г/ИО от удельного расхода электрической энергии. Примерные графики для партий электродов двух поставщиков приведены на рис. 2.6 (а, б). Естественно, что лучшими являются электроды с минимальными значениями Г/W) при одинаковом расходе электроэнергии.
Удельный расход электроэнергии, кВт- ч/т
Рис. 2 6 Зависимость удельного расхода графитированных электродов от удельного расхода электроэнергии, а — фирмы «Clear»; б — Новочеркасского завода
46
Величина Г/Ю используется также для сравнительной объективной оценки эффективности использования электродов различ!гых марок Показателем эффективности служит величина
^ = ^>^^•000	(25)
где 39 — общие затраты на электроды для введения в жидкий металл 1000 кВт ч электрической энергии, дол США, Ц — цена 1 тонны электродов, дол. США; ^П, — затраты на доставку электродов, дополнительные затраты и упущенная выгода от простоев агрегата, переназначения плавок, а также потери от брака, связанные с поломкой электродов (из-за их неудовлетворительного качества) конкретной партии поставки, лол. США
При сравнении марок применяемых электродов предпочтение отдастся электродам с меньшей величиной 3^
Допустимый рабочий ток (1^) равен:
^=[/JO,25^,	<26)
где [/] — допустимая плотность тока для данного типа (марки) электрода, А/см2; — диаметр графитированного электрода, см.
Условие теплового равновесия выделяемой (при протека нии тока /) и отдаваемой (в результате теплоотдачи с боковой поверхности) мощности (на 1 м длины графитированного электрода под крышкой), поданным работы [7|, имеет вид:
(2 7)
где р — удельное электрическое сопротивление электрода, мкОм м; Кп — поправочный коэффициент, учитывающий увеличение активного сопротивления электрода при переменном токе вследствие поверхностного эффекта, определяемого по данным рис. 2.7; 7 — максимальный рабочий ток. А, - плотность теплового потока теплоотдачи, вычисляемая по формуле
<7
0,25яЛ£
О 2 4 6 8 10 12 14 16 IS 20
D/6,
Рис. 2.7 График для определения поправочного коэффициента поверхностного эффекта для проводников круглого сечения (цифры у кривых — отношение толщины стенки трубы к диаметру)
(k=az(T>w-T3) = q1S,	(2.8)
где aL — коэффициент теплоотдачи, учитывающий в общем виде конвективный и лучистый теплообмен поверхности с окружающей средой с температурой Т', S — площадь теплоотдающей поверхности электрода, м2; Г с — температура поверхности электрода (под крышкой)
Распад электродов
Большое значение с точки зрения обеспечения условий быстрого формирования шлака и расплавления ферросплавов
48
оказывает диаметр основной окружности размещения электродов — распад электродов
Расположение электродов в крышке ковша печи показано на рис 2.8 К расположению электродов относительно крышки и ковша предъявляются противоречивые требования Расстояние между электродами должно обеспечивать условия нормального горения дуги при заданных электрических параметрах. С одной стороны, при большом диаметре распада электродов прогревается больший объем металла С другой стороны при большом распаде электроды приближаются к стенке ковша, что вызывает повышенный износ футеровки ковша и большую нагрузку на крышку Кроме того, электроды не должны располагаться над продувочной пробкой, так как колебания уровня металла в эоне выхода аргона способствуют нестабильному горению дуги
Поданным работы [9] оптимальное, с точки зрения нагрева металла, соотношение распада электродов и их диаметра обес печивается отношением минимального расстояния от электрода до стенки ковша к максимальному и должно составлять порядка 0,9. Расстояние от электрода до футеровки ковша должно
Рис. 2.8 Расположение электродов в крышке кмша-печи.
Д — расстояние от электрода до крышки; Df — диаметр рае электродов; D — диаметр рабочего пространства, d — расстояние между электродами
•W
быть не менее 1-1.2 диаметра электрода [10,11]. Тисланд-Хол лает следующую формулу для определения диаметра основной окружности (распада) электродов [10]:
D = 0,76£ + 0.83 d,	(2.9)
где D—диаметр основной окружности, см; Е— высшее рабочее напряжение, В; d — диаметр электрода, см.
Ферросплавы и сыпучие материалы из бункеров в рабочее пространство ковша-печи за!ружаются через течку — желоб, связывающий бункера с крышкой ковша-печи. Течку рекомендуется располагать так, чтобы подаваемые материалы попадали в пространство между электродами (зона наиболее высоких температур), что способствует наиболее быстрому их расплавлению. Возможна также подача сыпучих материалов в «аргонное пятно». При этом следует учесть, что «аргонное пятно» располагается за пределами электродов (ближе к стенке ковша), а давление плазмы между электродами и металлом способствует отталкиванию слоя шлака к стенкам ковша. Вследствие этого, при подаче сыпучих материалов в «аргонное пятно» они могут ошлаковываться, и их расплавление будет затруднено Исходя из изложенного, желательно иметь минимально возможный диаметр распада электродов.
На современных агрегатах ковш-печь диаметр распада электро дов обычно составляет 500—1200 мм в зависимости от емкости ковша и мощности печного трансформатора По имеющимся данным для агрегатов ковш-печь емкостью 100—120тминимальныи диаметр распада электродов имеют печи конструкции фирмы «Фукс».
Длина дуги
Важной энергетической и технологической характеристикой ковша-печи является длина дуги при стационарном режиме горения Температура дуги составляет порядка 4500 -6000 "С, т.е. газы, содержащиеся в зоне действия дуги, находятся в виде плазмы.
Длина дуги характеризует максимальное для данного напряжения расстояние между нижним концом электрода и зеркалом металла, обеспечивающее устойчивое ее горение Определяется длина дуги, в основном, фазовым напряжением на
электроде, так как свойства токопроводящего слоя воздуха практически одинаковы:
Еф = Е-ЛЕК - ЛЕ,	(2)0)
где Е— напряжение, вырабатываемое трансформатором. В, ЛЕ — падение напряжения в короткой сети и токоподводе атекгроиукр-жателя, В, ЛЕз - падение напряжения в зажимах электродсйержа-теля и в самом электроде, В
Расчет длины дуги очень сложен. Фирма «Лаик-.п». печей своей конструкции приводит эмпирическую формулу для расчета длины дуги.
~ 35, (мм),	(2.11)
где Уф — фазовое напряжение на электроде, В
Данные по зависимости длины дуги от величины фазового напряжения по данным фирмы ♦Маннесманн» приведены на рис 29
Фазовое напряжение, В
Рис. 2.9. Зависимость длины дуги от величины фазового напряжения: 1-9 — ступени напряжения
Длина дуги является важной технологической характерно такой, о чем будет сказано в следующих разделах
Печной трансформатор
Выбор мощности печного трансформатора определяется
51
—	величиной температуры, на которую нужно подогреть металл и скоростью нагрева;
—	массой металла в сталерааливочном ковше;
—	массой присаживаемых добавок;
—	длительностью обработки.
Количество тепла, которое необходимо получить на агрегате ковш-печь определяется по формуле:
= И>'?(>Д' + Eft Д'/+ Eft Q,	(2.12)
где — удельный расход тепла, необходимого на нагрев 1 т стали на ГС, кВт ч/т ‘С (И^ =0,215 кВт-ч/г’С); с^— масса обрабатываемого металла, т; Д/ — перепад температур, “С; q — масса i-той добавки, т; Q — удельная теплота плавления (ра створения) /-той добавки, кВт ч/т; А, — изменение энтальпии /-той добавки, кВтч/т-“С.
По практическим данным КПД агрегата ковш-печь (г]^) колеблется от 0,35 для 25 тонного ковша до 0,65 для 180-тонио-го ковша [11J
Общий расход электроэнергии составляет:
(2.13) Ок-И
Мощность трансформатора агрегата ковш-печь в кВА зависит от коэффициента мощности (cos <р) и определяется по формуле:
где Р — мощность, потребляемая агрегатом, определяемая по формуле:
P=W тн,	(2.15)
где г„ — продолжительность нагрева металла, мин.
Как правило, агрегат ковш-печь может работать практически полностью в автоматизированном режиме. На пульте ковша-
52
печи сосредоточено управление всеми механиками агрегата, поступает вся информация по текущим параметрам (взвешива пие шлакообразуюшнх, раскислителей, температура охлаждающей воды, электрические характеристики процесса и т, д.), фак тическое положение всех систем, системы блокировок с фиксированием всей необходимой информации (первый уровень)
AiperaT ковш-печь имеет и второй (технологический) уровень управления, позволяющий рассчитывать по фактическим параметрам необходимость очередных операций и прогнозировать ожидаемые результаты процесса (продолжительность нагрева, ожидаемые температуры и т.д.). Обычно эта система работает в роли советчика мастера.
Таким образом, ковш-печь является современным, полностью автоматизированным агрегатом внепечной обработки стали
2.2. Печи постоянного тока
Исторически сложилось, что основное количество агрегатов ковш-печь в СНГ и в дальнем зарубежье работают на переменном токе, хотя постоянный ток имеет явные преимущества По-видимому, это связано с отсутствием 20—30 лет назад надежных и компактных выпрямителей, сложностью установки электродов
В настоящее время ситуация изменилась. По данным |12| 70 % вводимых в эксплуатацию ДСП (ковш-печь по энергообеспечению не отличается от плавильных печей) спроектированы на постоянном токе. На небольших агрегатах ковш-печь постоянный ток подводится по бифилярной схеме: один электрод размещен в крышке, второй — в подине ковша. На больших установках электроды размещают в крышке ковша-печи: два электрида — анод и катод или три электрода — два анода и один катод.
Главное преимущество печей постоянного тока состоит в исключении эффекта мерцания (фликер-эффект), те , дуга постоянного тока более устойчива [ 10|. Вследствие этого прак тически нс создаются помехи во внешней цепи, те., сторонним полребшелям мощности.
Дуга постоянного тока за счет стабилизации дугового разряда создает меньший шум, чем дуга переменного тока Огсупгвне
оверхностно эффекта при работе на постоянном токе позволяет пропускать через графитированный электрод ток большей мощности, при этом расход электродов снижается в 2-3 раза.
При работе на постоянном токе появляется возможность осуществлять глубокое рафинирование металла с меньшим расходом реагентов, ускорить процесс десульфурации, сократить длительность цикла обработки. Большая плотность тока (в 1,2— 1,5 раза больше чем переменного тока) способствует увеличению короста нагрева металла. Имеется возможность уменьшить диаметр распада электродов, что важно для ковша-печи. Печи постоянного тока можно подключать к менее мощным энергосистемам, чем печи переменного тока одинаковой мощности.
Таким образом, исходя из изложенного агрегаты ковш-печь на постоянном токе предпочтительнее, чем на переменном.
2.3. Агрегаты ковш-печь с плазменным нагревом металла
Для создания условий глубокой десульфурации используют агрегат ковш-печь с плазменным нагревом металла. Первые установки с плазменным нагревом металл; работали на постоянном токе. При этом был предусмотрен электрический контакт с металлом в ковше, содержимое которого подвергалось обработке.
Первая 30-тонная установка с трехфазной системой переменного тока была создана фирмой «Krupp». В течение нескольких лет фирма «Kobe Steel» эксплуатировала два 80-тонных ковша-печи с плазменным нагревом на заводе в Какогаме. В конце 1995 г. фирма «Hitachi Metals» ввела в действие плазменный рафинировочный агрегат емкостью 60 т на заводе в Ясуги.
Ковш-печь с плазменным нагревом по данным [13] представлена на рис 2.10. Плазмотроны установлены на опорных рамах, допускающих вертикальное и поперечное перемещение. Для обеспечения чистоты и создания контролируемой среды во время обработки ковш устанавливают в камере.
Плазменно-дуговой разряд возбуждается между плазмотронами бе эл ктрического контакта с донной частью ковша. В верхней часта плазмотроны оборудованы быстроразъемным соеди-
54
Рис. 2.10. Типовая компоновка ковша-печи с плазменным нагревом 1 — камера; 2 — ковш; 3 — крышка. 4 — плазмотроны 5 — соединительные узлы; 6 — опорные рамы
нительным узлом, который присоединяет плазматрон к мхфте, служащей элементом опорной системы Таким образом, вблизи плазмотрона на своде ковша-печи отсунЛиуют какие-либо шланги и кабели. Помимо компактности, такая конструкция обеспечивает безопасность работы и, при необходимости. быстрою замену плазмотрона Плазмотрон имеет узел центрального аласт рода и окружающий его узел кольцевого сопла Рабочая часть электрода из вольфрама рассчитана на длительную службу
В комплекс установки входят газораспределительная станция для подачи аргона, стабилизирующего дугу, насосная станция для снабжения охлаждающей водой и система алектроснаожения Работа всех систем и узлов автоматизирована и находится под управлением блока технологического конгрсыя. тентовая мощность агрегата 8 М Вт, максимальная скорость нагрева —44 'мин.
«
Пл к. пыл в плазмотроне исты п.пггея тн|хк хо тхемытт i«n>, ;»»м1*ыи псктрлз а в качестве 111Л1мля>|М1мопк.-к> мм ,,р  • срс и в объеме рМхзчстхэ iijhk транетва Tiipciaia отличается WIIW.MI ЧИСТОТОЙ. ЧП, НОЗВОТЯСТ Лграб.ЗТЫВ.ТП. X Tl.lpailHlKOVI 1С рознстые кай трх зн мтркп стали, чык. пттлелытые к ямрязнсни гм например стзбили тированные планом При т ikoIi обрабтэт ч не происходит насыщение чнмп тэотом и тюторотом из ат млферы рал’чсто прострите ва тано тиенното аргоном
Кроме простого потогрева сталей с повышенными трсбо линями к чистоте. ковш-печь с |ыа тмезнтым нагревом нотво-тяет использовать новые, более м]м|н‘К1Т1ВНЫе прок неотении 1 ые приемы Например, при обычной технологии. титан, во ьфрам. молибден и некоторых детпрующие вводят встать на самой последней сталии техно тоттгческото процесса. чтобы повысить их усвоение При испоят, юватшп ковша- печи с пл н менным нагревом эти пемепты можно вводин. на бо тее ран пси сталии, обеспечивая тем самым, более точное и надежное регхлированис химического состава стали Энн пример пока зывает. что агрегат с icia тменитам натрегмэм может нс только дополнять существующее оборудование, но и служил. средством оптимизации ирон iboiicibchhoio процесса
Плазменный натрсв та сче1 отсутствия I рафитопых электродов позволяет получать чиснас слали с содержанием угле рода, фосфора и а гота на уровне тысячных допей нронентд При теплоподвоте сверху ieixo обеспечить перегрев тплака, повышение ею реакционной способности и смешения равновесия химических реакции в сторону меньшего содержания серы в металле бе т оттасения ето navi лерожив тния
Для установок с плалменным ii.upciuJM ратрабоганы нгптз-менные нагреватели, которые обеспечивакэт стаби тьнын ра трял в диапазоне давлении 0.1-10.0 Па и отпосп1елыю высокий КПД нагрева — до 50 70 %
Как следует нт ихтоженпого, использование тьпазменнот’О нагрева является перепек тинным напр.ныенисм, обеспечиваю шим хорошее качество мста.ьла и счет снижения содсрж шпя в нем вре тных нримесси и газон
I
I лава 3
РАФИНИРОВОЧНЫЙ IILL4K КОВША-ПЕЧИ
3.1. Требования ПргТЬ-ВЛ-еЫЫГ ж ржфммрпшжнпыу МИТ
Многие меглялтртические прг i«трмягия -	>"* 
регаты коми печь. в мчсетве раф^.1И1«-п**«п •>«•' "Л*4 ivioT тэерлыс игимя/рдтуюшж .мг м ГППО «-*--••* ‘' итвсста и плавикового шихта (состгношет» ' • ® вес). разработанные 30-35 » т насс( и хлсшно .[чшпнояи дм обработан стами навыпуск нт сплелыам «мото Исполюопанис П1К на выпуске обычно »<-• •->•» **»•»> фуранию стати на уровне Ю v «»>. •  КХыЛгти стати •'• выпуске и । плавильного агрегат» и на успжиясг коми лечь» динально от итчаются что отмечено в {мботе IЧ
Проаолжитсльносп. выпуска с>« и в	- <тн. • • >»ы и
емкости плавильного «rpeiara обыч»*' сост «жтнг< * I* *** причем 1 ПК. присаживают на терклто металла прн магмыне»им 1/4 1/3 по высоте ковша, пк что время жиим« чо* ’»•«« мстн» ла со шлаком состамнег 3 10 мни 1а это »ч*ыа ТШС Лиам расплавиться и обработать металл
При выпуске стали присаживаемая ТШС на : •	‘к* я **
талла, в та счет естественного охл »* оч,я г**.» выячеьа М* становится вязким и неактивным Наличие * состам ТИК большого количества ikikibho рвэжиантсля ПЯ«а •». шпата — обеспсчиысг удовлетворительные рет* лиаты
При внепечной обработке стали нэ ковтос «<чи !••• телыюсть обработки состзвлчет 40 S0 мин. причем *“* nepeiреваетси та счет дугового нагрев» В перелает теп» <► таллу (с учетом перемешивания)
В пмх условиях, по плшечу мнению мою «ян * а «л стее Ра^ишироночнот немка 1 ЦП «war ив -«тми >«•*•••
«г негативных свойств iv  иконою шпага Фторид калытня. новы тая активность СаО и сгкхоСхтвуя быстром) его растворению при температурах сталеплавмлыюго производства испаряется, а в эоне действия туг разлагается с дальнейшим образованием ядови two фтористого водорода. Выделение ядовитых соединений при использовании фторида кальция повсеместно известно 1141 <1ш> риз кальция также агрессивно BoaaeiKTByei на футеровку ковша, особенно шлакового пояса, снижая ее стойкость. Учитывая высокую стоимость основной футеровки. использование IIUC па ковше-печи снижает экономическую (ффсктипноегь процесса Кро ме того, шлаковые смеси на основе фторида кальция обладают повышенной водородолронинаемостью |15| Стоимость плавикового шпата, относительно других компонентов 1II ГС, довольно высш кая. что увеличивает затраты на обработку стали
Сушествуэоиге мнение о десульфурирующем а юсобносги фторида кальция является ошибочным ОД. Молдавский, В I Сказии. В М Шлицбсрс А.Ю Поляков 116| изучили возможность протекания. в условиях отсутствия окиси калышя и г зигюзема, реакции
FeS + CaFj “ CaS + Fei r	(3 1)
Для исследования реакции (3 I) использовали мстя рентгеноструктурного авали та который показал, что при 1800 'С она нс получила какого-либо заметною развития Что означает, что фто рад кальция не обладает свойствами дссульфуратора. Его положительное влияние на удаление серы, как указывалось выше, является результатом разжижения рафинировочного шпака.
Гаким образом, механический перенос TLHC. обычно используемой при обработке металла на выпуске из плавильного агрегата, для условий ковша-печи не оправдан как с точки зрения технологии и экономики, так и эко.Ю1ии
Для успешной десульфурации стали на ковше-печи необходимо на выпуске отсекать различными способами окисленный печной итак или скачивать его из ковша после выпуска и нано дить рафинировочный шлак из твердых маге риалов, обеспечи ваюший десульфурацию металла и снижение содержания в нем неметаллических вклкнений
Р,финировочнЫЙ шлак	отвечать мтп—
,ГгХгкчи^п.^и-^м<>^П>^>Ч~мр^- —> Хижнот немка. та. «... при сегнимоя «мжмтг см» >W> Стельность «тючной <*рЛлхм сжронмче.-. -rn<w> е-Х^ижж на МНЛЗ При р-ктпже стжш и «л» и»» ~ "' ой регламента, ши времени <*ра6откя У»еп«гимг ее про атжитмыюсти примчит к росту мтрат ^жгротнергин
иметь хорош**’ лесе тьфурируюгамо споесвность. те е* лахпь высокой супфпляой емкостью
-	обшать хорошими аягетиомхымм . .not -w*— по . шению к имеющимся в стали н. ыетмяичжям »il илаамн.
—	иметь относительно ня м мп температуру отвж. нм» и
теплоемкость,
—	не быть агрессивным по отношению к фугероавг ияш
—	иметь минимальную i л юп|юнИ1ысмость
Испатыуемые в настоящее ярема шл« • ••	- ь*м мм.»
высокую гатопронипасмостк по «тому степень hmwux чю ме таяла 1атами обычно регутириттся tatiiimhom с.н• омам м работой ковша печи, в случае необходимости, бел рвя» •>>••• <С отключением вытяжных устройств)
Обрабатъиысмьк на кечвие-печм окжиймыг маржи стшш <W-паки двух типов по тгююлмми |хкжмскмми р* ыа.лемные ал» минисм. и стали, раскиитетшые тсьтмо кремнием м вив-иаш и ма р.оливки на мс.1кахчтп1ых M1LB. Остклю соспи ;«*:«.»<»•• ночного шлака ляя лтих типов стали кожей был» ржь»«гоо»м
но применяют основные шлаки В отдельных случаю, х«
шмьлуют кислые ишаки на оиюес !н0,
По данным 117 [ кислые шлаки с ос но «ж-, вью. (кт» мхи» к (тина нолластонигаТ нснотыуюп:* для > химии мааям
.гичек ►. их включений и» кордовой ста.'|и Химическим ос ~чвстомита приведен ниже
SiOj MgO Fc Ма3О СаО А|3О, МпО К30 Яйвес) 45.6 0.5 0.32 5.5 4\9 2.2 0.15 0.38
Ислптьэопанис кислых шлаков при основной футеровке ствлерамивочиого ковша вызывает повышенный износ огнеупоров шлакового пояса Палому кислые шлаки используются • исключительных случаях
Влияние химического сое пва шлака на его десульфурирующую сжх'обмость рассмотрим ниже
Ко «ффиииснт распределения серы между металлом и шлаком в условиях равновесия описывается, по данным 118|, уравнением
. ,	пол<ЖаОН0.05ИМ₽О; .
4г4ж ♦ '%f56SiOI; + 0,6<<Ml2Oj> коо + к/х, (3 2)
лае (56СаО) и лр — содержание соответствующих оксидов я шлаке. % вес ; а^, — активность кислорода в металле. %,fs — коэффициент активности серы в металле
Поскольку коэффициент активности серы в металле для конкретной марки стали величина практически постоянная, оценим влияние химического состава шлака и окислснности стали факторы которые можно изменять) на коэффициент распрсдс ления серы Расчеты по уравнению (3.2) для одного и того же химического состава стали и для рафинировочного шлака. седер жалки о постоянное количество MgO — 10 56 и А1}О,	20 % в
зависимости от основности шлака приведены на рис 3.1. Как следует из приведенных данных, коэффициент распределения серы в значзпелыюй мерс определяется основностью рафинировочного шлака Причем, при возрастании основности коэффн циент распределения серы увеличивается
На рис 3 2 приведена зависимость коэффициента распределения серы от окислснности стали при основности шлака 6, откуда видно, что /1 резко возрастает при активности кислорода стали менее 15 ppm (0,0015 %).
62
к м
г»
Рис. J.2. Зависииостъ Ko»»a»nrwmii м
от MUcwtiMocma с**- ш
Таким оЦмюм, ишиори «тшальныЛ Me*r**J*** т фиииротгиюго ииткв и гл>Лжо рккжя» mci*‘1 -гелики! мерс иовыапъ жи >ффк1>м>« мстллом и шлаком. ТС, пртлчн би же гп<и*дм> к‘-'
«А
В рафинировочных шлаках в обязательном порядке кижси т^якттствовап. оксид хмптя 11рн выплавке стат в мартеновских печах, оаАгнно рХхпакчних скрш-процессом (Смиымая продолжительность плавки). вследствие pan*; гания <|п*теропки нсчн. со-тержанмс MgO в шлаке можег состав иль то 15 % и более. а так как хладить весь шлак hi ковша не но (.можно то определенная доля оксида магния переходил в рафинировочный шлак В шлаках сверхмощных хтсмродуговых печей, работающих с продувкой ванны кислородом и с использованием горелок для подогрева лома, продолжительность жидкого периода составляет 15 20 мин. содержание оксида магния невелико. При наличии эркерного выпуска в ковш попадает 300 60(1 кг печного шлака и содержание оксида магния в рафинировочном ишаке составляет 3-4Т-.
В то же время и твестно. что жидко!юлпижпыс основные тики ратъедают футеровку шлакового пояса Во птбежаиие этого в ковши посте выпуска стали или на ковше-печи присаживают магнетитовый порошок, чтобы уменьшить вошеиепше шлака на футеровку Установлено |19|, что в основных шлаках оксид магния при содержании до 5 % ра гжижает шлак. в пре делах 6-8 % пракпг-чески не игмсняст вя 1кос1ы1гчака, а свыше 10%— «агхшаетшлак Рекомендуется иметь в рафинировочном ишаке 6-8 % MgO а при высоком его содержании в печном ишаке — ло 10 %.
Десульфурация стали наиболее шыпо осуществляется ише-стковыми шлаками, способствующими обрдюванню сульфида калышя CaS. Поскольку сера обладает высокой поверхпоспюй активностью в жидкой стали, процесс десульфурации осуществляется. главным обратом, на поверхности рахдела мегалл-ниак.
(диласно современным представлениям |20| механизм процесса десульфурации может бьпь представле|| следующей схемой
|Ге| + |S| - Fe2+ + S2';	(3 3)
|Мп| + |S|-Мп24 +S2 ;	(3.4)
|S| + О2' = |O| + S2 .	(3-5)
Часто в технической литературе встречается написание стехиометрических уравнении.
Ы
IFcSp(OO) (СлМЧМЖ
|FcS| * (MnO) -<MnS> ♦ |FeO|
Константы равновесия утих реакций 8ыр-«->» тся слот ношениями
^S)|FeO|
5 |FcS|<Q'O);
Cl’»
_(MnS)|FcO|
Л~ |Fe.S|(MnO)
П9>
Очевидно что удаление серы и> мета, ста происходи» тем полнее чем выше содержание в ныаке СаО и чем ниже окждюпюсть металла. Как уже отмена к у сера является поверхностно * ив ним элементом По данным |21| силы связи в системе Fir S, х» рактерные для сульфидного расплава. меньше, чем силы в системе Jc-Fe S, определяющие взаимодействие поверхностного слои • сплавах железа и серы с нижележащими пошюасрхжктныхв» слоями Это н отличает природу поверхностного слоя спит Fc - Ft—S от природы сульфидного расплава С одной стороны, силы омеж в системе Fe-FeR—Fe больше нежели в комбинации Fe Fe S и это приводит к «выплескикипно* серы и сопутствующих ей «томов железа и i объема расплава в поверхностны слой Исходя ю этого, с точки зрения кинетики процесса, тормозящим ibcik»m удаления серы может быть одна из следующих стадий
I)	диффузия компонентов Fe. S, О ннутрн рвегиэп,- к меж фазной границе металл шлак;
2)	реакция на границе метахз-шлак или тюоше акт терсто да серы через межфазную границу.
3)	диффузия продуктов процесса (Бе>, S') от |рянииы метагя шлак в толщу шлака или встречная диффу'шм номов кш нххута
Исследованиями установлено, что с большой далей ее роятиости лимитирующим звеном процесса лесу тьфурацин является именно диффу »ия серы в шлаке В работая (22,2Д|
опытным путем определено ускорение процесса десульфурации и достижение его равновесия при понижении вязкое-ти шлака или при уменьшении слоя шлака Аналогично в работах (24. 25| отмечено, что скорость десульфурации значительно возрастает при механическом перемешивании шлака Следовательно, можно считать, что скорость десульфурации основными шлаками определяется скоростью отвода ионов серы от границы раздела фаз металл-шлак вглубь слоя »цлака. Исходя из этого, при работе на ковше-печи большое значение уделяется перемешиванию металла и шлака за счет продувки
На агрегатах ковш-печь постоянного тока процесс десульфурации протекает быстрее и в большей степени при ближается к равновесию. По данным [26] при высоких температурах и достаточно подвижных шлаках удаление серы происходит по реакции:
|S| + 2e=S2'.	(3.10)
При пропускании постоянного тока ионы Са'1 в шлаке переносятся к поверхности жидкой стали, где они взаимодействуют с ионами серы, образуя стабильный сульфид кальция.
Авторы работ [27, 28] исследовали механизм процесса десульфурации, используя изотопы S” и Few. Они наблюдали переход серы из металла в основной, нейтральный и кислый шлаки. При этом десульфурация металла кислым шлаком сопровождалась одновременным переходом серы и железа в шлак. В основной и нейтральный шлаки сера переходила в значительно большем количестве, чем в кислый, и ее переход не сопровождался увеличением содержания железа в шлаке.
В результате было принято, что взаимодействие серы с основными и нейтральным и шлаками происходит по реакции
(S) + (О2 ) «(S2 ) + |О[,	(3.11)
а с кислыми — по реакции
(S) + |Fe| = (S2) + (Fe2+).	(3.12)
66
Исходя из современных представлении о строении расплавленных металлов и шлаков СЛ Левин и И И Борнаикии |29| получили формулу для расчета значений ко зффиниента распре деления серы между металлом и шлаком:
_ ^(nFeO + псси^пУеО + лося пкиел) п<хя «S ^s2- ’Уs2-	(313)
где nfrO, пгея, п^ — число грамм-молекул FeO, основных и кислых оксидов в 100 г шлака, Ys2- — коэффициент активности ионов серы; Ks — константа равновесия реакции
Значения lgy^2 и IgA^ определяются из уравнении
to
a	nfeO + noa<~nKum
(3.14)
ig\v=-y—0,46	(3.15)
Таким образом, чем меньше содержание FeO в шлаке, тем выше коэффициент активности серы н, естественно, удаление ее из металла Содержание Fe2O, в шлаке характеризует основность шлака, что корреспондируется с данными, приведенными в работе 130]
На многих металлургических предприятиях при анализе химического состава шлака определяют Fc^ и по этой величине судят об окисленности шлаков Исходя из вышеизложенного, для оценки окислснности шлаков необходимо ориентироваться только на величину оксида железа (FeO) в шлаке.
Влияние оксида железа на коэффициент распределения серы между металлом и шлаком в электросталеплавильном процессе поданным (31] приведено на рис. 3.3.
Из рисунка следует, что при содержании FeO в шлаке менее 2 % резко возрастает коэффициент распределения серы Зависимость на рис. 3.3 аналогична данным рис 3.2. рассчи-
67
тайным теоретически по формуле (3 2) для равновесных ус човий На практике такие высокие значения коэффициента рвспредсления серы нс лоститаются (реакция нс доходит до равновесия), однако значения L} на уровне 200 400 вполне достижимы
Содержание FeO в шлаке, %
Рис 3.3. Влияние содержания (FeO) в шлаке на коэффициент распределения серы Ls между шлаком и металлом
Таким образом, содержание FeO п шлаке должно быть минимальным (на уровне 0,3-0,5 %) В то же время, при очень низком содержании кислорода в металле (порядка 3—5 ррпт), может происходить разложение оксидов футеровки ковша, сопровождающееся ее повышенным износом и увеличением окисленности металла |32|
Исходя из изложенного, в рафинировочных шлаках ковша печи содержание оксида железа должно находиться на уровне 0,5 %, а примерное суммарное содержание оксидов железа, марганца и хрома (по практическим данным) - на уровне 1,0-1,5 %.
(Л
Итак, мы определили оптимальное содержание в рафики ровочиом шлаке двух компонентов — MgO и FeO
Основные рафинировочные шлаки, применяемые  черной металлургии, достаточно полно описываются двумя четверными системами, которые условно можно назвать алюмосиликатной (CaO-SiO2-AI2O,-MgO) и фторсодержашей (CaO-AljOj-CaFj—SiO2), последовательность указания компонентов которых соответствует уменьшению их содержания в реальных шлаках.
Естественно, основным компонентом этих систем является оксид кальция, температура плавления которого довольно высока (= 2570 ”С), поэтому при температурах сталеварения оксид кальция растворяется при наличии компонента, понижающего совместную температуру.
Механизм растворения оксида кальция в сталеплавильных процессах известен. При наличии в шлаке FeO или Fc2O2 образуются ферриты кальция с низкой эвтектической температурой плавления (1100-1220 *С). Однако в рафинировочных шлаках содержание FeO, как было установлено выше, должно быть минимальным. Поэтому в роли плавня для растворения оксида кальция могут использоваться фторид кальция (CaFj) или оксид алюминия (А12О2).
Фторид кальция с оксидом кальция образуют двойную систему с эвтектической температурой плавления 1360 'С (рис. 3.4). Оксид алюминия образует с оксидом кальция двойную систему, представленную на рис. 3.5 эвтектической температурой 1395 "С. Таким образом, оба соединения (фторид кальция и оксид алюминия) являются плавнями для оксида кальция 119].
По нашему мнению, шлаковые системы на основе фторида кальция в качестве рафинировочных шлаков применять не следует по следующим соображениям:
—	фторид кальция является относительно дорогим материалом (цена его примерно в два раза выше, чем у алюмоотходов).
—	в условиях высоких температур под дутой фторид кальция испаряется, а его пары вредны с точки зрения экологии,
Ь9
Рис 3.4 Диаграмма состояния CaF—CaO. изображенная на основании данных'
/ - Eitel, W Zement 27, (1938), р.469/72; 2 - Budnikov, Р.Р. Tresvyatskii. Doklady Academii Nauk SSSR 89 (1953), S. 479/82; 3— Mukerji, J.. J Amer ceram. Soc 48 (1956)P 210/13, 4- Kor, G. J. W, F D Richardson. Trans metallwg. Soc. A!ME 245 (1969) p.319; 5— Zhmoidin.G.l., A. К Chattetju Zavodskaja Laboratorija 38(1972)p 319
— фторид кальция не является десульфуратором, а эффективность его применения связана с разжижающим воздействием на шлак, что потволяет более полно испольювать сульфидную емкость шлака,
— фторид кальция выбывает снижение стойкости футеровки ковша
Исходя из изложенного, фторид кальция необходимо применять в схраниченных количествах. Гак, фирма Даниэли реко-
70
Рис. 3.5. Диаграмма состояния системы СаО-Л12О,
мсндует использовать фторид кальция в количестве 10 % (вес ) для обработки сталей, раскисляемых только кремнием
В нераскнсленных алюминием сталях необходимо иметь в шлаке относительно низкое содержание алюминия, так как алюмоотходы содержат обычно до 20 % алюминия, а при содержании в таких сталях алюминия свыше 0.005 ' может происходить затягивание сталеразливочных стаканов Обычно такие стали разливают на мелкосортных МН 33 сдиамет ром стаканов дозаторов 15- IX мм
Для раскисленных алюминием сталей с ссыержанием алюминия 0,03-0,06 % необходимо иметь в шлаке пониженное со-
п
ифама «реымгчпм* чтобы мцничн >ири >тъ noct nuKwretme k_wh• «тки дутой) Ю кремнгтеча вякшинисм ит металла
1» им <т6р«м»м химический сосгзи рвфнннровочных шд». кпвлмстаяей раскис яенных алюминием н сталей, раскислен ных ’• -.ь*скремнием киагмбытаразличным
 Химическим состав рафинировочного шакх п» сталей.
раскисленных алюминием
Кмичегпю серы, которое макет перейти нт металла в шик определяется су ъфидиой емкостью шлака и коуф^жииентом распределения между металлом и шлаком Иными словами, сульфидная емкость шлака способность его удерживать серу, т е максимально ва<м. самая концентрация серы в иста» с
Для условий равновесия сульфидная емкость шллка описи лается уравнением
*,<ад<ь/
3 :
(1IW
teAs-^-l,355
(1 17)
пк Л, — стгиип распрслеления серы; (oj — пктипюстъ киелрро л» в металле ppm, (%S) — сакрютпк серы в шлаке. %. (4kS| — со-лгржанж серы а металле. %.fs катффнцисит активности серы
>то выражение можно переписать в пиле, прсдстаилякхцем ксг*К»-нисит распределения серы.
(%.?? СуД /^.V/ ^s°o
<3 18)
Ко» было ткяииано рейсе, переход серы ит металла в ш.так • • 1жен сопровожлатмгя обраюванисм прочных при высоких пжжритурвх суяыркжта
(Гс5) ♦ Сл1* ~t + <CaS).
(1 19)
HS + Me * * Fer4 ♦ TM#S»	(1 да
те. в шлаке км»"> быть<w>t* к »ююс	r»-^wnn
окснтов
( <хтюик1<и<- кислых я осно*><нх оксидов  << м« е --г-гпц ется основностью шлака
В лХл 4	<’«»
где л£(> — сумма основных ооси.юа, Я , xV^ — сумм КИСЛЫХ ОКСИДОП. %
I tpitfriM к такой форме вапити мпГапоиып решить, какой ов. сил является кислым и какой —.к «жгаам Для бояыихнгтви окси-Лив ин очепилно. но при исскдошяии амфтертшх якмвж. такта «як А1.О,. Ье О,,Т«О по деление кгтаттно спорна.
Белл с сотрудниками |ЗЛ| ус тки о в мл. что сульфи но « емкость является хорошим критерием характеризуя» а им основность шлака
Альтернативным подходом является использование опта ческой основности. которая была предложена и разработана а трудах по химии стекла Даффи и Инграма |34-Т7]. Основность ими рассматривается с помощь» понятий «ектртшой донорной мощности присутствующих ионов кислорода. которою можно определить путем введения очень небольшого ко-тичсства (следов) ножи» металла, непосредственно елкжиных с допей донорных мектронов в оксидах стекла Выражение «оп тнческля», явлинкиесся в металлургическом смысле чуктым. появилось вследствие того, что основность шлака можно жвв-ригь спектральным метолом а протричиых шляхах
На большом количестве подооных имясрени* с твпыммв стеклами, в которых большей *истъмх как тестовый now m.»•»**• юыти I’b1*, Даффн и Ишрам обнаружили что смиичехкая <*. нотшость oxciua обозначаемая Л свимка с мскцкютршитель НОСТЫО КЛТИО1Ы ПО Испишу 1 ' »МТО черт! V »-Чм.
Л • 0J' < < 0.25»
Использование этого соотношения iюзволяе определить оптическую основность для оксидов любых непереходных металлов.
Для многокомпонентных систем соотношение (3.22) за-пи ывается
Л - f (%мо/\-мо. + -^мо,^мо> +—),	(3.23)
где Хмо - эквивалентная катионная доля данного компонента.
Эго соотношение даст возможность рассчитать значения Л для шлаков различного состава, включающих эти оксиды.
Значения Л для оксидов переходных металлов FeO, МпО, Fe,O4 и ТЮ2 были получены из сульфидных емкостей шлаков, содержащих эти оксиды, так как эти значения экспериментально не могут быть измерены, потому что эти шлаки непрозрачны.
Оптические основности шлаков были измерены умитой и др. [38], Накамурой и др. [39]. Сравнение порядка оксидов по шкале оптической основности, рассчитанной по катионной электроотрицательности по Полингу по отношению к другим предлагав мым способам поданным [40] представлено в табл. 3.1.
Таблица 3.1 Относительные основности шлаков
по оптической основности
Наименование оксида	Л	Наименование оксида	Л	Наименование оксида	Л
кр	1,4	LiO2	1	TiO2	0,61
Na,O	1,15	СаО	1	А12°3	0,605
ВаО	1,15	MgO	0,78	ВеО	0,57
SrO	1,07	ZiO	0,69	SiO2	0,42
МпО	0 59	FeO	0,51	рД	0,4
На рис. 3.6 пода гным [41 ] приведены сульфидные емкости шлаков при 1500 "С в зависимости от оптической основности. Высокое значение коэффициента корреляции, г = 0,980 (объем выборки 183 пробы шлака), говорит о том, что данные имеют высокое соответствие и что этим соотношением можно
74
lg Q
Рис. 3.6. Зависимость между lg С? w оптической основностью при 1500 "С (цифры у линии — количество измерений в данной точке)
0,55 0 60 0,65 0,70 0,75 0,80 л
Рис. 3.7. Зависимость между lg Csu оптической основностью при фактических и предсказанных (*) температурах от 1400 до 1650°С
75
пользоваться с большой достоверностью, хотя по данным [40| приведены несколько иные значения
На рис. 3.7 по данным |40| приведены подобные значения, полученные при различных температурах. Сульфидные емкости при любой температуре в интервале 1400- 1700 °C могут определяться по выражению
22690- 54640Л .,,д lgCs=------—-------+ 43.6Л - 25,2
(3.24)
Т
Использование уравнения (3.24) позволяет рассчитать ли нии изосульфидной емкости в любой интересующей нас системе оксидов. На рис. 3.8 приведены данные по сульфидной емкости шлака различных систем оксидов [41]. Пользуясь этими
Рис 3.8. Линии изооптической основности систем CaO~SiO2— Al2Of CaO-SiO2-MgO, CaOSiO—BaO, CaO-SiOrP2O5
76
диаграммами можно рассчитать химический состав шлака, соответствующий максимальной сульфидной емкости
На рис. 3 9 приведены данные по изменению сульфидной емкости шлака, содержащею 15 % А12О, и 7 % MgO в зависимости от содержания СаО. Из рисунка следует, что для получения шлака с максимальной сульфидной емкостью содержание СаО в рафинировочном шлаке должно быть в пределах 58 63 %. При больших значениях содержания оксида кальция шлак пе
Содержание СаО, %
Рис. 3.9. Сульфидная емкость как функция содержания СаО
На рис. 3.10 ио данным [41] показано влияние содержания СаО в шлаке на равновесие реакции десульфурации. По оси ординат отложено отношение сульфидной емкости (С$) к равновесной сульфидной емкости (CSa) ) Эго отношение является мерой достижения равновесия реакции десульфурации. Как следует из приведенных данных, при содержании СаО в шлаке на уровне 58 62 % действительная сульфидная емкость практически совпа дает с равновесной, те., шлак обладает максимальной десульф* рируюшей способностью. Таким образом, исходя из махсизвяь
77
Рис. 3.10 Влияние содержания СаО в шлаке на равновесие реакции десульфурации
но возможной сульфидной емкости, рафинировочный шлак должен содержать 58—62 % оксида кальция.
Содержание МпО в рафинировочном шлаке определяется, в основном, количеством оксида марганца, образовавшегося в результате раскисления стали марганцем. При условии полной отсечки печного шлака для стали рядового сортамента и определенной массы шлака количество оксида марганца в шлаке составляет 0,13— 0,15 %. Для сталей, легированных марганцем, его содержание находится на уровне 0,16—0,20 %.
Для исключения образования силиката марганца в твердом виде при температурах жидкой стали желательно получать сталь в пределах марочного химического состава так, чтобы обеспечить соотношение Mn/Si > 3. Такое соотношение гарантирует образование силиката марганца в жидком виде при температурах жидкой стали В этом случае исключается влияние силиката марганца на затягивание каналов сталеразливочных стаканов при разливке на МНЛЗ и минимизируется образование поверхностных дефектов (плен) на отлитой заготовке.
Оптимальное содержание SiO; в рафинировочном шлаке при известном содержании MgO и СаО определяется из диаграмм изотопической основности, приведенных на рис. 3.8 и составляет 8-10 %.
78
Основность полученного рафинировочно! > шлака составит
_ %СаО , „ , июг'6'‘
В работе [42] указывается, что для быстрого формирования жилкоподвижного шлака отношение его основности к содержанию в нем оксида алюминия должно составлять:
В %А12О3
= 0,25-0,35
Следовательно, содержание оксида алюминия в рафинировочном шлаке должно быть на уровне 20—25 %. Таким образом, для сталей, раскисленных алюминием, оптимальный состав рафинировочного шлака должен быть следующим:
СаО SiO2 % вес. 58-62	8-10
MgO АЦО, 6-8	20-25
FeO МпО <0,5 0,13-0,15
Аналогичный химический состав шлака рекомендован фирмой Даниэли в качестве рафинировочн го для ста, ей, раскисленных алюминием 143].
3.4.	Химический состав рафинировочного шлака для сталей, раскисленных кремнием
Для сталей, не раскисленных алюминием, а только кремни ем, по условиям разливки на мелкое ртных МНЛЗ, требования по содержанию MgO, FeO СаО и МпО в шлаке остаются такими же, как и для сталей, раскисленных алюминием держа ние А1;О, в шлаках, не раскисленных алюминием, должн 1 ниже для обеспечения равновесия в истеме (А1,О,)/|А1] Расчеты и практический опыт показывают, что одержан» А1,О, в таких шлаках должно быть на уровне 5-8 % (до 10 %). При этом увеличивается содержание SiO, в шлаке в частности, из-за повышенного угара кремнийсодсржаших ферросплавов в otcvt-
стами алюминия На практике содержание SiO2 в таких шлаках составляет 15-20%, основность — 2,8-4,1, а отношение В/Al о — на уровне 0,51-0,56, следовательно, такой шлак будет иметь повышенную вязкость, и для получения удовлетворительной жидкоподвижности в состав шлака в случае необходимости вводят фторид кальция в количестве 5-10 % (вес.). Химический состав рафинировочного шлака для нераскисленных алюминием сталей приведен ниже:
СаО SiOi MgO AljO,
FeO МтО Cab
% вес 58-62 15-20 6-8	5-8
<05 0,13-0,15 5-10
Шлаки такого состава обеспечивают необходимый уровень десульфурации металла. Так, по данным Молдавского металлургического завода, выплавляющего нераскисленную алюминием сталь (содержание алюминия не более 0,004 %), после обработки стали на ковше-печи с использованием шлака аналогичного состава содержание серы в металле снижается с 0,067 % на выпуске (среднее значение за 2001 год) до 0,010-0,015 %. При этом соблюдаются санитарно-гигиенические нормы, сохраняется шлаковый пояс футеровки ковша.
В некоторых случаях рафинировочный шлак раскисляют вдуванием коксика. Такое раскисление шлака даже при низком содержании алюминия в стали на уровне менее 0,005 % позволяет снижать окисленность металла (совместно с распределением кислорода между шлаком и металлом) с 100-120 ppm (при поступлении металла на ковш-печь) до 10-15 ppm после окончания рафинирования. При раскислении шлака коксиком для обеспечения его жидкоподвижности также необходима добавка плавикового шпата. На практике, в условиях конкретного металлургического предприятия необходимо корректировать химический состав рафинировочного шлака, исходя из сортамента выплавляемых сталей, техники энергетических возможностей агрегата и качества исходных материалов.
80
3.5.	Требования к шлакообразующим материалам
С позиции технике экономических показателей и требований произвести обработку стали на ковше-печи за ограни ченное время, что необходимо при серийной разливке на МНЛЗ, к качеству шлакообразующих материалов предъявляются повышенные требования
По гранулометрическому составу материалы, используемые на ковше печи, должны быть фракцией не более 50 мм, причем количество пыли должно быть минимальным с учетом возможности пыленьи юса Известь должна был. хорошо обожжена, с содержанием СаО не менее 93 % с низким содержанием серы (до 0.007 %), непщ-ратироватшой, иметь хорошую реакционную способность Плавиковый шпат должен содержать не менее 83 % фторида кальция
При применении материалов с низким содержанием основных компонентов, во-первых, вносятся нежелательные окисты, во вторых, увеличивается расход электроэнергии на их нагрев и расплавление. При использовании извести с недопалом шлак вспенивается, что, естественно, затрудняет обработку стали и увеличивает затраты энергии на разложение известняка.
Расчеты показывают, что при использовании извести, содержащей 70 % СаО (недопал) затраты электроэнергии увеличиваются (по сравнению с СаО = 93 %) на 1,68 кВт/т стали (с учетом коэффициента полезного действия ковша-печи).
3.6.	Скорость формирования рафинировочного шлака и его десульфурирующая способность
Скорость формирования жидкоподвижного рафинировочного шлака из твердых шлакообразуюших материалов является важной характеристикой работы ковша-печи. Чем за более короткий срок сформируется жидкотюдвижный шлак оптимального состава, при равнозначном времени обработки, тем более длительное время металл будет обрабатываться этим шлаком и i более короткий период пройдет реакция десульфурации 8 работе [44] приведены результаты исследований по опред<1леиик> ско-
81
роста формирования рафинировочного шлака. В 120-тонном ковше обрабатывали сталь типа SAE 1008, раскисленную крем нием Учитывая сравнительно небольшой промежуток времени нахождения ковша с металлом в обработке на ковше-печи, для исследовании выбирали первые плавки в серии, так как в этом случае имеется возможность обрабатывать металл более длительное время. На данном металлургическом заводе продолжительность разливки стали на МНЛЗ короче, чем продолжительность плавки. Поэтому перед началом серии из 10—12 плавок на МНЛЗ в обработке на ковше-печи должно находиться как минимум две плавки, а разливку на МНЛЗ необходимо начинать нс ранее выпуска из электросталеплавильной печи третьей плавки
При обработке стали исследуемой плавки, с определенной периодичностью из ковша отбирали пробы металла и шлака, а также фиксировали во времени количество присаживаемых материалов и температурный режим нагрева. В качестве шлакообразующих использовали известь, плавиковый шпат и шлак алюминиевого производства (SiAl), содержащий до 20 % алюминия, AL/), и кар бил кремния. На рис. 3.11 представлено изменение химического состава шлака ковша-печи, количество и момент присадок шлако-образующих и раскислителей в ковш. Данные по изменению основности шлака, определены по трем показателям:
,	„ %СаО
—	обычно используемая величина основности В=--—;
%SiO2
—	величина основности, характеризующая десульфурирую-
щую способностьшлака	
%SiO2+0,6(Al2O3) ’
—	отношение основности В к массовой доле А12О3, характеризующее жидкотекучесть шлака.
Как следует из приведенных данных, шлак необходимого ка чества (по показателям основности) сформировался уже на восьмой минуте после начала обработки. Об этом свидетельствует и визуальный осмотр шлака (шлак белого цвета, намораживается на шомполе тонкой корочкой, при охлаждении рас-
82
ТО ,СОг/И/Я ‘чшэошюнэо
%'S n3J otmvxda^o
сыпаегся) Некоторое снижение основности после пикового чиа чения. по-видимому вызвано присадкой кремнийсодержащих ферросплавов и растворением футеровки ковша
Содержание компонентов в шлаке приведено ниже:
А 1,0,	SiO,	СаО	FeO	MgO
% вес до 10.0 18-20	55	0.5	5-6
Шлак такого состава обеспечивает основность В = 3,0, а отношение в/А1,О3 = 0,3.
На основании проведенных плавок определили показатели десульфурации металла и коэффициент распределения серы между металлом и шлаком, а также теоретически возможную степень десульфурации металла.
Коэффициент распределения серы определяли но формуле (3.2), активность кислорода по данным фактических замеров, коэффициент активности серы рассчитывали по параметрам взаимодействия Теоретически возможное конечное содержание серы в стали рассчитывали по формуле:
/5Л=10адя	4?	(3.25)
где /SJ* — конечное содержание серы в стали, %, /SJ_ — начальное содержание серы в стали, %; (SJ — начальное содержание серы в шлаке, %,	- коэффициент распределения серы между
металлом и шлаком, Л — кратность шлака, %, равная
Л=-^~100,%	(3.26)
тмет где и — масса шлака и металла, т. Степень десульфурации в условиях равновесия (теоретически возможную) рассчитывали по формуле:
л( ц. ЦмЦ „JWI1(Х) Р l-^l j П I5J 1+0,01Л Ls

84
Количество шлака в ковше сигреаеляли по фактическому весу присадок в ковш, а количество печного шлака, попавшего я коми, рассчитывали по изменению химического состава ковшевого пшжа При постановке на ковш-печь и после присадок шлакообразуюших и раскислителей Полученные результаты представлены в табл. 37.
Таблица 3 2
Данные по десульфурации стали при обработке ка ште-оечв
Показатели	Марка стали, стандарт			
	-60. по ASTM	SAEI008 по ASTM		
Массовая доля серы в металле, %. на выпуске в готовой стали	0.065 0.012	0,052 0.010	0.122 0.016	0.093 0.010
Кратность шлака, %	3.3	2,8	3.43	37
Фактическая степень десульфурации стали, %: от выпуска на ковше-печи	78.5 67	80 63	87 787	89 77
Теоретически возможная степень десульфурации на ковше печи, %	83	82	90	77
Содержание серы в конечном шлаке ковша-печи, %	2.11	1.7	2,5	2.1
Содержанке FeO в конечном шлаке ковша-печи, %	0.8	0,6	04	0.5
Как видно из представленных данных на десульфурирующую способность шлака оказывает влияние не только его хмми ческий состав, но и количество шлака (кратность шлака), что обеспечивается количеством присадок шлакообразуюших.
С другой стороны, д ля растворения шлакообразуюших затрачивается определенное количество тепла, что снижает технико-экономические показатели работы ковша-печи при увеличении количества шлака (кратности) сверх оптимального.
Расчетным путем были определены затраты тепла на нагрев присаживаемых в ковш шлакообразуюших Полученные данные свидетельствуют о том, что при отсутствии нагрева температура металла за счет растворения шлакообразуюших на проведенных плавках снизилась бы на 27-31 "С.
По данным фактического расхода шлакообразующих на ковше-печи та 1998 г среднее снижение температуры металла составило 29 V Учитывая что ковш-печь производит нагрев металла со скоростью 3.5 "С/мин, компенсация нагрева шлакообразующих требует 8—9 мин, на что затрачивается 22,5 кВт/т стали.
Таким образом, количество присаженных в ковш шлакообразующих должно обеспечить получение шлака необходимого химического состава, определенной кратности и требующего минимальных затрат тепла на его формирование.
На рис. 3.12 приведена номограмма для определения необходимой кратности шлака в зависимости от начального и конечного содержания серы в металле, а также потери тепла металлом за счет растворения шлакообразуюших. На практике кратность шлака составляет 2,0-3,5. Увеличение кратности шлака более 4 нецелесообразно, так как в этом случае на нагрев шлакообразующих и формирование шлака затрачивается более 21 мин.
3.7.	Оптимальное количество шлакообразующих, присаживаемых в ковш и оптимальная толщина шлакового слоя
По литературным данным [45] при рафинировании стали в ковше жидким синтетическим шлаком для глубокой десульфурации рекомендуется иметь в ковше шлак в количестве - 3 % ст массы металла, те., кратность шлака должна бьпъ не менее 3 Однако при работе ковша-печи, вследствие нагрева электрической дугой условия рафи нирования отличаются от указанных. Для обеспечения устойчивого горения дуги и уменьшения тегиюпотерь на нагрев крышки и с отходящими газами толщина слоя шлака должна быть не меньше длины дуги По данным [46] при длине дуги 160 мм максимальная толщина слоя шлака должна быть не более 195 мм. 11а ПТМ К при длине дуги по технологической инструкции 110 мм толщина слоя шлака должна обеспечивать закрытие, как минимум, 2/3 длины дуги в тех случаях, когда десульфурация металла не производится, а металл доводят только по температуре Толщина шлакового слоя оказывает влияние
Рис. 3.12 Расчетное количество кратности нижа (гпш/п'^„) в зависимости от начальной и конечной массовой дали серы в металле и расчетные потери тепла металлом за смет растворения шлакообразующих (при отсутствии нагрева) чмфры на кривых — начальная массовая доля серы (%). 2 — потери тепла металлом в зависимости от кратности шлака
на поглощение металлом углерода из иеюропол Ирм тонком с» шлака металлом поглощается около 2.O-2.5 ртт/мин vnepoa», а при увеличении слоя шлака сверх необходимого (цяо<гно осмее 1,6-1.8 длины дуги) могут возникнуть негативные тенденции при нагреве металла
Известно, что основные ишаки оЛладакя мичипсиак* ронроводимостью, причем СаО уве жчнваст мектропрожии
мосты a S10, и А1,О. ее уме «ынают С увеличением толщины слоя шлака часть текущего мере । электроды тока замыкает ктроды через ишак вместо того, чтобы проходить терез i ктричсские дули и жидкий металл При злом ишак ре ко перегревается и при опрс деленной толщине слоя то температура может достигать 1800-1900 "С, в то время, как нагрев металла может практически прекра титься 1 осуществляется только за счет перемешивания со шлаком), несмотря на пепрерыв гыи юдвол электроэнергии. Оксид кальция в шлаке при этом будет вступать в сильно кзотермичсскую реакцию с графитом электродов, образуя карбид кальция:
СаО + ЗС = CaCj + СОТ.	(3.28)
Карбид ка. ьция растворяясь в шлаке, может встул ать в реакцию с содержащейся в атмосфере влагой с выделением ацетилена:
CaCj + Н2О = CjH2T + СаО.	(3.29)
Толщина слоя шлака оказывает также влияние на газо-насышенность стали. На рис. 3.13 приведена зависимость поглощения азота металлом от толщины слоя шлака. Из рисунка еидно что при толщине слоя шлака менее 40 мм потони ние азота резко увеличивается.
Исходя из изложенного, толщина слоя шлака должна увязываться не только с требованиями по обеспечению десульфурации стали, но и с длиной дуги и технико-экономическими показателями. Д анные по величине длины дуги на установках ковш печь различных металлургических предприятий приведены в табл. 3.3.
Таблица 3.3
Величина длины дуги на установках ковш-печь
Производитель	Емкость ковша, т	Мощность трансформатора, MRA	Длина дуги, мм
исгил	100	20	70
ЕМЧ	145	25	160
1ПМК	160	20	ПО
ьмз	100	15	60
ммк	385	45	180
Северский М3	125	20	НЛ-
1агмет	135	20	65
Рис 313. Зависимость поглощения металлом л -от толщины слоя шлака
Активная WH4HI4 лм, VJb>
3 14. Зависимость толщины слоя шлака и Дммм Эн» п аваемаи активной мощности тринсфи^мат>>ра ковша шмы.
1 — тшщиаа сюя шмка, 2 - Эмм Л.»
Ilpr инком стх hii.ik.i (по техно ioiiihcckiim е<хт(:>р.|жс|1м-•и ре»омс< v тся paooi.in. 11.1 пониженных cimiciihx н.нрев.1 о<>ь.о(ххнечить iKonoMHMHixib пропен.1 H.t pm 3 14 но ын. лм |4(>| HpHtxjcH.i гашинмоль го нннны с юя hi гака и ыниы ги от по.ъммемои актпннон монпкх ги копим печи И i ириве юнных 1.1ННЫХ oewT. чю пя жономнчпоп раСипы koiuh.i печи толшипл iiii.iKOBoio с юя 10 iaii.i Ьын> 11.1 20 2S rt (хшыис
1I1HI .ин
Глава 4 ПРОДУВКА МЕТАЛЛА АРГОНОМ
Продувка металла аргоном оказывает влияние ив физико-химические процессы, ротекаюшие в жидкой стали, измене нис сод ржания неметаллических включений. газов и гомогенизацию расплава по химическому составу и температуре
4.1.	Влияние перемешивания металла со птаком на процесс десульфурации
Перемешивание металла со шлаком в процессе обработки на агрегате ковш-нечь обеспечивает тостаточно эффективное удаление серы На рис. 4.1 поданным |43| приведена зависимость содержания серы от длительности обработки (перемешивания, так как этот процесс равен длительности обработки). За время обработки система металл-тлак не приходит в равновесие, т.е.. фактическое содержание серы в
Продолжительность	н—, *•—
Лгс. 4.1 Зависимость содержания серы « стат от продолжительности deev '.ьфурацми
41
«.тали всепа выше равновесного Об этом свидетельствуют и данные тябт Я 2, из которых следует, что фактическая степень зесхльфхраиии ниже теоретической на 12-20 % (отв.) Влияние мощности перемешивания на коэффициент тффек-тмвной дифф'зии серы привезено на рис 4 2 и характеризует ускорение и более полное протекание процесса десульфурации при увеличении мощности перемешивания В то же время при перемешивании имеется вероятность увеличения содержания в стали неметаллических включений, как за счет ♦мз тьгирования шлака и затягивания ci о конвективными потоками в металл. так и за счет окисления оголенного металла в пайоне «аргонного пятна». Кроме того, оголение зеркала металла способствует увеличению i азопасышепности стали
Рис 4 2 Зависимость коэффициента эффективности диффузии серы от мощности перемешивания
4.2.	Удаление неметаллических включений
Удаление неметаллических включении из стати и ассимиляция их шиком при перемешивании расплава инертным газом происходит по следующей схеме, всплывание крупных включений — коагуляция их в потоке расплава за счетобрагуюшсгося градиента скоростей флотация мелких включений всплывающими пузырьками
94
В пронеси удаления неметаллических включений
ГаВ jthx факюров изменяется, и .ня получения • •• зистайс»-^"превалирующее значение имеют та последних
При коагуляции мелких включении главным фактором в пои их удаления является время коагуляции (г), которое в спокойном металле достаточно велико |47J С появлением гетерогенных скоростных потоков время градиентной коагуляции включении резко уменьшается и оценивается по формуле |44|
т =2.44-10_^х_________Л________	,41)
*	^)Т3
гае Тгр _ время градиентной коагуляции с г — время ковгуля нии, с; Л — диаметр пузырька газа, мм q — расход газа, м" с л0— количество пузырьков, шт., и — скорость потока, м/с
Из уравнения видно, что существенное влияние на время коагуляции оказывает размер пузырька газа и его расход.
При флотации неметаллических включении скорость коагуляции определяется коэффициентом осаждения (48]
(4 2)
/fe
где £ — коэффициент осаждения, п — количество частиц, соприкоснувшихся с пузырьком газа, шт nt — общее количество частиц, находящихся в столбе расплава с поперечным диаметром, равным диаметру пузырька, шт
Число частиц, флотирующих в столбе расплава определяет ся по формуле [481:
Л
£-/fell -fl -£/*!.	(43)
ci
Соответственно, количество пузырей газа, необходимых лля Уменьшения количества неметаллических включений в к Раз (Д’,), находится из равенства
(4.4)
л/ 'g* к
Из гидродинамика известно, что величина Е зависит от радиуса частиц и газовых пузырей, а также режиме обтекания их расплавом. В работе |49| проведены модельные исследования влияния поведения газовых пузырей на их флотирующую способность. Полученные результаты свидетельствуют о том, что на поведение пузырьков газа в расплаве (растворе) влияет: их размер расстояние между ними по вертикали, вязкость жидкости а также поверхностное натяжение на границе «газ-жидкость». По результатам моделирования тостроены зависимости степени рафинирования (х), количества пузырьков и их поведения от интенсивности продувки (рис. 4.3). Установлено, что степень рафинирования (уменьшение количества неметаллических включений, доля от общего их количества) определяется интенсивностью продувки и турбулизацией процесса Сопоставляя величины степени рафинирования с соответствующими фотографиями траектории движения пузырьков газа (белые линии) можно установить, что начало их вибрации (кривая 2) приводит к резкому снижению степени рафинирования (кривая 1). Кроме того, на степень рафинирования существенно влияют количество и размер пузырьков.
Таким образом, с целью более эффективного рафинирования стали от неметаллических включений продувка должна осуществляться на максимальной площади с максимальным количеством пузырьков и интенсивностью, не допускающей их вибрации. Наиболее полно эти условия реализуются при продувке расплава через пористые швы днища [50, 51]. Однако на практике изготовление и особенно обслуживание такого днища сталеразливочного ковша затруднительно. Поэтому этот способ продувки пока не получил широкого распространения.
В существующих условиях рекомендуется использовать сталеразливочные ковши с двумя пористыми пробками, а продувку осуществлять с низкой интенсивностью, особенно после образования жидкоподвижного шлака, присадки раскислителей и
96
лструюших. При этом визуально должно наблюдаться слабое оголение «аргонного пягна» без видимого движения металла
Интенсивность продувки, сл^/мин
Рис. 4.3. Зависимость степени рафинирования стали от интенсивности продувки и количества пузырей
4.3.	Изменение содержания газов в стали
Перемешивание металла нейтральным газом теоретически должно способствовать уменьшению содержания азота и водорода в стали [26]. Пузырьки нейтрального газа, играя роль вакуумных пустот (содержание азота и водорода в пузырьке аргона практически равно нулю) в процессе род? ки экстрагируют из жидкой стали водород и азот. В условиях равновесия распределение водорода между металлом и пузырьками нейтрального газа определяется законом Сивертса
97
(4.5)
Из предположения, что этот закон соблюдается, Геллером получено уравнение для определения необходимого количества инертного газа с целью определенной дегазации расплава:
К=(2240//И) № 1/1 С]к -1/[Q,)+([ С]к С!о), (4.6)
где М— молекулярная масса удаляемого газа; К — константа равновесия реакции растворения; /’ — давление над расплавом, МПа; |С]о и |С) — начальное и конечное содержание удаляемого i-аза, %.
Учитывая весьма малые значения содержании водорода в стали |Н\о и |ито, что =2, уравнение можно упростить:
И = 1120К?//’(1/|Я]к-1/|Я|о).	(4.7)
Пользуясь уравнением (4.7) можно рассчитать количество инертного газа, которым необходимо продуть металл для определенного снижения содержания водорода. Например, для снижения его содержания с 5 до 2 ppm при давлении над металлом 0,1 МПа и температуре 1863 К (Ки = 0,0025):
V= 1120-0,00252-0,1(1/0,0002 - 1/0,0005) = 2,1 м’/т.
На практике при расходе аргона на продувку максимум 0,3 м’/мин при продолжительности обработки 50 мин и массе металла в ковше 100 т, фактический расход аргона составляет 0,15 м’/т, что значительно меньше рассчитанного выше, поэтому снижения содержания водорода при обработке стали на ковше-печи не наблюдается.
При расчете удаления из металла азота при продувке инертным газом в формулу (4.7) подставляем его молекулярную массу
“ 28 и соответствующее значение константы равновесия (К^):
v =»ок^р
|Л%
(4.8)
98
При температуре 1863 К KN= 0,0435 и уравнение (4 8) принимает вид.
v 0,151 l^lo
(4.9)
Однако, вследствие значительно меньшей скорости десорбции азота из металла, по сравнению с водородом, степень приближения к равновесию азота между пузырьком и металлом существенно (в 5—7 раз) меньше. Поэтому результат расчета по формулам (4.8) и (4.9) требует корректировки Полученный результат необходимо уменьшить в 8—9 раз, но и в этом случае он весьма приближенный.
Подсчитаем необходимое количество аргона, которым нужно продуть металл, чтобы снизить содержание азота с 8 до 5 ppm:
V = 0,151-0,1(1/0,0005- 1/0,0008)= 1,25 м’Д.
Этот расход аргона также значительно выше фактического (0,15 м’/т).
Таким образом, при существующих режимах продувки стали аргоном на ковше-печи снижения содержания газов в стали не происходит. Фактически наблюдается некоторый прирост содержания азота и водорода за период обработки, так как образуемые в результате дугового нагрева атомарные азот и водород очень активны, а рафинировочные шлаки достаточно газопроницаемые.
На рис. 4.4, по данным Молдавского металлургического завода показано изменение содержание азота в углеродистой стали от выпуска из ДСП до готовой стали. Установлено, что прирост содержания азота составляет 30—40 % (без принятия специальных мер по его снижению).
В работах [52-54| имеются сведения о снижении содержания газов в стали при вводе под струю на выпуске или в слиток хлорида натрия. При этом указано, что при обработке углеродистых и хромоникелевых сталей хлоридом натрия содержание водорода снижается на 20—30 %, азота — в 1,5—2 раза, неметаллических включений — в 2—3 раза. При этом улучшаются фиги ко-мсханическис свойства стали.
0,0110
0.0105
0,0100
S 0,0095
6
в
§ 0.0090
I 0,0085
| 0.0080
0,0075
0,0070
0,0065
проба I-я проба проба проба на перед на А КП после МНЛЗ
выпуском	обработки
на А КП
Рис. 4.4. Изменение содержания азота по ходу металлургического передела при производстве углеродистой стали
Нами была изготовлена порошковая проволока, содержащая хлорид натрия в различных количествах. В качестве инертной добавки (для полного заполнения сечения проволоки) использовали плавиковый шпат. Предварительно было рассчитано количество паров натрия, выделяемого в металл:
Содержание NaCI в порошковой проволоке, % (вес.)	Удельное количество образующихся паров при скорости ввода проволоки 3 м/с, м'/тмин
20 50 70 100	0,143 0,275 0,360 0,480
100
Оценка количества газовыделении в сопоставлении с вводом в жидкий чугун магния (известная величина) показала, что при вводе порошковой проволоки, содержащей 70 и 100 % хлорида натрия, можно ожидать выплески металла из ковша Поэтому в промышленных условиях испытывали проволоку, содержащую 20 и 50 % хлорида натрия. По расчету тепловые потери за счет растворения оболочки проволоки и испарения хлори да натрия не превышают 10 "С.
Механизм удаления растворенных в металле газов, по нашему мнению, осуществляется за счет перехода их в пузырьки паров хлорида натрия вследствии разницы в парциальном давлении в расплаве и пузырьках Термодинамическая оценка показала, что теоретически при использовании такого способа дегазации может удаляться до 20 % растворенного азота. Проведенными исследованиями установлено, что оптимальное количество хлорида натрия в порошковой проволоке составляет 50 % (вес.).
При вводе расчетного количества порошковой проволоки с 50 % (вес.) хлорида натрия прирост содержания азота при разливке стали на МНЛЗ был на 12 % ниже, чем на сравнительных плавках. Разливка производилась с открытой струей, что способствовало дополнительному газонасышению стали
Снижение температуры металла при вводе порошковой проволоки на опытных плавках составило в среднем 13 ‘С, что близко к расчетному. Экологическими замерами наличие хлора в отходящих газах не обнаружено.
Так как приведенные данные получены на трех опытных плавках, они нуждаются в подтверждении на большем объеме исследований.
4.4.	Усреднение химического состава и температуры стали
При продувке металла в ковше происходит выравнивание химического состава и температуры мета.та по высоте ковша, что подтверждено многочисленными исследованиями и производственной практикой. Известно, что при разливке металла, обработанного на ковше-печи, резко снижается разброс по химическому составу стали, отлитой в изложницы (начало. сере-
101
тина, конец разливки) и на МНЛЗ. По высоте ковша разница в содержании таких элементов как кремний и марганец, по данным |26| может достигать 0,05-0,15 % абс После продувки стали инертным газом эта разница не превышает 0 01—0,03 %
Одним из параметров состоянии жидкой стали, определяющих ее качество, является температура разливки, оказывающая влияние на состояние поверхности слитка — образование трещин, усадочных дефектов, заворотов, подкорковых пузырей и т. д. Поэтому разливать сталь необходимо при определенной для данного химического состава температуре, которая должна быть одинаковой по всему объему металла в ковше. Однако в обычных условиях производства, вследствие градиента температуры по глубине ванны (мартеновские печи, ДСП без донной продувки) и неравномерного охлаждения жидкой стали при подъеме ее уровня в ковше во время выпуска и по его окончании, температура стали в объеме ковша может существенно отличаться и разница температур по высоте ковша достигает 20-50 "С.
Усреднение температуры металла в ковше отчетливо проявляется по ходу разливки, т.е. по мере поступления последовательно расположенных и недостаточно перемешиваемых естественным путем слоев металла. Как видно из рис. 4.5, по данным 126], при разливке происходит повышение температуры металла по мере выхода из ковша относительно холодного придонного слоя металла, а затем понижение температуры вследствие общего охлаждения металла. Перепад температур (линия 1) составляет примерно 20-25 'С, но может достигать 50 ’С и более. После продувки металла в ковше аргоном, вследствие выравнивания температуры по высоте ковша, ее повышение по мере выхода придонного слоя не происходит, а имеет место лишь общее постепенное снижение температуры стали по ходу разливки на 20—30 ‘С.
Наиболее полно теоретические основы описания процессов массообмена и усреднения во время внепечной обработки стали в сталерасливочном ковше изложены в работах С.В. Казакова [3, 55] При описании процессов, протекающих в ковше во время вневечной обработки принято, что:
102
Время рапи/пси. мим
Рис. 4.5. Изменение температуры жидкой стали во время разливки из 100-тонного ковша
1 — без продувки; 2 —с продувкой в ковше аргоном
1. Состояние всей системы можно однозначно и полностью характеризовать при помощи энергии Гиббса
/па, , i=l
(4 10)
где о, — активность iro компонента системы, п — количество компонентов системы.
2. Процессы в системе будут происходить до тех пор. пока в ней будет существовать неоднородность по любому свойству, то есть, в общем случае, по G. Степень неоднородности системы, с учетом стохастической природы процессов, протекающих в ней, можно описать при помощи момента второго порядка. С учетом размерности удобнее применять сред неквадратичное отклонение ст:
сг = Лд,
(4 11)
где D — дисперсия.
ЮЗ
1 Скорость процесса релаксации неоднородности будет за висеть, при прочих равных условиях (величина внешних воз действий), от масштаба системы, то есть будет определяться величиной пространственной неоднородности системы (ПНС)
И12)
где L — масштаб системы.
4 Скорость релаксации ПНС может быть описана уравнением
dA г л
(413)
где Л, — коэффициент, характеризующий скорость релаксации неоднородности, зависящий от гидродинамической обстановки в системе
В интегральном виде уравнение (4.13) выглядит:
Л=ЛО£Г*1Т,	(4.14)
где А и Ло — ПНС в текущий и начальный моменты времени.
Для системы постоянного масштаба уравнение (4.14) можно записать:
а = а0 е~^т,	(4.15)
При введении единовременной порции материала дисперсия свойства в пределах системы определяется соотношением:
£) = ст^ + ст^и(. + 2К,	(4.16)
где ст*, ст^. - неоднородность расплава и присадок соответственно К — взаимным корреляционный момент.
Пренебрегая неоднородностью металла и присадки, по сравнению с неоднородностью, генерируемой в системе присадкой, и переходя к выражению для дискретной величины Xи учитывая, что масса присадки, как правило, намного меньше массы расплава, окончательно получаем
104
d=(%-jci/^.
(4 17)
где W и W— объем введенной присадки и всего расплава соот ветственно, х и х0 — величина свойства в присадке и исходном расплаве соответственно.
В результате протекания процессов межфазного взаимодей ствия система переходит из начального состояния. характеризу емого величиной Go, в новое, характеризуемое величиной G Причем переход из одного состояния в другое происходит в ре зультатс протекания всех частных реакций на различных меж фазных границах. То есть:
G0-AGx=Gr.	(4 18)
где 4GT — суммарное изменение энергии Гиббса в результате всех частных реакций в системе.
Переходя к дифференциальной форме записи, получаем:
dG dr
И7, = -ag; —в-- iv
(4.19)
где IT — объем расплава, достигающий локального равновесия на межфазной поверхности (исходя из принципа «локального равновесия» И Пригожина) или объема расплава в «реакционной зоне», aGv — изменение энергии Гиббса расплава в резхть тате протекания процессов в реакционной зоне
Интегрируя уравнение (4 19) получаем
ЯГ In 4-1— п П°. «=1
= -AGn
(4.20)
где о, и а] — активности компонентов системы до начала обработки и в момент времени г соответственно
105
Дб£ -X/JaG,,
(4.21)
где AG, — изменение изобарно-изотермического потенциала частных реакций, протекающих на всех межфазных границах, Р — вероятность вклада частной реакции в суммарное изменение изобарно-изотермического потенциала системы:
= k2J.	(4.22)
где к2 — коэффициент, отражающий влияние интенсивности продувки на величину реакционной зоны, J — интенсивность продувки системы газом.
Из уравнения (4.19) следует, что
6Т=6Ь-Д^т.	(4.23)
Обозначив через Gf энергию Гиббса части расплава, прошедшего через «реакционную зону» окончательно получаем
Gr=G0(l-^)+G.^ г W ’ “W
(4-24)
Адекватность полученной математической модели (4.24) была проверена С.В. Казаковым при продувке стали через верхнюю фурму в сталеразливочных ковшах емкостью 10—350 тонн.
В качестве метода изучения неоднородности расплава во время обработки металла в ковше был выбран контроль химического состава стали в фиксированной точке ковша. Частота отбора проб металла составляла 1—2 мин, а общее количество проб за время обработки достигало 50. При проведении экспериментов контролировали температуру, количество и химический состав шлака, измеряли п раметры двухфазного газожидкостного буруна в месте выхода его на поверхность.
Было установлено, что во время продувки металл совершает циркуляционное движение причем продолжительность циркуляции зависит не только от типа продувочного устройства, но и от вместимости ковша (рис. 4.6) и может быть описана уравнением:
106
мин
4.0-3,S-3,6-3,4-34-3,o 2,Я 2,6 2,4 24 2,0
100
KCI^T
□Dfl
ooe
□ A О ▲ +
W,t
Puc. 4.6. Зависимость продолжительности рециркуляции от вместимости ковша
Т1ф
(4 25)
где Г — продолжительность одного цикла циркуляции, И'— вместимость ковша; а, Ь, с — коэффициенты, определенные на основании экспериментов.
С учетом полученных результатов окончательное уравнение для определения временной зависимости неоднородности металла может быть представлено в виде.
Е
а -0,094 e“°08W

(4.2b)
где b — параметр модели, Е — мощность перемешивания, q расход газа.
Данные по изменению температуры аппроксимировали выражением;
107
&Q Q + B'
<4 27)
где Q — объем газа, необходимого для усреднения металла по температуре, А и В — коэффициенты
В табл 4 1 представлены параметры уравнения (4 27) для ковшей различной вместимости с учетом погрешности определения функции скорости изменения температуры.
Таблица 4.1
Параметры А и В и количество газа, необходимого для усреднения металла по температуре
п/п	Вес металла в ковше, т	Значение коэффициентов		Объем газа, м*
		А	В	
1	10	10,62	9,46	2,5
2	100	6,88	2,37	17
3	300	4,33	4,65	5
4	330	2,97	4,56	6
Из таблицы видно, что зависимость количества газа, необходимого для усреднения металла по температуре, качественно воспроизводит картину зависимости продолжительности циркуляции от вместимости ковша и при этом значительно меньше практикуемых для усреднения расплава по химическому составу.
Расчет потерь тепла на нагрев инертного газа можно опре делить по уравнению
^Т=Рис^Тм,	(4.28)
где ATt- соответственно расход (м3/кг), теплоемкость (кДж/кг) и температура нагрева (’С) инертного газа; Рм, АГ — соответственно масса (кг), теплоемкость (кДж/кг) и изменение температуры (С) металла.
Теплоемкость аргона сЛ - 0,932 кДж/кг стали сж = 0,836 кДж/кг (емпературу инертного газа, удаляемого из металла, можно принять равной температуре стали Расчеты показывают, что время
108
всплывания пузырьков значительно больше времени необхоли мого для их прогрева до температуры металла (0 10 0,25 с)
д„я ковша емкостью 100 т при расхоле аргона порядка 15 м (0 Зм'/мин) за одну обработку (50 мин) снижение температуры стали (t = 1600 ”С) за счет аргона составит 0,26 *С. Общее сни жение температуры (потери ковшом, через зеркало металла и на1рсв инертного газа) составляет примерно 1 ’С/мин
Известно |26|, что после продувки стали инертным газом разливку можно производить при температуре на 10-15 "С ниже обычной, вследствие понижения кажущейся вязкости в результате уменьшения содержания в стали неметаллических включений.
При разливке стали на мелкосортных МНЛЗ длинными сериями (10-15 плавок и более) с высокой скоростью использование ковша-печи, по нашему мнению, является обязательным Развитие мошных конвективных потоков в кристаллизаторе препятствует нормальному росту корки метал ла с возможным последующим образованием дефектов В этих условиях предъявляются жесткие требования к темпе ратурному режиму разливки. Кроме того, при серийном разливке стали необходима химическая однородность мета.ыа, как по высоте ковша, так и от плавки к плавке Эти условия можно выполнить, как показала практика, при использова нии ковша-печи.
4.5. Сопоставление продувки металла в ковше сверху и снизу
На мно1их агрегатах ковш-печь используют в качестве стандартного режима продувку через дно ковша, а продувка через верхнюю погружную фурму применяется в аварийных случаях Практически все установки доводки стали для перемешивания металла оборудованы только верхними фурмами
1’ансе указывалась необходимость перемешивания мегатла при электродуговом подогреве, и отмечалось, что при озъазе донных пробок нагрев необходимо производить в течение не более 2-3 мин, а затем перемешивагъ металл со шлаком
109
Считывая наличие на многих предприятиях, имеющих >ДМ, верхней продувки, нам представляется необходимым сопоставить эти два способа с точки трения их эффективности и целесообразности
При продувке через донные пробки расход аргона на 100-150-тонных ковшах обычно составляет 70—80 л/мин. При такой интенсивности продувки слегка оголяется «аргонное пятно». Если пробка в начале продувки нс пропускает аргон или пропускает слабо — визуально «аргонное пятно» отсутствует, давление аргона повышают, используя «байпасную» схему подачи аргона В большинстве случаев это способствует, при своевременно принятых мерах, срыву намерзшей на пробку корочки металла Иногда, чтобы не перемешивать металл из плохо продуваемого ковша, на протяжении всей обработки аргон подают через «байпас» с расходом до 300 л/мин. Размер «ар-гонного пятна» визуально такой же, как и при продувке с расходом 70—80 л/мин. Поскольку аргон не растворяется в стали, то он должен куда-то уходить. По-видимому, при повышении давления, и, соответственно, расхода аргона, он уходит в соединения подводящих трубок. В отдельных случаях, при глубоком расположении пробки относительно уровня днища ковша, аргон может уходить через поры (неплотности) кладки Этим, видимо, объясняется повышение интенсивности свечения газа через выпарные отверстия в броне ковша при повышении давления аргона, которое мы наблюдали на некоторых металлургических предприятиях.
При продувке металла (сверху или снизу) важно, чтобы скорость движения металла па границе шлак металл в период рафинирования была минимальной. В этом случае всплывающие включения адсорбируются шлаком. При больших скоростях под нявшиеся вверх включения и частички шлака обратными потоками по центру ковша будут затягиваться вглубь металла. В этом случае можно получить не уменьшение, а увеличение содержания неметаллических включений в стали
По данным работы [56] рассчитали скорость движения металла в ковше при продувке:
110
/ _ интенсивность продувки аргоном, м /с. g — гранита ционное ускорение, м/с2; Л - глубина всплывания аргона от места ввода до рассматриваемого ссчсния (в нашем случае до зеркала металла), м. — диаметр зоны барботажа в рассматриваемом сечении, м
В нашем случае но визуальной оценке диаметр «аргонного пятна» обычно составляет 0.6-0,7 м на ковшах емкостью 106 150 тонн. При расходе аргона 70-80 л/мин скорость движения металла составит 0,28 м/с.
При продувке стали сверху через фурму давление аргона, для исключения затекания металла внутрь отверстия фурмы, должно быть:
+Л*,	(4 30)
ат ф
где — атмосферное давление, Рф - ферростатическое лакге-ние столба металла от зеркала до выхода газа из фурмы (глубина погружения фурмы), равное:
Рф=Р*.	(411)
где р — плотность жидкой стали, Л — высота столба металла.
Рассмотрим продувочную фурму 150-тонного сталеразли вочного ковша с внутренним диаметром трубы 32 мм При ис пользовании многосопловых фурм определяется суммарная площадь всех выходных отверстии
Расчетное давление аргона составляет 3,1 ат На практике учитывая колебания давления аргона в системе, его но.гаю г с давлением 4 ат. Следует отметить, что замега.ьгивания пористой пробки при колебаниях давления аргона в системе не происходит, так как размер выходных отверстий (нор) проеки пронят ствует затеканию металла В большинстве случаев при шжмне нии ковша металлом пробки не продувают, а полачс аргона включают только на ковше печи
Расход газа при давлении 4 ат и глубине погружения фурмы 3 м рассчитали по формуле
(4.32)
где т — масса аргона, F— диаметр сечения сопла, <о — скорость истечения газа, р — плотность аргона, равная
где Р — давление, R —- газовая постоянная, Т — температура газа.
В пересчете на объем газа для данных условий расход аргона равен 40 м’/час.
Затем по формуле (4.29) рассчитали скорость движения металла на границе металл-шлак, принимая диаметр зоны барботажа равным диаметру жаргонного пятна» Фактически диаметр зоны барботажа при продувке сверху по визуальной оценке составляет 1,0 м и более. Величина скорости движения металла при принятых исходных данных составляет 0,58 м/с.
Таким образом, даже при максимальном погружении фурмы скорость движения металла при продувке сверху более чем в два раза превышает аналогичный показатель при продувке через донные пробки. Кроме того, для усреднения металла и лучшего перемешивания при верхней продувке на практике в течение продувки изменяют место ввода газа, совершая фурмой поступательное движение вверх-вниз. При этом избыточное давление газа (на более высоком горизонте ковша) вызывает интенсивное перемешивание металла со шлаком, со значительным оголением зеркала и разбрызгиванием металла и шлака, что способствует дополнительному охлаждению металла, его окислению и, как следствие, непредсказуемому угару раскислителей, в частности алюминия.
Учитывая изложенное, использование аварийной фурмы на ковше-печи приводит к окислению металла, угару раскислителей и загрязненное!и стали неметаллическими включениями
112
По сравнению с лонной продувкой при продувке сверху пясхоя огнеупоров увеличивается примерно на I 5 кгЛ стали. Р как средняя стойкость футеровки фурмы не превышает, по IXhhm МК «Азовсталь», 1,5 обработки
Расход аргона при донной продувке, когтя его подача осуществляется на протяжении всего цикла обработки (- 50 мин), составляет 3,5 м3. а при продувке сверху, несмотря на кратковременность проведения операций усреднения металла при постановке ковша, перемешивании после присадки ферросплавов и окончательного усреднения (всего 13 мин), при такой же обшей продолжительности обработки, расход аргона составляет 8,7 м’.
Таким образом, по всем технологическим показатодям продувка через дпише более эффективна, чем верхняя продувка Поэтому на установках доводки стали целссообрашо продувку через фурму сверху заменить донной продувкой
4.6. Оптимальное расположение и обслуживание продувочных пробок, интенсивность продувки
Условия перемешивания металла аргоном в ковше в зна чизельной мере определяются количеством и расположением продувочных устройств (пробок) и интенсивностью продувки. Исследование продувки металла можно провести при знании гидродинамических и теплофизических процессов в ковше. Экспериментальное определение гидродинамических параметров расплава, а также параметров газораспределения невозможно вследствие непрозрачности и высокой темпера туры жидкого металла. Лабораторные исследование на холод ных моделях затруднены соблюдением критериев подобия алитичсские исследования также нево «можно провести в связи с тем, что «идродипамические и генлофи шчеекие процессы в расплаве описываются многомерными нелинейными
IB
равнениями переноса Поэтому для решения данной задачи иепо ьзовались численные методы
Нами, совместно с кафедрой гидродинамики ДонГУ (проф. Белоусов В. В.) была поставлена и решена задача движения расплава в ковше, позволяющая оценить влияние расположения продувочных устройств (пробок) в днище ковша на гидродинамическую картину в жидком металле, а также оценить скорости движения металла в горизонтальной и вертикальной плоскостях в любом сечении ковша в любой момент от начала продувки. Оценивали скорости движения металла и структуру линий тока в расплаве.
Особенностью данной задачи является то, что продувка производится, чаще всего, через две пробки, которые могут располагаться не по оси ковша. Следовательно, задача несимметрична и не может решаться в двухмерной постановке даже в цилиндрических координатах.
Поэтому предлагается следующая постановка задачи. Рассматривается ковш в виде цилиндра с небольшим углом наклона стенок. Ковш заполнен жидким металлом, в котором имеет место тепловая конвекция. Зеркало металла плоское. В момент времени t > 0 через пористую пробку (пробки) подают газ с определенной интенсивностью.
Все процессы описываются следующей системой уравнений:
~~(Vb)V =—V/’+WVK + g^(T-То) + gPG  (4.33)
О J	р
vr=о;	(4.34)
ср—+ <PVJ)7' = VZV7'; Э/	(4.35)
^ + 0^=0, ОТ	(4.36)
114
1де У=у]у2 + V, +V? — скорость движения расплава К К
I Э Id д
у _ компоненты скорости, V-7dr+rdF*dz ~ а*”М*рен циальный оператор, р — плотность расплава, Р — давление л — вязкость расплава; у — ускорение свободного падения В — коэффициент объемного расширения металла Т и Т -температура расплава и температура стенки ковша, Ц — гало содержание в расплаве; Л — коэффициент теплопроводности расплава, / — текущее время
Система уравнений замыкается следующей системой краевых условии.
Начальные:
r = 0, Vr =0, К =0, К = о, Г~.Вг = 0	(4 37)
граничные условия для пиродинамики	
г= о: и = о, г; = 0, С = 0,	(4 38)
z=0: И=0, С =0,	=0;	(4 34)
г= L; Уг = 0, И =0, К’0,	(4 40)
г=£г: И=0. Ие = 0, К = 0; граничные условия для температуры	(4 41)
'=0 Т-То,	(4 42)
г-^д-~^(Т Тср);	(4.43)
r=Lr т-т0.	(4.44)
г=^г=г0 Пгавичные ^овия дая	(4 45)
	(4 44>)
г = 0	^с“0.	(4 4?)
115
Г= Lr PG = 0;
(4.48)
Z~ L_PG 0, PG Po sin 69, ]Л|, Я2|, PG Po, |Rj, R4|, (4.49) где a — коэффициент теплообмена; T — температура окружающей среды, Ро — содержание газовой фазы в пробке (интенсивность продувки); Яр Rj, R,,	— координаты левой и
правой пробок соответственно: в — угол отклонения расположения пробок от оси симметрии.
Задача решается в приближении вихрь — функция тока (и у/) Несмотря на то, что в трехмерной постановке при этом методе увеличивается количество переменных, по сравнению с метолом естественных переменных, имеется ряд преимуществ:
— задача реализуется по неявной схеме с привлечением метода возмущенного оператора разности против потока, что повышает точность расчетов;
после проведения операции «rot», в уравнении (4.33) исчезает член с давлением, расчет которого связан с существенными сложностями.
После перехода к переменным (а> — у/) уравнения запишутся в виде:
= Рг\Рщ. +Gr^ +GrcPc + l^co,; (4.50)
	rR2v4;	(4.51)
~/^^=^\+GrcpG.	^3^;	(4.52)
V2tu = 0,		(4.53)
116
F-L-+(VV)T = VaVT. dFo
(4 54)
^ + (Г?;Д,=О,
dFo
(4.55)
где Fo, Pr, Gr, Grc — критерии Фурье, Прапдтля, Грасгоффа теп лоного и 1расгоффа газового.
Дпя учета газосолержания выбрана простая односкоростная модель, предполагающая сплошность газожидкостной среды. Это позволяет устранить предположения о форме и размерах газового пузыря, что лежит в основе двухскоростной модели, а также наличие эмпирических параметров, также сопутствующих двухскоростной модели.
Уравнение движения такой среды описывается следующей системой уравнений:
,)iz	1
—+ fKV;y=--V/’ + VvVK+ gfL,, dt	р
УИ = 0,
^+ (%)₽ = О о/
(4.56)
(4.57)
(458)
В данной постановке V совпадает со скоростью жидкости и газовой фазы при Vx = V (скорости жидкой и газовой фаз соответствен но).
Считаем, что движение газожидкостном среды при продувке ковша характеризует подъемная сила (Pc'g), возникающая из-за неоднородности по плотности, обусловленной присутствием газовой фазы. Тогда уравнение движения с учетом приближения Буссинсска перепишется в виде
117
+	=—Lvwk+gfl -0G).	(459)
ot	P
Подставив соотношение p0 = p( 1 - в уравнение получаем:
^+fj/v;j3c =0.	(4.60)
Такая модель не учитывает кавитационных явлений и сжимаемость пузырьков.
Данная модель позволяет рассчитать гидродинамику, тепло-перенос, в условиях термогравитационной конвекции с учетом продувки металла газом.
В отличие от имеющихся моделей продувки, эта задача трехмерная, учитывающая гидродинамику процессов и возмущение расплава всплывающим газом.
На математической модели изучали влияние расположения продувочных пробок в днище ковша и расхода аргона на характер газодинамической картины в 135-тонном сталсраз-ливочном ковше.
Известно, что при интенсивном перемешивании металла со шлаком возможен «занос» шлаковых частичек вглубь рас плава металла. На удаление из расплава неметаллических включении, помимо физико-химических свойств шлака, оказывает влияние скорость газожидкостного потока в вертикальном и горизонтальном направлениях на границе раздела шлак-металл.
Установлено, что при увеличении расхода аргона с 40 л/мин до 150 л/мин при одной пробке в сталеразливочном ковше вертикальная скорость газожидкостного потока увеличивается на границе шлак-металл с 0,18 до 0,45 м/с.
На рис 4 7 приведены данные по моделированию влияния расположения продувочных пробок в днишс 135-топного ковша на газодинамическую картину в ковше в момент начала выхода газа на границу шлак-металл при расходе аргона 80 л/мин Установлено, что продолжительность нахождения
118
Рис. 4.7. Результаты моделирования газожидкостных потоков при различном расположении продувочных пробок в IJS-тонном ковше I — линии тока, 2 — область газожидкостного потока (сплошные линии — границы потока); 3 росполож   продувочных пробок в днище ковша
3
чч
газа в металле от начала открытия пробок до выхода на границу шлак-металл составляет 2-2.5 с.
На рис 4.7а показана газодинамическая картина при близком расположении продувочной пробки к стенке ковша. На схеме линий тока видно образование завихрений вблизи стенки ковша примерно на высоте 1м.
В этом случае металл интенсивно омывает футеровку ковша Нам случалось на одном из металлургических предприятии наблюдать при близком расположении пробки к стенке ковша (пробка расположена на месте одного из стопоров) и длительной обработке металла покраснение брони ковша примерно на этой высоте в районе пробки.
При продувке через одну пробку (рис. 4.7а) в момент выхода газа на поверхность большая часть металла не вовлечено в движение, что, естественно, ухудшает условия перемешивания В дальнейшем, при установившемся процессе, и эта зона вовлекается в движение.
При расположении продувочных пробок пол углом 90° относительно центра ковша металл перемешивается в двух направлениях (рис 4.76). Однако вертикальная составляющая скорости газожидкостного потока на большей части поверхности шлак-металл (за исключением места выхода газа на поверхность — «аргонное пятно») составляет 0,08 м/с.
При расположении продувочных пробок на одной оси (рис. 4 7в) большая часть металла вовлекается в движение с образованием вихрей примерно на высоте 1/2 ковша и 1/2 радиуса по ширине. В этом случае горизонтальные составляющие скорости газожидкостного потока на границе шлак металл взаимно гасят друг друга, а вертикальная составляющая скорости равняется 0,05 м/с, т.е. примерно на 40 % (ста.) меньше, чем при расположении пробок на одной стороне (под углом 90 ) Но в этом случае движение металла осуществляется в одной плоскости, что, естественно ухудшает условия его перемешивания.
На рис 4 7г показано расположение пробок под углом 150". В этом случае вихревые образования в объеме металла практи-
120
тгсгсгвуют В движение вовлекается большая часть не ЧССКИ ^Хьная составляющая скорости гаюжидкоспюго ТаГиИ Л’а Сниис шлак металл составляет, как и в прелыду 1немАа'^™чная газожидкостная картина имеет место при рас даиии продувочных пробок под углом I2O-I5O* Необхо-^мо отмстить, что продувочные пробки нс должны распола m под электродом, так как при этом ухудшаются условия ^^Разработанная модель позволяет рассмотреть газолина мическую картину в ковше любой емкости и в тюбом гори зонте ковша, при различном расположении продувочных пробок и расходе аргона
По данным работы [57| экспериментально установлена зависимость времени перемешивания от скорости диссипации энергии, описываемая формулой:
т-€0-4
(4-61)
где е — энергия диссипации. Вт/т, г - время перемешивания, с
По данным 1581 при перемешивании аргоном стали в 100-тонном ковше эта зависимость описывается уравнением
т = 800е -°-4 ;
(4.62)
с = 6,18ИС Т, In 1 +_^р 1	(4$3)
1,03 1(Г5Р)
расход газа, нм’/мин; Р — атмосферное давление, Па, — температура в зоне газовыделения (температура стали). *С "о ~~ глубина газовыделения, м.
Расчеты показывают, что для 100-тонного ковша про-олжитедьность перемешивания, достаточная для усреднс-•а pacnjlana при Расходе газа - 100 л/мин, составляет 4? с С. В Т‘Ые коррсспоидиРУют с результатами, полученными вания ,ЗВКОВь1м на термодинамической модели персмешн ия (см раздел 4.4).
121
Интенсивность продувки оказывает значительное влияние па перемешивание металла со ишаком При большой интенсивности перемешивания происходит значительное оголение поверхности металла в районе «арюнного пятна». Кроме того, ухудшаются условия ассимиляции неметаллических включений. и частички шлака могут затягиваться вглубь объема металла Поэтому при продувке стали аргоном интенсивность продувки необходимо ограничивать по поведению металла в «ар-гонном пятне»
При запуске аргонных пробок интенсивность продувки должна быть порядка 80-100 л/мин, вследствие того, что при большой интенсивности возможно замораживание пробки, так как металл в месте выхода газа значительно охлаждается. В случае неоткрытая пробки, что свидетельствует о наличии корочки затвердевшего металла, образовавшейся во время выпуска стали и транспортировки ковша, необходимо сразу же переходить на работу по «байпасной» схеме.
Подача газа под повышенным давлением в большинстве случаев позволяет сорвать корочку затвердевшего металла с торца пробки и работать в дальнейшем через пробку. После запуска пробки на «байпасе» желательно поработать в этом режиме в течение 2-3 мин, а затем переходить на обычный режим продувки.
Не рекомендуется производить нагрев металла при запуске пробок, так как повышенная интенсивность продувки в момент срыва корочки (до этого металл находился в спокойном состоянии) приводит к броскам тока по фазам и сильному оголению зеркала металла в зоне «аргонного пятна» и электрической дуги.
Для сохранения работоспособности пробок после разливки плавки рекомендуется, не позднее 10 мин после окончания разливки, производить кантовку шлака из ковша
Установка продувочной пробки в сталеразливочном ковше показана на рис 4.8
С целью очистки рабочей поверхности пробки от остатков шлака и металла целесообразно перед кантовкой шлака к про-
122
nZ£«Mc"° "₽ем,,т
Юбар I ,B«ierti**'TBveT°	к и  new»»
Puc 48. Установка процентной •.^n в Лааяц?
сталсра i шяочно-v »< «ам>а
/ — &юк сифона. 2 — пробка, 3	<!<>•> ш 4 /чааг^мма
ковша. 5 - байонет. 6 — мпацр
разрушения, срдлу жс после пьиюснни «ккр ишым мши ,ГХа Ли,ж,,л Ьи1ь ир«.*чмще1ы Ьклсепасино мсмОычывму* анагь на щхЧжу тп.ко «клисиный Во vr»x «п«ы нс «мт фа гании огнеупорен проокн
llpoiVBOMinio пробку необходимо paciionaiau, гак, что бы се рабочая поверхность нахо штась примерно на 20 50 мм выше поверхности футеровки днища ковша Если в процессе эксплуатации рабочая поверхность пробки изнашивается до х-ровня ниже поверхности футеровки дннша ковша примерно на 50 мм рекомендуется произвести замену пробки, гак как в образовавшемся углублении может происходить намораживание металла во время выпуска плавки
124
		
Diana 5 ОГНЕУПОРЫ АГРЕГАТА КОВШ-ПЕЧЬ
Обработка стали на агрегате ковш печь производится в сталсразливочных ковшах только с основной футеровкой Эго определяется низкой стойкостью кистой футеровки при длительной работе в области высоких температур и. в основном, с невозможностью проведения операции лесутьфу рации Итвеспто, что для дссутьфураиии стали необходим жидкоподвижный рафинировочный шлак с высокой ochoi ностью, который негативно влияет на стойкость кислой фу тсровки.
Футеровка ковша агрегата ковш-печь работает в относи тсльно жестких условиях Высокоостювныи рафинировочный шлак разогрет до достаточно высоких температур (~ 1700 С) Продолжительность контакта атрессивного жилкопоавижиого шлака с футеровкой «шлакового» пояса и в прилетающей к нему снизу области составляет 50 мин и более (до 2-х часов) Металл продувается нейтральным та том. что создает его ин тснсивпое движение с соответствующим размыванием футеровки Одновременно ковш служит .итя приема металла Mt плавильного агрегата и на стойкость его элементов влияет деи ствие падающей струи металла
По характеру износа футеровки и от-неупорных ыементов сталеразливочпык ковшей, но данным |5*)|, можно выделить наиболее быстро и неравномерно изнашиваемые элементы
—	шлаковый пояс;
—	область контакта футеровки с падающим иэ плавильного агрегата металлом (днище и нижняя часть стенок).
—	область контакта футеровки с движущимися восходиши ми потоками металла (при донной продувке инертным газом).
— область днища, непосредственно прилегающая к про вечному узлу,
продувочный узел и тнещовой кирпич
I.”
На практике скорости износа вышеуказанных зон достаточ но сильно различаются и в несколько раз превышают скорость износа основной футеровки ковша.
К главным факторам, которые следует учитывать при конструировании футеровки ковша, относятся.
—	удельная стоимость огнеупоров и их гарантированное качество,
—	способ изготовления и методы ремонта элементов футе ровки,
методы контроля износа футеровки в процессе эксплуатации,
—	влияние футеровки на загрязненность металла неметаллическими включениями;
—	вероятность быстрого аварийного разрушения футеровки в экстремальных условиях
В основу выбора элементов футеровки ковшей для aipera тов ковш-печь могут быть положены следующие принципы:
—	использование для футеровки ковша формованных изделий различной прочности и толщины;
—	использование в рабочем слое наливных тиксотропных масс, которые дают возможность осуществить общий ремонт футеровки за счет ее многократной подливки.
Оба способа футеровки ковша имеют преимущества и недостатки
Процесс изготовления наливной футеровки полностью механизирован Использование при наливке шаблона с вибратором позволяет получать плотную монолитную футеровку без швов В процессе эксплуатации имеется возможность быстрого ремонта износившейся части футеровки за счет подливки. С использованием промежуточных подливок достигается стойкость футеровки сталеразливочного ковша до 200 и более наливов. Изготовление монолитной футеровки осуществляется в течение 2-3 часов
Однако для производства наливной футеровки необходимо оснащение участка подготовки ковшей специальным
128
оборудованием смесителями для приготовления наливной массы с выдачей материала и точным дотированием компонентов; шаблоном для формирования внутренней поверхности. Режим сушки наливного ковша, включая разогрев достаточно продолжителен — до 4-х суток В этих условиях негативным фактором является невозможность оперативного ввода ковша в эксплуатацию, так как персонал цеха до 1-жен планировать выход его в работу за 3-4 суток, что при значительном износе футеровки эксплуатируемых ковшей сделать довольно сложно.
Наличие эксплуатационного резерва по футеровке ков ша, запланированного к выводу из эксплуатации, приводит к альтернативе: или новый ковш продолжает стоять под разогревом (дополнительные потери топлива), или приходит ся выводить из эксплуатации старый ковш, который мог бы еще работать (повышение удельного расхода огнеупоров) Кроме того необходима центровка шаблона относите. 1ьно стенок ковша, которая часто является затруднительной из за коробления (эллиптичности) металлического кожуха ковша в ходе эксплуатации.
Характерной особенностью большой 1руппы бетонов, ис пользуемых для наливки стенок и днища сталеразливочных ковшей, является значительное уменьшение (в 1,5-2 раза) прочностных свойств материала в диапазоне температур 950 1100 “С. Это означает, что наливная футеровка склонна к разрушению, например, растрескиванию из-за недостаточной жесткости сталеразливочного ковша или его несим метричной нагрузки. Исследования показали, что пораженные трещинами зоны находятся на некотором удалении от поверхносзи контакта футеровки с жидким метал том (35 40 мм) В процессе эксплуатации часто происходит отслоение больших кусков футеровки, что можно считать подтвержде нием наличия внутренних трешин В меньшей степени под вер|аются растрескиванию бетоны с высоким содержанием оксида алюминия (более 90 %).
124
Основные технологические свойства тиксотропного ко рхидошпинельного бетона с экзотермическим эффектом приведены ниже
предельная температура применения, "С - 1750,
—	длительность периода сушки и разогрева ковша (до t = 10(Х)*С),ч	-50,
—	линейное изменение размеров (%) при температуре:
1600’С	-0,17;
1650’С	-0,10,
—	теплопроводность (Вт/м К) при температуре:
200 ’С	- 2,85;
600-С	- 2,55;
1000 ‘С	- 2,40.
Сравнение некоторых эксплуатационных показателей наливной футеровки стен ковша вместимостью 130 т при разной толщине рабочего слоя (среднее время пребывания металла в ковше от окончания выпуска до начала разливки 2,4-2,7 часа) поданным [59] приведено в табл. 5.1.
Таблица 5.1 Влияние толщины рабочего слоя футеровки на ее эксплуатационные свойства
Исканная толщина футеровки стен, мм	Минимально требуемая толщина подливаемого слоя, мм	Величина допустимого износа футеровки, мм	Допустимая величина неравномерного износа футеровки, мм	Причины вывода ковша из эксплуатации (виды дефектов)
160	60	90	30	длинные глубокие трещины и локальный износ
180	60	ПО	50	— „ —
200	60	130	70	сеткообразные трещины и локальный износ
230	60	160	100	•>
130
Как видно и» приведенных данных, оптимальную толщину стен монолитном футеровки можно принять от 1X0 до 200 мм
При изготовлении футеровки из формованных огнеупоров расширяется сортамент применяемых материалов, так как не из всех материалов можно изготовить тиксотропные смеси Нет также ограничений по толщине слоя футеровки
Формованные огнеупоры имеют большую плотность и меньшую пористость Режим сушки и разогрева ковшей из фор мованных огнеупоров производится за более короткое время чем из тиксотропных масс (до 2 суток) Нет необходимости в дополнительном оборудовании.
Недостатком изготовления футеровки ковшей из формованных oi неупоров является необходимость использования тя желого ручного труда высококвалифицированных рабочих
Установлено [60—62), что наилучшими служебными свойствами обладают формованные огнеупоры псриклазоуглеродис того состава Периклазоуглсродистые огнеупоры менее остальных смачиваются основным шлаком, что увеличивает стойкость шлакового пояса
В настоящее время огнеупорные предприятия СНГ освоили производство периклазоуглеродистых и других видов огнеупоров, не уступающих лучшим зарубежным аналогам
По данным [63| в табл 5.2 приведены данные по результатам испытаний огнеупоров различных производителей.
Испытания показали, что качество огнеупоров производства представленных производителей практически оди паково Выход из строя ковшей происходит вследствие износа огнеупоров в шлаковом поясе, днище и сталевыпускных гнездах ковша
При использовании наливнои футеровки шлаковый пояс выполняется из формованных огнеупоров
Повышенный износ огнеупоров в зоне шлакового пояса обычно связывают со следующими факторами
— использованием активного высокоосновного рафинировочного шлака,
BI
Таблица 5 2
Результаты испытании перюсгюоутаератисгых ковшевых опгеугюров
Покиктеп	Предприятие, марка		
	АО «Магнезит», ПУСК 52	АО яДинур», ПШУС 2	АО «СОЗ». ПУКС 7
Типоразмер, мм	75/68/200/160	240/216/200/80	75/68/200/160
Число кампаний	94	9	94
Стойкость (средняя).			
количество плавок			
стен	47 4	45,7	47,1
шлакового пояса	23.8	23,2	23,7
днища-			
марка П-1 230/115/65	23,6		
марка ПУКС—10 300/150/80	24,5	24.5	24.5
—	применением электродугового подогрева металла в ковше. повышающего температуру шлака и его эрозионное воздействие на огнеупоры;
-	длительным нахождением футеровки в условиях контак та со шлаком (несколько часов) при каждом наливе и термо-циклическим характером работы,
—	интенсивным перемешиванием металла из-за продувки аргоном
При рациональной эксплуатации ковша стойкость шлакового пояса может составить 50 70 плавок (на ковшах емкостью 100-150 т), а согласование стойкости степ ковша и шлакового пояса обычно достигается путем регламентации марки кирпича и толщины футеровки шлакового пояса.
Наиболее предпочтительны варианты принять равную стойкость шлакового пояса и стен ковша (преимущественно для ковшей с кирпичной кладкой), или использовать два шла ковых пояса для одного цикла эксплуазации футеровки стен (желательно бетонные футеровки)
Важным и аварийно опасным местом является футеровка днища ковша, которая интенсивно размывается в месте кон
132
такта с падающей при выпуске струёй металла Удельное давление падающей в ковш струи, оказываемое на днище достигает 15 кг/см1. Кроме того, футеровка днища ковша всегда ослаблена конструктивно в местах установки продувочных узлов и сталевыпускных стаканов Количество отверстий может быть от двух до четырех, каждое из которых оформляется специальным набором керамических изделий, которые имеют свою скорость изнашивания и свои коэффициенты линейного расширения материалов
Различие температурных деформаций отдельных элементов футеровки днища приводит к неравномерности распределения внутренних напряжении и повышает вероятность появления трещин и разрушений футеровки днища на всем протяжении эксплуатации
Как следует из табл. 5.2, стойкость днища примерно в два раза ниже, чем стойкость футеровки стен сталеразливочного ковша.
В месте установки пробок наблюдается повышенный износ футеровки днища, который объясняется турбулизацией потоков стали в области инжектирования газа в металл, а также динамическими процессами, сопровождающими отрыв пузырьков газа от поверхности пробки. Кроме того, оказывает воздействие высокая температура при обмыве пробок кислородом посте окончания разливки металла.
Для повышения стойкости днища рекомендуете осуществлять его подливку поверх кирпичной кладки тиксотропными смесями Этим устраняется негативное влияние на стойкость стыков между отдельными элементами кладки.
Характерные свойства псриклаэоугдсродистого кнрпи1 с высоким содержанием плавленого магнезита и с добавлением комбинированных антиоксидантов и органическс (полимерной) связки поданным |59| приведены ниже.
химический состав, %
MgO	> 97.5
СаО	< 2.0
1»
SiO,	<0,5	
FeO,	<0.5	
AI.O,	<0.2	
остаточный углерод		> 12.0;
физические свойства при t ~ 20 °C		
кажущаяся плотность, г/см		2,99
пористость открытая, %		<5,0
прочность, Н/мм		> 25
физические свойства при t = 1000 С		
кажзшаяся плотность, г/см		2,97
пористость открытая, %		<8.0
термическое расширение, %		1.1
теплопроводность, Вт/м К		7.0
теплоемкость (от 20 до 1000 °C), кДж/кг К		1,38.
По данным ОАО «Боровичский огнеупорный комбинат» теплофизические свойства псриклазоуглеродистых изделий их производства следующие:
Марка кирпича Теплопроводность, Вт/м”С Назначение
	(при t = 790 °C)	огнеупора
ПУ-1	8.1	шлаковый пояс
ПУ-2	6,99	— —
ПУ-3	5,97	стенки ковша
ПУ-4	6.96	днище
Для сопоставления, теплопроводность псриклазошпинелид-Hoio кирпича (при 750 °C) составляет порядка 3,5 Вт/м°С.
Таким образом, одним из недостатков периклазоуглсро-дистых огнеупоров является высокая теплопроводность, что приводит к увеличению потерь температуры металла в ковше. По данным |63| падение температуры металла в 385-
134
тонном сталеразливочном ковше с такой футеровкой составляет 1,09 °С/мин. Для сравнения, на муллитокремнеэе-мистой и периклазохромитовых футеровках 0,94 и 1,05 "С/мин соответственно
Чтобы повысить надежность и стойкость футеровки ковшей и уменьшить тепловые потери для 385-тонных ковшей изменили схему футеровки рис 5 1 |63|
Теплоизоляционный слои I на кожухе ковша выполнили толщиной 10 15 мм из муллитокремнеземистого картона марки М КРКГ-450, арматурный слой 2 толщиной 120 мм из огнеупоров марки ШК 10, рабочую футеровку стен — из периклаэоугте-родистых спеченных огнеупоров по кольцевой или винтовой схеме кладки в зависимости от типоразмеров кирпича, шлаковый пояс 3 — из периклазоуглеродистых плавленых огнеупоров, рабочий ряд дпиша 7 толщиной 300 мм — из шпинелънопериклаэоут-леролистого кирпича марки ШПУП или ПШУС-2, верхние гнездовые изделия 6 — из плавленого периклазохромита марок ПХП-217 и ПХП-218. Продувочные блоки X изготавливаются фирмой «Майсртон» из огнеупора марки HAS-25B Нижнюю часть стен дополнительно защитили кладкой трех колец футеровки
Влияние теплоизоляционного слоя на изменение темпера-зуры стали в ковше по данным [63| оценивали по снижению температуры стали на участке сталеразливочныи промежуточный ковши, приведенному в табл. 5.3.
Рис. 5.1. Схема футеровки 385-тонного ковша
Таблица 5.3
Анализ снижении температуры стали в ковшах с теплоизоляцией и без неё*
п/п	Количество наливов	Толщина теплоизоляционного слоя, мм	ЛТ *С к к	Д71-С
1	44	0	40,0	нл
3	40	X	35,1	4,9
ч	43	X	35,0	5.0
4	42	15	35,1	4.9
5	43	15	34 0	6,0
•	ЛТ — разница температуры стали в стлзсразливочном и промежуточном ковшах; ЛТ — снижение температуры в сталеразливоч ном ковше Материал футеровки — ПУСК 52.
Максимальная стойкость периклазоуглеродистой футеровки составляла 90 плавок, средняя стойкость — 66,7 плавок.
Как следует из представленного выше, основные футеровки изготавливаются двумя способами: формованные огнеупоры и из тиксотропных масс. Каждый из этих способов имеет определенные достоинства и недостатки. Поэтому каждое предприя тие выбирает способ футеровки сталеразливочных ковшей в зависимости от конкретных условий:
—	наличие свободных площадей в цехе;
—	вместимость сталеразливочпого ковша;
—	наличие устройств для сушки и подогрева ковшей;
—	продолжительность обработки стали в ковше,
—	темп подачи плавок на МНЛЗ;
—	количество ковшей, находящихся в обороте,
—	сортамент стали и температурный режим обработки;
—	организация оборота ковшей (подача ковша пол выпуск — выпуск — обработка на ковше-печи — подача на МНЛЗ — разливка и тл).
Исходя из приведенных выше условий выбирается конструкция футеровки, обеспечивающая
—	одинаковую стойкость основных элементов футеровки,
136
— различную стойкость элементов футеровки с промежуточной заменой отдельных иементов в процессе эксплуатации
Естественно, что при этом основную роть играет миними запил затрат
На стойкость основных огнеупоров значительное влияние оказывают резкие изменения температуры футеровки При термоцикличности (снижении температуры менее 800 ’С) футеровка быстро разрушается из-за фазовых превращений в кирпиче Поэтому ковши с основной футеров-кон сразу же после разливки и обработки ковша необходимо ставить на высокотемпературный нагрев
Тепловую работу футеровки сталеразливочного ковша исследовали авторы работы |64[ на математической модели изменения температуры футеровки При построении модели были сделаны допущения
—	металл в ковше полностью однороден но температуре.
-	потоки тепла направлены по радиусу от незпра к стенке ковша (высота стенки >> толщины стенки).
—	потоки тепла распространяются только вдоль оси ковша к днищу и к шлаку,
—	внутренняя температура футеровки ковша постоянна и составляет при заполненном ковше 1520 "С.
Температурная модель можегбыть использована д_тя расчетов и прогнозирования:
—	параметров горения природною таза и длины факела (на1рев ковша);
—	параметров подогрева ковша с помощью горизонтальных и вертикальных горелок,
—	распределения температуры в условиях нестационарного переноса тепла;
—	потери температуры металла в зависимости от количества наливов при заданной футеровке
В результате проведенных модельных исследований автора ми работы |64| сделаны следующие выводы
—	во время подо! рева ковша природным газом с посю явным расходом температура футеровки тостигает стайно
IV
парного состояния через 25 30 часов, т е., при существующих условиях работы температура ковша не достигает стационарного режима;
—	подогрев ковша с помощью горизонтальной горелки более эффективен по сравнению с вертикальной;
в	идеальном случае (без ремонтов) в процессе эксплуатации футеровка достигает стационарного состояния через 4-5 плавок;
—	при использовании доломитовой футеровки температурное поле меняется в пределах слоя толщиной около 100 мм. Для высокоглиноземистой футеровки толщина этою слоя около 180-200 мм, что объясняется различными теплофизическими свойствами материала, особенно теплопроводностью;
—	при прочих равных условиях потери тепла в ковше с высокоглиноземистой футеровкой будут выше, чем в ковше с доломитовой футеровкой.
Таким образом, при использовании высокоэффективных основных огнеупоров необходимо, как указывалось ранее, уделять большое внимание теплоизоляции футеровки, чтобы снизить потери тепла металлом, а также минимизировать расходы на футеровку.
Характерным примером сочетания требований технологии и экономики являются приведенные в работе [65] данные по изменению конструкции футеровки днища ковша и по ее влиянию на снижение затрат. По данным этой работы на заводе ♦Боус ГмбХ» до 1998 г. футеровка днищ 70-тонных сталеразливочных ковшей производилась обычным магнезитовым кирпичом, высокоглиноземистым кирпичом в бойной зоне, двумя пробками и гнездовым кирпичом. Слабыми местами футеровки оставались стыки между бойной зоной и кирпичами, а также между гнездовыми блоками и кирпичной кладкой. Удельный расход материалов составлял ~ 1,44 €/т стали.
Недостатки кирпичной и монолитной футеровки изнашиваемых участков днищ сталеразливочного ковша были устранены посредством создания так называемой квазимонолитной или блочной футеровки днищ.
138
Концепция квазимонолитной футеровки дниша включается в том, что предварительно высушенные блоки из корундош-пинельного бетона выкладываются на подготовленное днише Конструкция футеровки ковша включает в себя 6 сегментных блоков под футеровку стены, 4 блока дниша, 2 продувочных блока и 1 гнездовой блок Сборное днише имеет уклон 2,2* Общий вид после сборки всех блоков приведен на рис. 5.2. Благодаря устранению проблемы стыков, имеющих место в кирпич ной футеровке, достигается высокая прочность днища
Стыки между отдельными блоками заливаются саморасте-каюшимся огнеупорным корунлошпинельным бетоном Сопротивляемость сборного днища термическим ударам значительно повышают округлые, до 20 мм в диаметре, зерна шпинели в структуре блоков Сушка такого дниша не требует специальной системы подо!рева.
Рис. 5.2. Конструкция блочной футеровки днища ковша 1 — сегментные блоки под футеровку стены.
2 — продувочные блоки.
3 — разливочное отверстие; 4 — блоки днища
!39
гв»	• применяемы* <WMcmnpi » . гужянис
м •.». Л М Л *1 '«К	 лморяо• » • < <и>н вор»и щи
1МЧПГ '•"’I I '	• ><' " >п||ИИГ.«И И <л'«,им.<1|
. * вс w>«* •• фрш11««"	мм
\< >КМ I МЛ моторные Лт• и иииттж.н
. трио......•»Чкногс «'••тон* < ма»сим.«. . -й яс iminmA
. г • . мы
К ГОН на <К1М>ЯС kopVIl • и ШПИНеЧИ НС VO
•амт	сипи» »тоя что препятствует tittpaxM чию
> т- „ . «м. . RK1* 'X ><мй и стаж 1Ю рс-нишм
и т ч«>	? Si • М <>
I К» хш «емая  «J ;	‘> ерл ,-iutM>*iHii> <
имеет. ry**ui'. рснмппсспка
ЦТЧЧ1*».П.чТ1 иря И. rjWKHIIK» г :;> Ituuinj» iku anuHoinuM lonmiKK гь миииа in ы inn •	времени на*' ikmoh» ия hxi 'анолтенни иинца
нил'пнг затрат на Кган>и|и< мн<> <>»; пк>м\ ре -онг- 4*~рояки <ри
Iм< к НИС доли ручной» трт U рл(мпи*
Глава 6
ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ КОВША-ПЕЧИ
Ковш-печь является агрегатом, в котором подаваемая электрическая энергия преобразуется в тепловую посредством электрической дуги. При этом часть энергии вступает непосредственно за счет дуги, а часть, как указывалось ранее, выделяется вследствие омического сопротивления жидкой стали (шлака).
Для регулирования дуги необходимо всегда иметь включенное последовательно с ней сопротивление. При постоянном токе это может быть только омическое сопротивление, поглощающее часть активной мощности, что экономически невыгодно. При переменном токе может быть использовано активное сопротивление, поглощающее незначительную часть активной мощности.
При переменном токе в течение каждого полупериода напряжение в сети и сила тока достигают максимума и проходят через ноль, причем максимумы напряжения и тока смещены во времени. Когда напряжение источника после перехода через ноль начинает расти, дуга не зажигается до тех пор. пока напряжение дуги нс достигнет Ц — напряжения зажигания. С этого момента в цепи появляется ток, возрастающий по периодической кривой, отличающейся от синусоиды.
Дуга затухает при напряжении затухания U2, т.е.. раньше пе рехода через ноль напряжения источника. В этот момент ток в цепи прекращается. После перехода через ноль все писанные явления вновь повторяются.
Проф. С.И. Тельный [9] обработкой большого количества осциллограмм установил, что в зависимости от сущее 1вую-гцих условий кривые напряжения и тока ду| и могут быть трех типов (рис. 6.1). Эти кривые отличаются степенью развития прямолинейного участка. Это! прямолинейный участок определяет длительность горения дуги в каждом полз периоде переменного тока.
143
Рис. 6.1. Осциллограммы тока (i) и напряжения дуги (е) в электродуговых агрегатах
Рис. 6.1а характеризует дугу при плавлении металлолома в электродуговой печи. Напряжение в дуге сильно колеблется даже в течение полупериода. При этом возможны обрывы дуги. Аналогичная картина наблюдается на ковше-печи при присадке шлакообразующих в начале обработки.
Рис. 6.16 соответствует периоду плавления в электродуговой печи, когда металл покрыт тонким слоем шлака. Этот же график характерен для работы ковша-печи в начальный период обработки после расплавления первой порции шлакообразующих.
Рис. 6 1в свойственен работе ковша-печи при сформированном рафинировочном шлаке.
Если напряжение электрической цепи электродуговой печи (ковша-печи) изобразить в виде векторов, то получится диаграмма (рис. 6.2), в которой:
U — 1Z— общее напряжение;	(6.1)
Уа = lr ~ f(rn.n. + гк.с^ ~ активная составляющая; (6.2) t/, = leal. — реактивная составляющая, (6.3) где Z — полное электрическое сопротивление цепи; 1— ток; г— активное сопротивление цепи; гя я — активное полезное сопротивление дуги и расплава; гкс — активное сопротивление транс-
144
матора, токопроводящей сети и электродов <я/ реактив ное сопротивление цепи.
Рис. 6.2. Диаграмма напряжений в электродуговой печи
Из рис. 6.2 следует, что при постоянном напряжении транс форматора активная составляющая меняется в зависимости от одновременного изменения сопротивления дуги и расплава г* а также тока I Реактивная составляющая напряжения меняется только при изменении тока, так как реактивное сопротивление a>L практически постоянно. Меняется также угол <р между век торами U и £/, >по, как будет показано дальше, очень важно, при этом точка А перемещается по окружности
Ток определяется как соотношение
U U
z y]r2+(<oL)
(6.4)
14'
При подъеме или опускании электродов величина г= г „ + г с меняется только за счет изменения г л
Полная кажущаяся мощность печи, потребляемая из сети, составляет
Лс = UI.	(6.5)
Полная активная мощность равна
(6 6)
Реактивная мощность равна
A, = Upl.	(6.7)
Так как (/ = Ucoscp, а (/ = Usincp,	(6.8)
то
Na = Ulcostp;	(6.9)
Np= Ulsintp.	(6.10)
Когда (/ меняется за счет изменения активного сопротивления г л от максимального до минимального значений, угол <р меняется от 0 до 90°, а, следовательно, cosip — от 1 до 0.
Так как в формуле
Na = Ufcosip = I2r,	(6.11)
ток /растет с уменьшением г и cosip, то при определенном угле должно достигаться максимальное значение активной мощности печи:
Na= Nlcosip.	(6.12)
Площадь треугольника ОАВ (рис. 6 2) равна с UaUp U2 cosip sinip UcosiplosL	a>L ,, ,,,
21 лов ~	--------------------= UI cosip—, (6.13)
a>L
Если является величиной определенной, a Nlcosip = Na, то площадь треугольника ОАВ определяется активной мощностью А данной печи
146
Когда плошадь треугольника достигнет максимального начения, то и величина JV должна также получить свое наивысшее значение. Максимальную величину плошадь треугольника ОАВ будет иметь при его равнобедренной форме те. ког да ОВ = АВ. При этом угол <р будет равен 45°, откуда cosq> = = sin<p = 0,707. Отсюда можно сделать вывод, что максимальная величина полной активной мощности ЛГ" имеет место при cos<p — 0,707.
При расчетах подаваемой на ковш-печь мощности необходимо пользоваться данными только по активной мощности, так как реактивная мощность при работе электродуговой печи не используется (например, при мощности трансформатора ковша-печи 20 MBA активная мощность составляет 15,9 МВт).
Дело в том, что трансформаторы, применяемые на установках ковш-печь, предназначены для работы с потребителями не только активной (омической), но и индуктивной мощности Поэтому при работе со смешанными потребителями, имеющими омические, индуктивные и конденсаторные элементы, используется полная мощность трансформатора.
Важным является то обстоятельство, что максимальная активная мощность наступает при cos<p = 0,707, т. е., когда полное активное сопротивление цепи печи становится равным ее реактивному сопротивлению.
Необходимо иметь в виду, что полное активное сопротивление г включает в себя, кроме полезного сопротивления и сопротивление токопроводящей цепи г . Действительная полезная мощность Nnn поэтому меньше N™ на ту величину мощности, которая теряется в сопротивлении токопровода г Эго полезное сопротивление при максимальной полной активной мощности печи равно:
=у/^+(^)2-	<614)
147
Это означает, что полезное сопротивнение дуги и расплава. в данном случае, равно полному сопротивлению токопроводящей сети.
Максимальная полезная мощность печи равна:
иг
,Vmax -_____ - —---------------.
л Л , />
2y]r- +((oL) +г с
(6.15)
Соответствующая полная активная мощность печи, потребляемая из сети, т. е., включающая и мощность потерь, составляет
U2
дгтах ____
2^ г +((oL)2
(6.16)
Ток в печи при этом будет равен;
<тах „ U гк,с.
(6.17)
a cos<p при максимальной полезной мощности печи

= 1 д + _ _^-£- —
г2+(ШЬ)2
(6.18)
Этот costp при максимальной полезной мощности печи имеет всегда большее значение, чем costp, соответствующий максимальной обшей активной мощности печи и находится в пределах 0,75-0.80 (в зависимости от величины ш£). Следовательно, печь не должна работать при cos <р более низком, чем такой. который соответствует максимальной мощности дуги, т. е., при cos<рменьше 0,75. В противном случае полезная мощность печи снижается, печь будет работать при излишне большом токе и. соответственно, с большими потерями. Поэтому нужно стремиться работать при во зможно более высоком cos(p, как для
I4X
ималыгого использования установленной мощности печ ноге трансформатора, гак и ьтя потребления во^мож.ю маэой реактивной мощности	________
При работе ковша печи со шлаком оптимального состава ст ? может быть порядка 0,9 На больших агрегатах ковш печь, емкостью 300 т и более, можно работать как показывает практика, г цм cos - о 57-0,60. Источники токае сог гр менее 057 обычно не вь/тириот •гак как при этом резко возрастают татраты электроэнергии
Расход электроэнергии в большой мере зависит от огтти мизапии электрического режима нагрева Печной трансформатор имеет несколько ступеней напряжения, как правило, от 7 до II . На некоторых агрегатах ковш-печь количество ступе ней напряжения составляет 20 и ботсе ггри максимальной мощности трансформатора 20 25 МВЛ По нашему мнению такое количество ступеней напряжения нецелесообразно так как по подаваемой активной мощности ступени напряжения в какой-то степени, перекрывают друг друга. и незначительное отличие в мощности на каждой ступени, по-видимому, нецелесообразно. Регулятор переключения ступеней имеет ограни ченный ресурс работы и при частом переключении продолжи тельность срока до его ремонта сокращается В пределах каж лой ступени можно варьировать мощностью, производя регулировку по току.
Поскольку нагрев металла производится током, а напряжение на электродах характеризует длину дуги, рекомендуется пе реходитъ на пониженную но напряжению ступень. увеличивая в пределах возможного силу тока. В этом случае ускоряется нагрев металла, уменьшается длина дуги. что увеличивает вероят ность работы с закрытой дугой При этом снижаются потери тепла, отбираемого крышкой
В принципе, на ковше-печи необходимо раоогать с тугой, закрытой шлаком, что обеспечивает снижение ыгрнт плектре энергии на нагрев. В го же время, но данным р.«х>гы [9|. ггриве-нь,м в табл. 6.1, при одной и тон же сите тока гхыее высокое ряжение низкой стороны трансформатора оосснечивает шис электрические показатели
149
Габлица 6.1
Влияние напряжения нз электрические показатели дуговой печи (без тросселя)
Напряжение. В	Сила тока, кА	Электрический КПД, %	СО5ф
138	15	80	0,83
160	15	8.3	0,87
240	15	90	0,92
Расчет допустимых токовых на|рузок определяется свои ствами и диаметром применяемых электродов Максимальная плотность тока, умноженная на площадь поперечного ссчспия электродов, задает верхний предел для тока. Следует учесть, что сечение электродов в зоне горения дуги обычно уменьшается из-за окисления боковых сторон Максимальная активная мощность ограничивается допустимой мощностью электрической дуги, которая зависит от допустимой скорости износа огнеупоров верх, гей части ковша. Обычно эта величина составляет 1,8—2,2 МВт/м2 площади зеркала металла в ковше
Скорость нагрева металла является функцией активной мощности. Институтом ИРСИД (Франция), на основе данных, собранных для агрегатов ковш-печь емкостью от 18 до 320 т, имеющих охлаждаемые водой или огнеупорные своды, составлена диаграмма, представленная на рис 6.3. Несмотря на большие различия в емкости, у всех агрегатов наблюдается поразительное совпадение скорости нагрева, как функции активной мощности. Скорости нагрева измерялись, когда в агрегатах достигались условия установившегося теплового состояния, т. е., по истечении не менее 20 30 мин нагрева, когда переходные тепловые потери снижались почти до нуля.
По представленной диаграмме, »ная активную мощность, можно определить скорость нагрева. При проектировании агрегатов ковш-печь возможно по необходимой скорости нагрева определить величину подводимой активной мощности. Мощность дуги не измеряется, но она может быть рассчитана. На
150
Рис 63 Зависимость скорости нагрева метали от активной мощности, подводимой от трансформатора
практике мощность дуги составляет примерно 83—88 % активной мощности, подводимом от трансформатора Остальная часть активной энергии теряется ит-за резисторного нагрева электрических проводников и электродов (трансформатор короткая цепь, электроды).
В табл. 6.2 представлены данные по ряду агрегатов ковш-печь, работающих на различных мсгаллургических предприятиях
Данные табл. 6.2 свидетельствуют о том, что на ба ьшин стве агрегатов, работающих с максимальном скоростью натре ва 4,2-4,6 ‘/мин, значение удельной активной мощности составляет порядка 0,09 0,12 кВгч/г, что соответствует поклл телям, приведенным на рис 6 3. Значения удельной макси мальнои активной мощности дуги в основном соответствуют приведенным ранее тайным — 1.8 2,2 МВт м Чтретаты ковщ-цечь, на которых имеет место превышение значений указанных удельных параметров мощности, оборудованы трансформаторами завышенной мощности, что привотит к
1'1

11 • --метры aipwma ковав new
	С^шмиаав ааиыВ «грани 	I	Вес т 	।	£ У и	». о - • *»1 Mi 1ч чронгас* ммнигу 1	1	Адшвнм мошмостк 1 MBt^ycwn	Утоьнаа максимыьиаа мошиостъ. МВт а
О» •larwer.	актеи	П’	№	•М	0 116	I1*
< ме^ваа ТУ**—* ««О*	•орггм	1Г-	20	и*	0.125	2.15
Не» -	- »-* •уч^вшв 1МСЫ	•артеи	по	14	10.92	0 100	2 14
•ИПИ V	.тел	170	II	14 04	Ъ ||7	1 W.
JfWalM WTWH			ыд^н*>«	_!*$	1*	1404	0 041	1.67
Ы.,<* . »» мегжмм	к п	IJ5-	1 1Л	14,04	0.112	2 25
I--•	«л» метим	>п	«20	Г|5	II 7	0U9X	? 42
• »м»	.К II	its	11	1404	0.122	«X
нтмк	атмртр	155	25	19 5	0 126	2.97
-►.(•Г.* Октябрь*	К II	|«|	1«	14 IM	0 100	мд
(1	1< и	ПО	IB	14 (М	00<М	1,Я9
Но  |*мй трИЬигВ я*и	К 11	150	П	17.16	0 114	Ml
f Ю.«м«м1 мет ваая	кджегртгр	IJ5	25	19 5	0 144	2 51
VM»	K/Hlfceprcp	570	4’	И.1*	0,1/М	2,1»
• трмк*<ч>ЮТ1фы '. - M»m агрегатов могут работ» с <я» - О 57 0.40
увеличению потерь в транс фирма горе и повышенному нш«у фу1г{х» . * шлакового пояса сталсрагтипочнот ковша
И ловя и> и1лоасн|мио при выпоре тршкф<>рм.но(м а<рс г»та юти;-печь не рекомендуется мвышать ст мгннпгктт., так •	' •* мчивает капитальные и жшлуатапионныс taiparu
и не почее-тлст ис(к> .в«йота полную активную моишооь бет ><иагп><< ц>чги .тсмснтов atpetom
L>* ситтммиыпии ре* им| iiaipcna обычно нснап.гую! тиа1 раымм >«»лрмче. кит Ха; ,» гсрисгик печи которые чроят ии >«<** тупени наира* пня трансформатора на <х пованик но
I у.
ПОЛОГО шмыми*"	>
ПГ*Л**'’‘*	*ytm*______________
Нлрж М  ..........»Р*— •—
стяг» .дапгш	юмгтх	и» —	-
отепли «по .-•'••• ««*» - п--- *"**-
гсш«» ртпоигатъ И» «хшммт «гт«» а*мм« ГМ.Щ1Я т<» .. П« »!»•»/*'• -••-•' .-» •- 4
1иафЧ**> 1т <,	»ы, 	---1>|,
Выбор рабочих точек кривых электрических характеристик ограничивается рядом параметров
кажущаяся мощность;
активная мощность;
мощность дуги,
дшна дуги,
коэффициент мощности (cos <р); максимальный ток через электроды.
Чтобы избежать как поломки электродов, гак и повреждения огнеупорной футеровки ковша при нагреве с твердыми шлакообразуюшими (начало обработки), необходимо начинать нагрев на низких ступенях напряжения, а затем переходить на более высокие ступени. На максимальных ступенях напряже ния производить нагрев возможно в аварийных ситуациях, ког да требуется быстрый нагрев, не взирая на износ футеровки.
154
Глава 7
ТЕПЛОВОЙ И МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС АГРЕГАТА КОВШ-ПЕЧЬ
Электрическая 'Нерги подаваемая на ковш
ется 1М:
—	нагрев металла.
—	нагрев и плавление шлакосЮра зукяних
—	назрев волы, охлаждающей крышкч,
—	назрев футеровки, брони ковша и компенсации потерь теплаииучеиисм в окр. жаюшузо среду*
—	нагрев отходящих га юн
—	natpcB и плавление присаживаемых легирующих в г ч порошковой проволоки
Полезно используемыми являются затраты электроэнергии расходуемой на нагрев металла. назрев и плавление шл.<к. •« зуюших. легирующих материалов и порошковой проволоки Расходы элсктроэнерз ии на зрузис статьи являются бесполезными Отношение полей из .затрачиваемой энергии к шипим затратам определяет ко и|*финиент полезного действия * ми печи Естественно, с точки зрения жкномическог» аспекта нс обходимо определить ко я|и|>ицисн г полезного действия ковша печи и наметить пути сто увеличения
Учитьнзая конструктивные особенности действующих агрегатов ковш печь и rexi юлоз ические особенности процесса в и. ловиях различных предприятии, коэффициент пазезжхо Деи ствия дазжезз отличап-ся Расчет теплового лата ковша печи изложен в пашей работе |G6]
1 Мезо изка опре зе.н-ния тептовзмм о.<  < н а
На днухттотщтоннам ацзетазе ковш-печь конструкшзи фирмы «laiiitми» с .МО1ППОСП.Ю печною 11ина|хЧ»ызори Л>MI4A оорвы-ков^"1 11ЮКОУ| 1сРзиис1УЮ ег.зль основном tiaie|Mx иж>чнеы шсемкостью 135 т (.'гадь buili.iriuih в тонной маркнечк
МТИ печи, работающей скрап процессом с нытхком металла в тпа копия Во время выпуска стали при тюмопш качающегося желоба печной шлак одного ил колики отсекался палностыо С .пои целью при наполнении »Л>их ковшей статью примерно на 3/4 обтс ма жетон поворачивали так, чтобы метал,! мпалнял алии ил ковшей После заполнения ковша мегапом до заданного уровня, же зоб поворачивали в другую сторону и оставшийся металл вььтива ли во второй ковш Через этот же ковш перепускали в чашу весь печной шлак Таким образом, в ковш, на обработке которого оире .кляли тепловой баланс, печной пыак нс попадал Во время выпус ка стали в оба ковша при наполнении их на 1/3 присаживали ТШС количество которой провешивали перед затру зкоГз в бункер Помимо этого количество шлака в ковше определяли расчетным способом по изменению его химического состава после первой присадки извести и алюмоотходов по и змененню содержания CaO. AJ О и MgO
Все шлакообразутошис и ферросплавы, присаживаемые в ковш взвешивались автоматически дозирующей тележкой с точностью до ± 20 кг Вес металла в ковше определяли взвешиванием порожнею и заполненного металлом ковша на стенде ковша-печи, снабженном весоизмерительным устройством. с точностью измерения ± 200 кг Для определения веса металла из веса заполненного ковша вычитали вес шлака н ковше но при бытию на агрегат
Предварительно определили полньн'т химический состав шлакообразуюших Химический состав раскислителей оцени вади по сертификатным данным
При обработке металла отбирали пробы металла и шлака по прибытию ковша на агрегат ковш печь и но ходу обработки после присадок, с учетом времени их растворения (расп такте ния), и перед отдачей ковша с металлом на разливку.
Потери тепла ковшом
Потери тепла естественным путем 135-1онпым ковшом с метал лот и рафинировочным шлаком при высокотемпературном титре ве ковша (до 1200 X ) перед выпуском, составляют 0,5 "С/мнтт При
ТУХ
ИПИТЫ *" »	“•* *
ИННЫМ UIW(OM 6v*T нжргшгыя W’n-
чЯ ггихосотходаиптми та-..-" и 	'	_____
hrrouy г„<ифсмж.п"ппп1»т1м шеи величины sttjwt ктектро- •	•'•••'•—	* • •
на ел- вышеперечисленные фак-пт**
Гстеспгшю. гчя апреле*»'»» »*”П* «•«”* ив** •*" 1ИЧС1КМ нралитьно бы * бы Н» ю «мы1 т» «м™ на ямс—> ша установить термопары I •• ‘ нру • " >»•: и ,-г.» —• «ивиы туры наружного и внутреннего с " <* стае - « <м. я •>— * iw тать фак отческие потери tcivj Отнако >>т«>аг»т« «го «лет" мет в сушесттг.» «них пром шеи --нттых м_«<* «х к ixxaaar
пню. практически неяитмааТ’-
Потеря п им м явт>ев «< • а < м
Потерн пмпа на н.п рея хает 11 м опре w ««*<<т • тк фа<г«*а «
Гл . U
V im-fF;
СI»
шел m.kui стали я котипе, кг с гпггммчп х».».* •• ли. кДж/кг "С, / и 7 температуря стали я тыеы.«г и ч* р». финировлиия. '<
Потеря в порог*о* urna
Подапныц ииототшгетя ковша печи *ч»*’ %1*мвяв> ам РСтисторнос coiipoTiuvtci'Hi' копткой нет* в говнкфе таыняж и ^мролдх тгрястся 16 % IHUfcWMM.»rt м»*нтк*ги
°тери тени ыа нлревя плавленая мата* -ч ptixswanx тепла h 7” ,,рО"СКмы к»‘мо тннам1тч<*яж рмичсты мм По"епц>в |„	' ‘° ,WW 4 1 н ,l*****W °тхамит *.ам
>епы ниже	‘	" ’М-,“ ~ W*"
<«О MfO МО М)
А! О < О N*cr
НО
Т>||йты lavu. k_l* w
IS51 2015 2062 1053 2410 1965 2054 1567 6303
Логтоеержжть подученных тайных многократно провс г»»м при расчете и пп фактическом) снижению температуры т*,н при присадке ПП( в с талера глнночпыН коми па вы-пкке как и местно, при обработке стали II1R на выпуске инн «к емс ь нмрсметгя и расптааляется только за счет гепча метали в »>>вше и нм лраты при относительном по-с гавнетве остальных итрэт тепла характери «уют снижение температуры стали поете присадки I ПК Количество и химическим состав рафинировочною пилка оптимального со става были определены ранее
Потери тепла на охлаждение крышки
Крыша ковша печи инцою предприятия имеет тссять с	•к'. « 1сния и ишгпш.г нотой от <ошсЙ системы хи
ми «рсжв очищенной ноли Aipei.ii коннг печь оборудован ъзг чи> >ыи температуры опрс.-гсляк>1инмн температуру отвашмой ••ты от каждого контура и измеряющими температуру воды, ••омыи в крышку Температура отводимой волы от ковша печи является непредставительной. т.п как во га ркходуется не ”»«»*»> дяв Оки • -имя крышки, но и для охлаждения другого  Я.>лы><ия жретата (лжоПо гиены >рл1нс|м>рм.тн>р и г л ) Попом- мстсииы ичнергных сигегкж расходов |к»гы на ог гель n~t *аеы> дгтм крыш» и была оценена дсня обигего расходи воды >«4 к(ъаш*». и «меряемого расходомером, на каждый контур По .гим ««иным г»“ ••читали ИСХСХ1И из фамнческой темперпуры к » лимон ог каждого контура виты, ере гнев гвешенную
температуру отводимом <Я крыппси „ым рассчит<ли котичеспю теп • • т» ..........
крышку нотой
V Pte v
ПС Р рве ход «» »« М«Л»** 4 Л|-с ген ([пктичсскои темоетигуре . кЛж/Ю ‘С Г «и*" ч*м» ' работки, ч; Дт - перепад тгмпергтур кхпдапгй в >рыа:г> • отводимом (срелмстпяенгтюи по контурам».
Потери тепл» с от« типпгми тятями
Отходящие дымовые laaj обычно выделяются их мним с ив» перзтурон равном температур- шлака (примерно 1МЯ> '• (Этако уже под крышкой они разодктчются -	«
духом чере) имеющиеся пситопксти (рлючее окно, опкуктня I» прохода электронов, течка для присадки сыпучих мапермгиш и <|>еррос1 шанов и i л) и черс» спснилтыю вы1>штсм1«ыг а мижмг* части крышки таэосборнихи
Рсгучнропкп количества оттоляших гантв пром кж»хин • дросселированием шибера, полной» открытия кепттрпт ;«-тж т рирустси В районе шибера установлены приборы итмермпмян разряжение, величина которого тоже рстисгрнрмтм
В T.Lii.HeiniieM тымоныс гаш поступают в рув >><>«ыг (ыж* ры. причем температура шктупаютих га юн в фильтр • «тм»>>гш на и с<ктавляет не более 86 ’С (хтя сохранности фишами В случае превышения этою значения перед («мтыром шиашщ чески включается подача воадуха хы разбавления вмммм» газов и снижения температуры
Статический напор в труоонровоте uupcacaeci я формуле:
Ра, И'
Г Н
2<
где /п _ сг.|тичсскни напор, кг м у cixnBCTC-niyioiHertTrMiiejxiiyTe, к» м
•.М/с И Скорость 1КЮВО1Х» lllHOKj
плопкч гь во соха Нкерснме си.» .а
И формхчы (7 3) скорость азового потока равна
при этом объем отходящих газов составит
V = н/т,	(7.5)
где/— эффективное сечение шибера, м’.
Эффективное сечение шибера вычисляется по величине его прикрытия (%) и полном!' его сечению.
Количество потерь тепла с отходящими газами определяется по формуле
Q = Vet,	(7.6)
где К— объем отходящих газов, м\ с — теплоемкость газов при соответствующей температуре, кДж/м’-'С; / — температура отходящих газов, “С.
Следует отметить что, как указывалось ранее, отходящие из ковша-печи газы по составу близки к воздуху. Поэтому можно пользоваться значением теплоемкости воздуха при соответствующей температуре.
Потеря тепла на на 'рев ферросплавов
На ковше-печи производят корректировку химического состава металла, используя для этих целей ферросплавы и другие материалы, а также различные виды порошковой проволоки и алюминиевую катанку.
Затраты тепла на расплавление (растворение) ферросплавов можно определять термодинамическим расчетом. По некоторым видам ферросплавов данные приведены ниже:
ферросплав(сплав)
Мп^
Сг^
FeMn (65 % Мп)
FeCr (75 % Сг)
FeSi (75 % Si)
затраты тепла, кДж/кг П27 1082 1114 1062
1189
162
Чтобы нс рассчитывать снижение температуры металла при вводе ферросплавов можно использовать данные табл 7.1, где приведены данные по изменению температуры при введении 1 кг материала в одну тонну металла
Таблица 7 /
Данные но изменению температуры при мичнам материалов
Материал	Изменение температуры.'С (+ увеличение, - снижение)
1. Ферросплавы:	
ферромаршнец	-2.74
фсрросиликомарганец	- 1,70
ферросилиций 45 %	- 1.03
ферросилиций 75 %	+ 0,49
науглероживатель	-4,50-6,40*
феррохром среднеуглероднстый	-2,49
феррованадий	- 1,81
ферротитан	- 1,23
алюминий	+ 1,8
силнкокалыгий кусковым	-3.20
2. Шлакообразующис.	
известь (93 % СаО)	-3,1
плавиковый шпат (83 % CaF2)	-3,1
глинозём	- 2,5-3,0
* в зависимости от вида материала.
На практике удобнее пользоваться расчетными данными для конкретного веса металла в ковше при введении 100 кг ферросплавов или шлакообразуюших. Для 135-тонного ковша рас четные данные приведены в табл. 7.2.
lt>3
Taliiumi 7.2
Данные для опрстетення потерь температуры при вводе материалов
Материал	П.щен не температуры при вводе 100 кг материала в 135-тонный ковш. "С
1 Ферросплавы:	
ферромарганец (75 %)	2,03
ферросилиций (45 %)	0,76
ферросилтткомарганетт	1,26
нау глерож подтел ь	3,3—4.7*
феррохром низкоуглеродистый	1.84
феррованадий	1,34
ферротитан	0,91
силикокапьиий (Ск-30) кус ковы й	2,37
2. Шлакообразуюшие:	
известь (93 % СаО)	2,3
плавиковый шпат (83 % CaF,)	2,3
глинозем (алюмоотходы)	1.85-2,22*
* в зависимости от вила материала.
При вводе в ковш емкостью 135 т порошковой проволоки диаметром 13 мм с углеродом снижение температуры металла составляет не более 1 “С на 100 м вводимой проволоки за счет растворения оболочки и эндотермической реакции растворения углерода, а при вводе проволоки с калытийсодсржащими наполнителями снижение температуры металла составит (на 100 м проволоки):
—	силикокалытиевая	-1,2 °C;
—	алюмокадьнисвая	- 0,3 °C;
—	железокальииевая	- 1,2 °C.
164
7.2.	Структура теплового баланса
По итоженном методике был рассчитан оптимальный рас ход электрической энергии, которую необходимо «тратить в конкретных условиях данною предприятия (агрегат ковш-печь, качество исходных материалов, продолжительность обработки и т. д.) для производства низкоуглсродистой трубкой стали с содержанием серы до 0,008 %. Структура теплового баланса ковша печи приведена в табл. 7.3.
Таблица 73 Структура теплового баланса агрегата ковш-печь
Статья затрат	Доля от общего расхода подаваемой мощности %
Нагрев металла	33,93
Нагрев шлакообразующпх	10.77
Нагрев ферросплавов	1.56
Потери с охлаждающей водой (крышка)	28,55
Потери с отходящими газами	3,71
Потери на нагрев ковша	4.48
Потери на резисторное сопротивление трансформатора и короткой пели	16.0
Нагрев порошковой проволоки	1.0
Итого	100
Следует отметить, что электроэнергия полезно затрачивается, как отмечено ранее, на нагрев металла;
—	нагрев шлакообразу тощих;
—	нагрев ферросплавов.
—	нагрев порошковой проволоки
16'
Исходя из этого, ко эффиннснг полезного действия ковша-печи составляет 47 % для данного aipenna и конкретных условий работы Таким образом, каждый полезно использованный киловатт электрической энергии требует в два ра и больших затрат подаваемой анергии
7.3.	Пути снижения расхода электрическом энергии
Для улучшения технико-экономических показателей ковша-печи рекомендуется:
- Снижение затрат тепла на нагрев ковша С этой целью нс обходимо нагревать сталсразливочные ковши до температуры 1200 "С (как указывалось ранее). Рекомендуется использовать высокотемпературные горелки с нагревом ковшей в горизонтальном положении При этом достигается равномерный нагрев ютааки ковша и лучшее использование подаваемого топлива Для обеспечения оптимального режима разогрева ковшей и ми нимизации расхода топлива рекомендуется оборудовать стенды разогрева ковшей соответствующей автоматикой, регулирующей скорость нагрева ковша в соответствии с подаваемым топливом.
— Использование на ковше-печи высококачественных шлакообразуюших материалов Известь рекомендуется ис пользовать с суммарным содержанием СаО и MgO (доломи-тизированная известь) не менее 93 %, а недоломитизиро ванную известь с содержанием СаО нс менее 90 %. При использовании извести с недопалом (70 % СаО) в шлаке ковша-печи будет происходить окончательный обжиг извести по реакции:
СаСО3 + Q -> СаО + СО2Т,	(7.7)
на что по расчету затрачивается 0,29 кВт ч/кг СаСО, с учетом КПД агрегата Помимо затрат электроэиертии при присадке извести с недопалом, приходится останавливать процесс на |рева так как шлак бурно вспенивается и, как правило, из ковша выбрасывается 200 400 кг шлака При атом снижается
 66
степень десульфурации. а из га остановки нагрева для осажи вапия шлака утрачивается электроэнергия па дополнительный нагрев металла. Плавиковый шпат следует испольювзть с высоким (более 83 %) содержанием ( аГ2 Для данного агрегата посчитано, что при использовании такого шпата взамен применяемого (62 % Са( ;) затраты электроэнергии иа плавку при расходе плавикового шпата в среднем 200 кг/плавку, могут быть снижены на 0.42 МВт ч/плавку
— Снижение затрат электроэнергии на нагрев отходящих газов за счет снижения подсоса во муха С этой целью рекоменду стен вести процесс так, чтобы визуально наблюдалось выбивание дыма в отъерстия для опускания электродов Это легко осуществляется регулировкой положения шибера.
— Сннженнс затрат электроэнергии на нагрев металла путем повышения температуры подаваемого на ковш-печь металла (до 1600 "С). Кроме снижения затрат на нагрев металла в этом еду чае быстрее формируется рафинировочный шлак, что обеспе чиваст более глубокую десульфурацию металла и позволяет работать на ступенях нагрева с большей подаваемой мощностью что сокращает продолжительность процесса
7,4.	Сопоставление затрат электроэнергии иа агрегатах ковш-печь различных предприятии
Одной и г важных характеристик работы ковша-печи является удельный расход электроэнергии В табл. 7 4 по данным [67] приведены основные характеристики установок ковш-печь ряда металлургических предприятии
Из табл 7.4 следует, что удельный расход электроэнергии изменяется от 20 до 80 кВт ч/т стали При этом на некоторых предприятиях указывается расход электроэнергии только на подогрев стали, на других — общий расход, по-видимому на подогрев и наводку рафинировочного шлака Поскольку мощность агрегатов ковш-печь различная и технологические задачи разные, сопоставление удельных расходов с целью определения эффективности работы агрегатов является неправомочным При работе только па подогрев или на оановре
1Ь’
мснное осуществление десульфурации КПД будет раллич ным
По нашему мнению, более представительным показателем является удельный расход электроэнергии отнесенный к натре ву па 100 ’С.
(7 8)
где
(7 9)
В этом случае исключается коэффициент полезного действия агрегата. Вообще, по нашему мнению, сопоставление эффективности работы агрегатов ковш-печь по удельному расходу электроэнергии является непредставительным Помимо коэффициента полезного действия обработка стали на ковше печи преследует различные задачи:
—	подогрев металла;
-	десульфурация стали до заданных пределов;
—	сочетание работы сталеплавильного агрегата и МНЛЗ
Подогрев металла в значительной мерс определяется температурой стали на выпуске из плавильного агрегата. организапи оппыми задержками по передаче сталеразливочного ковша на агрегат ковш печь, требуемой температурой для разливки данной марки стали на МНЛЗ (слитки) и тд.
Затраты на десульфурацию зависят от начального и конечного (требуемого) содержания серы, что определяется скорое тью протекания процесса десульфурации, связанного с оптимизацией состава рафинировочного шлака, качеством исходных шлакообразующих и количеством шлака.
На одном и том же предприятии продолжительность оора ботки стали на ковше-иечи определяется темпом подачи пла вок на МНЛЗ Естественно, что при оттивкс стали на одной и той же МНЛЗ в заготовки различных сечений может меняться и время разливки При этом, соответственно, изменяется про-
169
168
тжитетынкть обработки сыти и.। ковше печи п ытр.пы пектро >нер1 нн
Исходи in нттоженною. но нашему мнению, при расчете ирфектнвпости внепечнон обраСхнкн стати на aipeiaie ковш печь с leaver учитывать ошошенне iarp.it тлсктроэнершп к прибыли. получаемое от прению тента копкрепкно вила мегал ЮПротУКШШ
170
Глава 8 ОТСЕЧКА ШЛАКА ПРИ СЛИВЕ МЕТАЛЛА ИЗ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОГО АГРЕГАТА
Попадание окисленного шлака в конш при сливе металла из сталеплавильного агрегата снижает эффективность лесу шфурании при использовании ТШС на выпуске, вызывает повышенный угар вводимых ферросплавов, затрудняет наводку рафинировочного шлака ковша-печи Поэтому одной из важных технологических операций является обнаружение и отсечка шлака при переливе металла из плавильного агре гата в ковш.
При выпуске металла из мартеновских печей используют ся желоба с перегородками, задерживающими шлак, который по отводному носку направляется в шлаковую чашу. Установлено |68|, что приемлемая степень полноты отсечки шлака обеспечивается скиммсрным желобом со стационарной перегородкой лишь при незначительных отклонениях (в пределах 5—7 %) диаметра выпускного канала мартеновской печи от своего номинального значения, что маловероятно Болес надежная система (рис. 8.1) предлагается с применением управляемой заслонки 4, которую с помощью электромеханического привода 7, 8, 9 поворачивают и устанавливают юд заданным углом к потоку жидкой стали При этом добиваются подъема уровня шлака в приемной части желоба 1 до уровня поверхности сливного носка 3, по которому печной шлак отводится в шлаковую чашу. Желоб имеет цапфы 10 для его наклона с целью слива остатков металла в ковш Заслонка зак репляется на валу 5 в подшипниковых опорах 6 Предусмотрен принудительный поворот заслонки в обоих направлениях и при надлежащей мощности привода исключается возмож ность ее зависания даже при наличии металлической настыли на внутренней поверхности каната жечоба |69| В насюяшее время, на ДМ3 в мартеновском цехе успешно жсплуагиртется желоб со скнммерным устройством.
3
Рис. 8.1. Новая конструкция печного желоба
Альтернативным решением отсечки шлака при выпуске стали из мартеновских печей является использование качаюше гося желоба на агрегатах, выпускающих сталь в два ковша Качающиеся раздвоенные желоба успешно применяют на ряде металлургических предприятий в мартеновских цехах. Использование такого желоба, помимо распределения металла по ковшам, позволяет полностью отсекать шлак на одном из ковшей. С этой целью, при наполнении обоих ковшей металлом примерно на 3/4, желоб поворачивают. Это позволяет один из ковшей заполнить только металлом После налива в этот ковш необходимого количества стали желоб поворачивают в другую сторону и оставшийся металл и весь печной шлак пропускают через второй ковш
На электродуговых печах для отсечки печного шлака используют эркерный вьтуск стали. При этом в ковш при правильной организации выпуска попадает 300—500 кг шлака. Часть шлака
174
засыпается в воронку металла в копие выпуска а -есть попа при наклоне печи в обратную сторону, те количество т. м..
В ковше определяется скоростью качания печи
На электроду! овых исчах с центральным выпуском наиболее высокие показатели отсечки шлака достигаются и счет ус тановки на них скользящих затворов, обеспечивающих управляемым донный выпуск стали без поворота корпуса печи В технической литературе отмечаются преимущества такой технологии — сокращение длительности плавки на 5-7 мин. уменьшение расхода электроэнергии на 6-10 %, электродов на Ю-13 % и др |70]. ДонНТУ и НПО «Доникс» разработали усовершенствованную конструкцию затвора, имеющего принципиальные отличия от зарубежных аналогов |68j. который обеспечивает надежную работу без использования дорогостоящих керамических плит и специального инструмента.
В настоящее время наиболее широкое применение имеет конвертерный способ получения жидкой стали, при котором используются различные способы отсечки шлака на вы пуске металла
По данным |711 количество попадающего в ковш шлака во время выпуска стали из конвертера распределяется следующим образом: 15 20 % — в начале выпуска. 65—70 % — в конце выпуска, 15—20 % — во время возврата конвертера в рабочее положение. В процессе выпуска некоторое количество шлака также выносится в ковш вследствие ооразования в жидкой ванне воронки, которая, вращаясь, затягивает в струю вытекающей стали шлак.
В условиях постоянно возрастающих требований к качеств* металла проблеме отсечки шлака при вьщмеке металла из конвертера предметно стали уделять внимание с начала 70-х годов века Тем не менее, в СНГ до настоящего времени используется визуальный способ: оператор, управляющим сливом нт конвертера, по изменению цвета струи металла, а также по изменению шума, создаваемого падающей струси, судит о проникновении шлака и поворачивает конвертер в исходное пою-иие При этом результат сильно кшиси! от квалификации (и
отношения) оператора, а ичастую условия процесса нс позволяют относительно точно определить момент проникновения шлака даже опытному оператору В результате в ковш попадает непредсказуемое количество высокоокислснного шлака со всеми вытекающими из этого последствиями
Вместе с тем, в конвертерном производстве развитых стран достаточно широко применяются различные способы предотвращения выноса шлака в ковш в начале и конце выпуска металла.
К методам отсечки шлака в начале выпуска можно отнести использование различных пробок — огнеупорные, металлические, деревянные, из волокна, из старой ткани и хлопчатобумажных отходов, которые устанавливаются в выпускное отверстие для предотвращения выплеска шлака при наклоне конвертера. Последнее достижение по этому методу — использование расширяющейся заглушки или одноразового «тампона» |71 ]. Схема установки «тампона» представлена на рис. 8.2.
«Тампон» 1 выполнен из пластического огнеупорного материала, который завернут в полиэтиленовую пленку 7 с целью предотвращения самозагвердевания до его использования. Торцевая пластина 2 соединена внутренней полостью 5 с торцевой пластиной 4. Через внутреннюю полость 5 проходит механический захват 6, имеющий выдвигающиеся цанговые выступы Захват 6 фиксирует «тампон» 8 в требуемом положении, которое соосно с отверстием конвертера 10. «Тампон» устанавливается вблизи задней стенки отверстия 9. С помощью системы рычагов механический захват притягивает торцевые пластины 2 и 4 и материал выдавливается до упора в стенки отверстия 10.
«Тампон» устанавливается перед завалкой лома. Под действием высокой температуры в процессе плавки пластина 2 расплавляется и спекается с огнеупорным материалом, образуя прочную герметичную «крышку», которая может противостоять давлению газов, вибрациям и толчкам в процессе плавки. Эта «крышка» выдерживает и ферростатическое давление в первый момент после опрокидывания конвертера и предотвращает истечение первичного шлака
176
б
Рис 8.2. Сливное отверстие с установленным •тампоном» до его фиксации (а) и после (6)
Одноразовые заглушки изготавливаются из специального о» нсупорного материала и многокомпонентных добавок. оосс почивает эффекшвнос разрушение и выталкивание «тампоне» »с отверстия в соответствующий момент времени Процесс ра рушения «тампона» происходит при повороте конвертер* в гори зоптальнос положение Практикой установлено, что зга wtvhi^ разрушается и удаляется из сливного отверстия в течение -секунд с момента поворота конвертер.», что оОеспечива» з нача. выпуска стали бе» вовлечения в поток ипака
Г
НаиСххчее важная операция, которая касается вышка шла к 1 это остановка потока шлак металл в конце выпуска Эта задача предусматривает использование методов оперативного обнаружения шлака в струе расплава и устройств дня прерывания потока шлак металл.
Сушествуст несколько способов определения нроникповс ния шлака в струю металла. Наиболее широко применяются инфракрасный, вибрационный и электромагнитный способы
Инфракрасный метод основан на восприятии чувствительной камерой излучения струи в инфракрасном волновом диапазоне. По изменению параметров излучения фиксируется проникновение шлака. Измерения по этому методу требовательны к чистоте воздушного пространства между камерой и струей металла.
Вибрационный метод основан на измерении уровня вибраций, которые возникают при движении струи металла. Этот метод применяется, как правило, при сливе металла из сталепла вильного ковша в промежуточный. Чувствительный элемент устанавливается на манипуляторе разливочного стакана Этот способ измерении чувствителен к влиянию различных вибрационных помех, что уменьшает его надежность.
Наиболее часто на практике применяется электромагнитный метод, имеющий высокую точность и быстродействие измере ний, не зависимых от акустических и визуальных помех. В отличие от инфракрасного этот метод может работать как при открытой, так и при закрытой струе металла. Чувствительный элемент при этом состоит из одной или нескольких обмоток. Обмотка возбуждения солдат электроматитное поле и при изменениях в струе металла, связанных с проникновением в нее шлака, происходит изменение параметров поля, которые фиксируются измерительной обмоткой. Известны и применяются две подобные системы магнитного поля: система EML1 е двумя электрическими катушками, встроенная внутри выпускного отверстия, и система Атега с одной электрической катушкой внутри огнеупорного материала выпускного отверстия Пример закой системы показан на рис. 8.3 Основным недостатком этой системы яв-
178
Рис 8.3. Электромагнитная система с •	. 
ляется необходимость расположения чувствителы дземеятз горячей зоне Эта проблема решается исполыованисм атешак ных жаропрочных материалов. что существенно увеличивает стоимость оборудования. Замена катушек может осушестааяться только при замене огнеупорно» футеровки
Электромагнитный и инфракрасный методы оРнархжеммя шлака эффективны при использовании их в сочетании с аст родействующими средствами отсечки шлака. В противном ст» чае целесообразность их применения и поддержания системы в рабочем состоянии становится про».' тематично»'
При использовании автоматических систем раннею оон* ружспия шлака при сливе метал та из конвертера отсечка мо жет происходить простым поворотом конвертера • исх»ыное вертикальное положение юти с помощью специальных м.т
ройста В первом случае операция прерывания потока металла требует относительно продолжительного времени, в течение которого произойдет значительный вынос ишака В этом елу чае преимущества оперативно!о обнаружения шлака становятся менее заметными
к специальным устроиствам можно отнести следующие
На практике достаточно широкое применение получили так называемые пассивные методы отсечки шлака поплавкового типа — шар или конус Эта система основана на физическом эффекте обусловленном различным удельным весом жидкого металла и шлака, имеющих, соответственно, более высокую и более низкую плотность по сравнению с закрывающим устройством Устройство (шар или конус) всплывает в стали, но остается под слоем шлака. Выпускное отверстие закрывается после ввода плавающего стопора в расплав перед выпуском жидкого шлака Для выставки запирающего устройства в зоне слива металла может применяться специальное оборудование Эффективной системой отсечки считается поплавковая система «dart», при которой используется керамический поплавок, снабженный цилиндрической направляющей, проникающей в сливное отверстие, что предотвращает смешение поплавка в процессе слива металла, как это может происходить при использовании поплавка в виде шара.
Максимальная эффективность достигается при оптимальной плотности керамического материала, обеспечивающей расположение конуса на границе шлак-металл. Вязкость и толщина слоя шлака, а также внутренний диаметр отверстия учитывается изменением геометрических размеров конуса. Для снижения потерь металла при обеспечении минимального выноса шлака в конической поверхности поплавка выполняются специальные каналы для движения металла. Поплавковые системы чаще всего используются для отсечки шлака.
Например, система по отсечке шлака компании Мопосоп состоит из манипулятора, конуса (огнеупорный шейп) и инфракрасной камеры Манипулятор (рис. 8.4) характеризуется точ-
180
Рис. 8.4 Поворотный манил> utmop Лы размещения конуса в зетке
ным контролем позиции при оптимизации угла наклона «ш-вергера для размещения конуса в летке, что обеспечивает стабильность повторения позиции при забросе конуса. Управление манипулятором полуавтоматическое (Р1С) или полностью автоматическое, что исключает человеческим фактор
Конус обычного типа — стержень, скрепленный с кой конуса (система «dart»). Принципиальное отличие зто< системы в подходе к разработке свойств и формы конус*. Ма териал головки и стержня разработан из условии его р* лгы при температуре до 1800 С в течение 3-4 мин Геометрические размеры соответствуют диаметру летки Плотность огнелпорв соответствует задаваемым конкретным требованиям . I имя и диаметр конуса соответствуют форме летки и г (лбине виним С металлом На конусной головке выполнены пазы с учетом во-ловоротного эффекта и достижения максимально возможного слива стали. Мсныпая высота конуса, по сравнению со стан Дартной, и увеличенный верхний диаметр исключают прил>< панис его к летке (рис. 8 5)
Инфракрасная камеры для оптимизации контре зля и . »» ггап?” "РИ отссчкс специально разработана хта сташю-члм*011 ДЛИТСЛЬ,|ОЙ службы в условиях производств*, е про-^«•ым обеспечением для аняшзв
Рис. 8.5. Конус (огнеупорный шейп): а — обычного типа: б — усовершенствованный
Система работает на более чем 20 металлургических предприятиях, вт.ч. Америки. Австрии, Англии и др. Отмечаются металлургические преимущества в снижении толщины шлака в ковше до 40 50 мм и ниже, рефосфорания 0,0028 % или ниже, экономия алюминия до 0.25 кг/т стали, повышение усвоения по Si и Мп, увеличение выхода годного металла от 0,1 % и выше.
По имеющейся информации в настоящее время система Мопосоп внедрена в ККЦ на меткомбинате «Северсталь».
Систему со скользящим затвором применяют, как было отмечено, в электростале плавильных печах для закрытия выпускного отверстия с наружной стороны. Использование системы типа шиберною затвора для перекрытия сливного отверстия конвертера не получили распространения из-за громоздкости. высокой стоимости и сложности технического обслуживания.
Быстродействующим устройством отсечки шлака является газодинамическая система. При обнаружении шлака в струе металла в выпускное отверстие спи ту под большим давлением подается газ, который останавливает выпуск расплава.
182
напгая^нии I-*-"*"'
Трали11И‘’,',’° ”	6 oflopvjK** • ' '• " c”	_Ж1В
пая впервые в «976 млСТОЯШ«
[d конвертер в Л vaj roM p2| R	,. n ч—Ж
****
то в ав1усте 20001 p	MUKтромзпттнмп ж - • •«г» •
X AZhv-ю <|х^унку VA. CON «ГИИУЮ .
Хпн.ю. аккумунятор га а < ислсмв не ~
Хмя нртавар^ыюго оива пмака Для _	~ *
разевания вихревых ттжОВ низка и стали <« .м ронки) фирма VAI рекомендует ирименятаеж-гг*' -Н *«• i работшную фирмой Vtiisch Radex Операция ...
стия в конце выпуска стали осущестнлястся в течение одной се. KVH.H4. включая тержку. необходимую ;щя генерирования дав-тения подачи азота Вынос шлака па постшлаковой стадии составляет примерно 2 %, что является неизбежным минимумом В целом, за счет использования этой системы можно устранить более 60 % выноса шлака в ковш за счет запирания отверстия во время определенных фаз качания конвертера.
Обладая рядом достоинств, к которым можно отнести возможность постоянного контроля процесса запирания, быстродействие, данная система имеет уязвимое место — сопло, через которое подается газ, забивается шлаком и подлежит частой очистке Новая стопорная система VAI-CON оборудована современной схемно аппаратной частью, программным обеспечением и позволяет добиться сущест венного уменьшения (до 2 кг/т жилкой стали) количества выносимого шлака. На рис. 8.7 представлены некоторые технологические и металлургические результаты работы конвертера с использованием системы VAI-CON
Приводятся следующие данные по снижению производственных затрат для конвертерного цеха, имеющего три 150-тонных конвертера [72): снижение расхода извести на 8,5 кг/т, алюминия — на 0,6 кг/т, огнеупоров — на 25 % или в денежном выражении экономия расходных материалов составляет 1.4 дол. США на тонну жилкой стали В настоящее время на заводах мира находятся в эксплуатации 81 стопорная система для шлака, разработанные фирмой. В числе фирм, установивших стопорные системы для шлака VA1 и VAI-CON за последние 5 лет, можно отметить [5): Granite, США (1996), Iscor, ЮАР (1997), llva, завод Таранто, Италия (2000), Fundia, Финляндия (2000) и лр.
Несомненно, наиболее важной операцией является отсечка шлака в конце выпуска металла из конвертера.
Системы для отсечки шлака, как было показано, можно рааделигь на три группы:
- методы, предусматривающие действия изнутри конвертера, например, система «dart», шары и элементы других форм;
184
Вынос HLTBKa
Со стопором
Без шлакового стопора
О 50	100	150	200	250
Объем конвертера, т
Рис. 8 7. Результаты использования стопора 1А1-СОЪ
—	методы, предусматривающие действия вне конвертера, например, газодинамическая система, тиоерные затворы и др
—	методы, используемые в исключительных случаях. козла  ковше допускается оча 1ь нс значительное количество и хка, на и-
мер, при переделе жидкого металла с высоким содержанием фосфора Эго мели «остаточной стали» и перелив в другой ковш.
Характерные особенности средств отсечки шлака первой группы:
—	возможность влияния на интенсивность образования воронок на протяжении выпуска;
—	зависимость их эффективности от состояния шлака (толщины слоя, вязкости, состава и т.п.);
—	необходимость их точного расположения пал выпускным отверстием, иначе они не работают. Более надежно это осуществляется специальным манипулятором;
—	необходимость плотного контакта между закрывающим элементом и выпускным отверстием. На это влияет состояние горячей поверхности выпускного отверстия
Характерные особенности средств отсечки шлака второй группы:
—	отсутствие влияния на формирование воронок;
—	оперативное обнаружение шлака является обязательным для подачи сигнала действия средств остановки;
—	состояние шлака не влияет на работу системы;
—	устройства работают в относительно тяжелых условиях, и их ремонт бывает затруднительным.
Методы третьей группы используются предметно в необходимых случаях и связаны со значительными затратами. В этом случае «остаточная сталь» означает, что операция выпуска прерывается прежде, чем пойдет большое количество шлака. При этом, как показывает практика, в конвертере может остаться 5 20 т стали.
Использование в конвертерных цехах других методов — скачивание шлака скребковой машиной, слив шлака в отдельную чашу из ковша — требует дополнительного времени и связано с потерей температуры.
11ри использовании рассмотренных методов отсечки шлака всегда следует выбирать оптимальное решение между стремлением максимально ограничить вынос шлака в ковш и
1X6
иними тировать ocraiKH металла в конвертере В проспект» Мом11ании Мопосоп приводятся расчеты, характеризующие ос ^атки металла в конвертере в условиях когда оператором про изводится «раннее» завершение выпуска, те , увидел шлак и подал команду на подъем конвертера Гхли емкость конверте ра 370 г и время выпуска 5 мин , то за 1 минуту выльется 74 т или 1,23 т/с Когда конус расположен в выпускном отверстии то струя металла из конвертера ограничивается до 13 %, т е скорость потока сокращается (13 % от 1,23 т/с) до 0,16 т с Пе реходная стадия от полною потока стали до начала полного выхода шлака может быть до 10 секунм Полому возможная теоретическая потеря — до 1,6 т за выпуск или 0.43 "’l годного металла. По сравнению с положительными эффектами, достигаемыми при отсечке ишака на выпуске, такие потери считать допустимыми.
Анализ технической литературы показывает, что на мно гих заводах, использующих в конвертерном производстве различные способы отсечки шлака, в большинстве случаев остатки стали в конвертере колеблются в пределах 0.5—2,0 т, а толщина слоя шлака в сталеразливочном ковше — 30- 70 мм При этом толщина слоя шлака в ковшах без использования средств для отсечки шлака для различных условий мо» ст дос тигать 170-200 мм.
Обычно в кислородно конвертерном цехе часть плавок после выпуска может направляться на разливку без ковшевой обработки, а другая, как правило, большая часть. подвергается обработке для внепечного рафинирования
В первом случае контроль за выносом шлака очень д ина мичиый процесс, поскольку во время выпуска дооавляетсн большинство легирующих и раскисляющих элементов. В зави симости от степени отсечки шлззка изменяется усвоение вводи мых элементов и переход врезных примесей из шлака слезь 8 этот период добавляются материалы хзч нейтрализации тей-ствия шлака, десульфурации и др
вы случас последующей коник вон образ юл км количество окоокислепною шлака в ковше, с учетом зозчз .»к материя
г* для снм»' ния окис ленное тн шлака и металла, окалывает •ллнестиснное мнянне не процесс формирования высокоос-шлака не ковшепечи лля успешного рафинирования, «ожнфиинрованим стали и в не 1ом на «траты при внепечной обрвооткс
Diana 9 ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РЕЖИМ АГРЕГАТА КОВШ-ПЕЧЬ
Как vxe отмечалось ранее пропс вне»»" .ц*.-гт« стали на ковше-печи. в сочетании с работой МШ 3 .«рытыма временным Диктором вследствие чего асе -гм.,..и поампж стали нагрев металла ло необ  1МОЙ темперитняй амоаа плавки по химическому составу с соответствуютим уровнем « сульфурашш. микролс1ировпнис и модифицмрт••	•
лнчсских включений ограничены жестким ........I  
ментом при сериинон ра ыинкс На современных •	..» * .
стпых мелкосортных МНИ, разливающих металл со< жортатып 3,5-5,0 м/мин. продолжительность рагчивки составляет норил ка 50 60 мин
В связи с изложенным. операции на ковше яг «и дотж бьпъ проведены в оптимальном режиме, с учетом подготовки металла перед обраооткои
9.1.	Температура металла па выпуске из стмеп-таюстывого агрегата
На современных тлектртсталсплавилытых печах, шех с продувкой ванны кислородом. металл обычно выиитааюг с высокой температурой 1630- 164) ‘С
При этом на ковш-печь металл поступает, по данным например, Молдавскою метал |ургического завода со средней температурой 1588.2 ‘С, а темпера iypa отдачи металла на MH.I J обычно составляет |590 |ы$ •<? Таким обрвюм к концу
^обходимо обеспечить потьсм темтерзтуры метмяа на
В современных конвертерных цехах реоотаюшмх как Травило. с иередувом (содержание утчерата в стати на вытек* «>• статтляет 0.04 0.07 %) температура металла на выпуск ставляез порядка 1620 1650 Т
141
В мартеновских цехах достичь высокой температуры стали на выпуске значительно труднее. Учитывая низкий КПД мартеновской печи (порядка 0,20 0,25), это требует увеличения продолжительности плавки (снижение проитводительности агрегата) и расхода топлива Поэтому температуру металла на выпуске из плавильного агрегата необходимо устанавливав., исходя из конкретных технологических и организационных условий в цехе, причем критерием должно быть снижение затрат на производство стали.
Так, на одном из металлургических предприятий директивным образом температура стали на выпуске из мартеновских печей была повышена, в среднем, на 20 °C. Однако фактическое увеличение температуры металла в ковше по прибытию на ковш-печь составило только 10 "С (в среднем), так как за указанный период увеличили расход ТШС, присаживаемой в ковш на 50 %, и изменили футеровку ковша с муллитокорундовой на периклазоуглеродистую. Расчет суммарных потерь тепла за счет увеличения количества ТШС, изменения теплопроводности футеровки и потерь тепла лучеиспусканием струей на выпуске показали, что при увеличении температуры металла на выпуске на 20 °C повышение температуры металла по прибытии на ковш-печь может составить 9,4 °C. То есть, получено достаточное совпадение расчетных и фактических данных
В то же время, увеличение температуры металла на выпуске из мартеновской печи на 20 °C способствует повышению (для конкретного агрегата) расхода условного топлива на 5 кг/т стали, а также увеличивает продолжительность плавки на 10 мин. (скорость нагрева стали в конце доводки порядка 2°С/мин). Учитывая расход топлива и снижение производительности печи, увеличение суммарных затрат составляет 0,8 дол. США/т, а стоимость нагрева стали на ковше-печи на 10 °C составляет порядка 0,25 дол США/т, т. е., значительно меньше. В то же время, учитывая, что при поступлении металла на ковш-печь с более низкой температурой, увеличивается продолжительность обработки, снижается скорость формирования шлака, целесообразно повысить температуру нагрева ковша перед выпуском
192
дополнигельные играгы^	При исыкют»
релки. увеличатся^на	по1о.. ,.ии "> -Г-
....Z — — “•
"SXZ «о—	- rZZZZZ
приятия, которые определяются уровнем производства стали
9.2.	Организация выписка металла в стхлераз-нг- «н аи
Известно, что сталеразливочные ковши с основной >*т* ровкой, для повышения се стойкое гм. необходимо натре Ж> температур порядка 1000 1200 'С перед подачей их иод следующую плавку. Это организационно просто осуществить в скт росталеплавильных и конвертерных цехах, а в мартеновских ие хах, по условиям безопасной работы, ковши должны тиавлыл под желоб в начале доводки мезалла Поэтому для сохранения тепла их рекомендуется накрывать крышкой с теплоизоляцией
Целесообразно иснольювать присадку ТШС в процессе выпуска металла, независимо оз наличия средств отсечки mt»i для снижения содержания серы в металле
В конвертерных и электросталеплавильных цехах жительность выпуска обычно составляет 5-8 мин. вытек г ы» ки из мартеновских печей составляет Ю 20 мин < в завменмосги от состояния сталевыпускногп отверстия и еыкостн печи» По-этому В мартеновских цехах целесообразно во воемГв^ с raw,'т“™” арП'""“ '"Л*1 "WW	>П> спи,*
Увеличению степени	||Л BCtM ''РОТяженми ►. пск» ц
OrceZ тесулы^мцнн стали
чивает степень лесу 1ьфураиии стали 60 70 % от выпуска до постановки ковша на ковш печь. Следует отметить, что степень десульфурации стали в значительной мере определяется исходным содержанием серы (рис. 91, поданным |73|). Так, на Мол-давском металлургическом заводе среднее содержание серы пс-рел выпуском из ДСП составляет 0,067 %, а общая степень десульфурации (выпуск и ковш-печь) составляет 85 90 %.
По данным Таганрогского металлургического завода при содержании серы в стали на выпуске порядка 0,030-0,035 %, степень десульфурации за время выпуска составляет 30—40 % [74]. Следует отметить, что на этом заводе при использовании качающегося желоба на мартеновской печи с выпуском металла в два ковша печной шлак одного из ковшей отсекается полностью и переливается в чашу через второй ковш. При этом во время выпуска оба ков ша продувают через лонные пробки аргоном с присадкой 1ШС в количестве 5 8 кг/т. Степень десульфурации в ковшах без шлака составляет 39,2 % (в среднем), а на ковшах, через которые перепускается печной шлак — 29,9 %. Это объясняется более низ-
194
кои, по сравнению с данными Молдавского метзавода, темпе ратурои металла и относительно слабым перемешиванием металла со шлаком при выпуске.
Таким образом, присалка TILIC способствует предвари тельной десульфурации стали, облетая условия десульфура нии на ковше печи Кроме того, в ковше (при условии отссч ки печного шлака) перед постановкой его на ковш печь уж имеется слои шлака, что сокращает количество присаживаемых на ковше-печи шлакообразуюших, более быстрому их растворению и снижению затрат
Однако, даже при эркерном выпуске из ДСП в ковш попадает 300 600 кг печного шлака (затягивается струей металла в конце выпуска). При выпуске стали из конвертера, по данным А А. Казакова, в сталеразливочныи ковш попадает до 30 % конвертерного шлака.
При скачивании шлака из сталеразливочных ковшей греб-ковыми машинами в ковше остается примерно 300-500 кг шлака (по визуальной оценке) Учитывая, что попавший на агрегат ковш-печь печной шлак, как правило, жидкий, с высокой основностью, нами выполнены расчеты по определению минимального количества печного шлака (с повышенным содержанием ГеО), который можно «облагородить» присадками шлакообразуюших па ковше-печи Расчеты показывают, что минимальное количество печного шлака, не оказывающею влияния на десульфурирующую способность рафинировочного шлака, может составлять примерно 250-300 кг для ковшей емкостью 100 120 т.
Дли повышения стойкости футеровки ковша при выпуске стали из плавильных агрегатов с низким содержанием оксида магния в печном шлаке, рекомендуется на выпуске присажи вать в ковш магнезитовый порошок для обеспечения получения в рафинировочном шлаке содержания MgO на уровне 8 Для 100—120-тонных ковшей необходимо примерно 80- кг магнезитового порошка. При выпуске стали из мартеновских печей, особенно работающих скрап процессом содержас MgO в печном шлаке составляет 10-15 %, поэтому ирис магнезитового порошка не требуется.
9.3.	Технолотя обработки стали шлаком
При поступлении сталсразпивочного копта на ковш печь необходимо сразу же начинать присадку шлакообразующих, а отбор проб металла на химический анализ прои зводить после пере мешивания металла аргоном в течение не мепее 3 5 мин. При присадках в сталераздивочный ковш на выпуске большого количества углеродсодержащих материалов (для повышения содержа ния углерода в стали) отбор проб металла рекомендуется производить после перемешивания в течение 5-8 мин с одновременным нагревом чтобы исключить ошибки в определении содержания углерода.
Присадку шлакообразуюших рекомендуется начинать с плавикового шпата или алюмоотходов, чтобы затем быстрее растворялась известь, причем вес единовременной присадки должен быть 300—400 кг
На некоторых металлургических предприятиях агрегаты ковш-печь снабжены пневматическими устройствами для вдувания на поверхность металла (шлака) порошкообразных шлакообразующих и науглероживателей (известь и коксик) Чаще всего используются установки фирмы «Штайн». Скорость шлакообразования при вводе порошкообразной извести значительно увеличивается. Однако из-за невысокой пропускной способности таких устройств имеется возможность вводить только часть необходимого количества извести — обычно 20—25 % от общего расхода. Такой способ ввода шлакообразующих имеет и негативные последствия. При вдувании шлакообразующих, осуществляемом обычно воздухом, охлаждается поверхность шлака Кроме того, под крышку поступает значительное количество атмосферного азота, который, разлагаясь на ионы под дугой, хорошо усваивается металлом.
Вдувание коксика целесообразно для раскисления шлака при обработке на ковше-печи стали, раскисленной только кремнием (с низким содержанием алюминия). При вдувании коксик вспенивает шлак, а увеличение толщины слоя шлака обеспсчива-работу с закрытой дугой, что улучшает нагрев металла при правильно выбранном электрической режиме
196
Учи1ывая, что па ковш печь металл поступает (или ло тжен поступать) примерно одинаковою состава по содержанию’сеиы и основных элементов, рекомендуется работать со стандарты МИ навесками шлакообразующих в начале паводки шлака
Присаживаемые шлакообразуюшие должны обеспечить оптимальное количество рафинировочного шлака при его оптимальном составе, которое можно предварительно рассчитать
9.3.1.	Расчет количества шлакообразующих, присаживаемых на ковше-печи
В приводимом примере расчета сталь выплавляют в двухже лобной мартеновской печи с выпуском металла в два ковша емкостью по 135 т. Обрабатывается низкоуглеродистая трубная сталь 20 «сслект» с содержанием алюминия 0,020-0.050 % и серы до 0.010 % Металл на выпуске обрабатывается ТШС с одновременной продувкой аргоном, причем шлак в одном из ковшей полностью отсекается. Во втором ковше после скачивания остается 300—500 кг печного шлака
Количество рафинировочного шлака в ковше рассчитывается по толщине слоя шлака, величина которого определяется дли ной дуги. При длине дут и 65-70 мм толщина шлакового стоя должна составлять порядка 100 мм (т. с., в 1.3—1,4 раза больше длины дуги), чтобы дуга была полностью закрыта
Количество шлака в ковше определяется по формате
Q=Sph,	(911
где У — площадь зеркала металла в ковше, м\ р — плотность жидкого шлака, т/м’; h — толщина слоя шпака, м.
Плотность рафинировочных основных шлаков обычно составляет 2,5—2,8 т/м при TCMiiepaiype 1500—1700 С
Для данного примера при зеркале металла в ковше 7 3м при толщине шлакового слоя в 100 мм вес шпака составяяе
Для ковша, подаваемого на ковш-печь после скачивания шлака, учитывая оставшийся в ковше печной окисленны шлак и более высокое содержание серы, степень десул нии во время выпуска, как ука тывхюсь ранее, в этом kobi
147
на 10 % ниже, чем в первом, количество шлака должно быть большим.
Исходя из изложенного, и учитывая, что при указанной величине длины дуги толщина слоя шлака нс должна быть более 200 мм, принимаем толщину слоя рафинировочною шлака 120 мм Для этого ковша количество рафинировочного шлака составит 2,5 т.
В качестве шлакообразующих используем известь, плавиковый шпат, шлак производства вторичного алюминия ПВЛ Химический состав исходных шлакообразующих приведен ниже:
известь	СаО 90 %, MgO — 5 %, SiO2 ~ 5 %;
плавиковый шпал' CaF2 — 85 %, ост — SiO2;
алюмоотходы А1 - 15 %, А1,О3 — 50—60 %, ост — SiO2.
В первый ковш присаживают на выпуске ТШС в количестве 5,19 кг/т стали. Из них извести - 500 кг — 3,71 кг/т, плавикового шпата - 200 кг — 1,48 кг/т.
На выпуске в ковш присаживают чушковый алюминий из расчета получения в стали 0,03 % алюминия При усвоении алюминия на выпуске 30 % содержание А12О3 в ковшевом шлаке составит 0,99 кг/т. Учитывая, что в ковшевом шлаке содержание MgO составляет - 10 %, из футеровки ковша в шлак перейдет - 0,5 кг/т MgO
Исходя из изложенного, расчетный химический состав ковшевого шлака по прибытии на ковш-печь будет следующим
СаО	MgO	SiO2	CaF2	А12О3
% вес. 48 6	10,2	8 48	18,3	14,4
На практике фактический состав ковшевого шлака в первых (без печного шлака) ковшах примерно соответствует расчетному. А для рафинирования стали, раскисленной алюминием, химический состав шлака (см. главу 5 и данные работы [75]) должен быть
СаО MgO SiO2 CaF2 А12О, % вес 56 62	8,0	6 10	0	20 25
Учитывая, что от присадки ТШС и ферросплавов на ковш-печь приходит - 6,8 кг/т шлака, определяем вес шлакообразующих, которые необходимо присадить на ковше-печи
19»
ДЛЯ получения рафинировочного шлака с учетом вветеним ферросплавов
Произведенные расчеты показывают, что д ля получения не обходимою состава шлака на ковше-печи нужно ввести извести	~ 900 кг,
алюмоотходов	- 500 кг
Присаживать в ковши без печного шлака плавиковый шпат, но видимому, нецелесообразно, так как CaF; введен с ТШС при выпуске стали из печи.
С учетом шлака, полученного от присадки ТШС и добавок шлакообразуюших, окончательный состав рафинировочного шлака на ковше лечи будет следующим:
СаО	MgO	SiO2	А1?О,	CaF
%вес. 63,4	3,5	9,5	16,94	6,7 ‘
Состав окончательного шлака несколько отличается от рекомендуемого, что связано с наличием в его составе фторида кальция, введенного с ТШС. Основность шлака CaO/SiO; составляет 6,67, а отношение основности к А1 О равно 0,39, что несколько выше указанного в главе 5, но, учитывая имеющийся в его составе CaF„ шлак будет жидкотекучим
Для вторых ковшей (после скачивания печного шлака) состав добавок шлакообразуюших будет иным Фактический состав шлака в ковше (после скачивания) следующий
FeO	А1,О3	MgO	СаО	SiO,
%вес. 1,85	7,49	19,9	41,0	21.45
Высокое содержание оксида магния обусловлено размыванием футеровки мартеновской печи. Оставшийся в ковше шлак, как правило, затвердевший. Поэтому для разжижения шлака необходимо вначале присадить плавиковый шпат, а затем известь и алюмоотхо-ды Учитывая, что в этом случае количество рафинировочного шлака в ковше должно быть, как указывалось ранее, 2,5 тонны, рассчи тываем количество шлакообразуюших материалов, необходимых для формирования рафинировочного шлака.
Общее количество шлакообразуюших составит известь	— 1400кг,
алюмошлак	— 300кг;
плавиковый шпат - 300 кг
i<w
Химический состав рафинировочного шлака получается следующим
CaO	SiO2	MgO	А1гО,	FeO	CaF,
<?вес 60,5	12,5	7,27	9,0	0,38	10,39
Основность ишака CaO/SiO, равна 4,84, а отношение основности к А1 О, — 0,53. Учитывая, что в составе этого шлака содержится 10,39 % CaFr даже при большом значении отноше ния основности к А1?О, он будет жидкотекучим.
Теперь распределим шлакообразуютие по присадкам
Ковши без шлака;
1 присадка - 200 кг алюмошлака + 300 кг извести,
II присадка — 200 кг алюмошлака + 300 кг извести;
III присадка - 100 кт алюмошлака + 300 кг извести.
Ковши с остатком печного шлака:
I присадка - 100 кг алюмошлака + 100 кг CaF, + 400 кт извести;
II присадка — 100 кт алюмошлака + 100 кг CaF; + 400 кг извести;
III присадка — 100 кг алюмошлака + 100 кг CaF2+ 400 кг извести.
IV присадка — 200 кг извести (присаживать по виду шлака).
Очередность присадки материалов — сначала плавиковый шпат, алюмошлак, а затем известь.
Сталевар ковша-печи, исходя из визуального осмотра шлака, температуры, химического состава металла и собственного опыта корректирует предложенный состав шлака, изменяя навески.
Рекомендуется, и на многих металлургических предприятиях используется, визуальная оценка качества рафинировочного шлака. С этой целью тонкий слой шлака намораживается на кислородную трубку (пруток) и после остывания осматривается Шлак может быть черного, коричневого, серого, зеленого, желтого или белого цвета с промежуточными оттенками, характеризующими следующее:
черный суммарная массовая доля FeO и МпО в шлаке более 2,0 %;
200
MnJYo%;К°РИ'",СЕЮ,° СУММарНая масс°вая доля FeOи зеленый повышенная массовая лоля хрома от белого до желтого - массовая доля FeO менее 1 0 % светло-синий с белизной - высокое содержание оксида алюминия.
Хорошо раскисленный высокоосновный рафинировочный шлак должен быть светло-серого, желтого или, желательно, белого цвета, иметь матовую шероховатую поверхность, наморажи ваться на металлический прут «шубой» толщиной окало 5 мм не иметь видимых включений разнородных материалов, в изломе иметь мелкодисперсную структуру, при охлаждении рассыпаться в порошок светло-серого или белою цвета.
Для успешного проведения десульфурации стали продал жительность формирования шлака должна составлять 7 10 мин.
Ускорению процесса формирования шлака способствует повышение температуры металла. Рекомендуется несколько перегревать металл в начале рафинирования для ускорения шлакообразования. Так, например, если температура отдачи метал ла на разливку должна быть 1580 "С, целесообразно нагревать металл в начале рафинирования до 1590-1600 "С. Температура металла будет снижаться в процессе рафинирования. Обычно для сталеразливочных ковшей емкостью 100-140 т потери температуры при продувке металла аргоном через пористые пробки составляет примерно I 'С/мин.
На некоторых металлургических предприятиях для ускорения формирования рафинировочного шлака в период шлакообразова ния увеличивают интенсивность продувки с целью активного перемешивания шлака с металлом. По нашему мнению, ис пользование такого приема нецелесообразно последующим соображениям 11ри значительном оголении зеркала металла в ршоне «аргонного । тятна» имеет место окисление металла и активное вы горание» легкоокисляемых алементов — алюминия, гитана, крем, ния и тл. Известно, что при обычном режиме продувки в течен 50-60 мин в хорошо раскисленной стали (0.020-0,0 L
201
жание алюминия снижается на 0.010 0,015 %, чго требует лопсм-нкгсльного расхода алюминия в конце рафинирования Кроме того, при сильном бурлении поверхности металла нестабильно горит дуга, что снижает скорость ншрева металла.
9.3.2.	Режим продувки металла аргоном
При обработке стали на ковше-печи продувку металла обычно осуществляют через пористые (щелевые) пробки Для более интенсивного перемешивания металла целесообразно, как указывалось ранее, осуществлять продувку через две пробки с индивидуальным подводом аргона
Наличие двух пробок, помимо лучшего перемешивания, повышает надежность безаварийной обработки металла. В случае отказа одной из пробок продувку продолжают через исправную без использования аварийной фурмы
Расход аргона устанавливается таким, чтобы наблюдалось легкое оголение зеркала металла в месте выхода газа на поверхности металла (в «аргонном пятне»). Для сталсразливочных ковшей емкостью 100 130 т оптимальный расход аргона обычно составляет 80-150 л/мин. В период присадки ферросплавов целесообразно повышать интенсивность продувки, а при вводе порошковой проволоки — снижать. По возможности желательно прекращать продувку через пробку, близко расположенную к месту ввода проволоки, что способствует затягиванию вводимого проволокой материала конвективными потоками вглубь расплава и увеличивает усвоение активных элементов или легирующих.
В конце рафинирования лучшему удалению неметаллических включений способствует «мягкая» продувка металла аргоном в течение 3-5 мин (в зависимости от емкости ковша) При такой продувке «аргонное пятно» должно иметь минимальные размеры, практически без оголения металла.
9.3.3.	Оптимальный расход ферросплавов
При внепечной обработке стали на ковше-печи считается, что количество вводимых легирующих должно обеспечивать
202
только корректировку химического состава, т. е., количество вво-( димых фсрросг главов должно быть минимальным.
В то же время, усвоение основных элементов на ковше-печи значительно превышает аналогичные показатели при вводе ферросплавов на выпуске металла из плавильного агрегата. Так, усвоение марганца на ковше-печи составляет 95 %, кремния — 90 %, а при вводе аналогичных ферросплавов на в’ыпуже усвоение обычно не превышает 70 %.
Таким образом, с точки зрения усвоения легирующих и соответствующего снижения затрат, ввод ферросплавов на ковше-печи предпочтительнее. Однако при вводе ферросплавов снижается температура металла, что требует дополнительного его нагрева, а, следовательно, увеличения расхода электроэнергии и продолжительности обработки. Поэтому необходимо определить оптимальное количество ферросплавов, присаживаемых на ковше-печи, исходя из минимизации затрат.
Для возможности сопоставления затрат на легирование при выпуске плавки из плавильного агрегата и на ковше-печи нами были выполнены соответствующие расчеты и проведены опытные плавки сталей марок ст20 и 09Г2С. В качестве основных легирующих использовали ферросиликомарганец и ферросилиций с содержанием кремния 65 или 45 %. Ферросплавы вводили на выпуске и на ковше-печи в различных соотношениях.
Степень легирования оценивали долей количества ферросплавов, введенных на выпуске и на ковше-печи, исходя из заданного содержания Мп и Si в готовом металле. В обоих случаях ввода ферросплавов оценку затрат производили с учетом снижения температуры металла.
Результаты расчетов приведены на рис. 9.2(а,б). Приведенные данные свидетельствуют о том, что на ковше-печи экономически выгодно присаживать до 80 % ферросплавов для рядовых сталей, а Для низколегированных — до 70 %. При этом продолжительность обработки удлиняется на 3—8 мин соответственно
Естественно, что ферросплавы в таком количестве на ед печи не присаживают, так как наличие в металле до начала нирования кремния и марганца снижает его окисленность.
203
Рис.9.2. Оценка затрат при вводе ферросплавов (а — для ст20, б — для стали 09Г2С): I — на выпуске; 2 —на ковше-печи;
3 — суммарные затраты
204
способствует протеканию процесса десульфурации Кроме того при раннем вводе раскислителей увеличивается вероятность дале пия образовавшихся неметаллических включений Однако исходя из конкретных условий, целесообразно легирование металла мак симально возможно переносить на ковш-печь
9.3.4.	Электрический режим обработки
Электрический режим обработки должен соответствовать пи-шине слоя шлака, чтобы производить нагрев металла с закрытой ду гой. Вначале обработки нестабильное горение дуги наблюдается визуально Помимо характерного треска, резкого перемещения электродов наблюдаются резкие колебания токополводяших кабелей короткой цепи Как уже отмечалось ранее, начало обработки необходимо I троизводить с минимально возможной длиной дуги, но с максимальными при этом токовыми нагрузками. По мере формировав тия шлака следует т тсреходить на более высокие ступени напряжения, обеспечивающие более интенсивный нагрев металла.
Показателем нормальной работы агрегата является температура воды, отводимой, от крышки. При повышении температуры и достижении верхних допустимых пределов электрическую нагрузку агрегата необходимо снижать.
Количество включений нагрева должно быть минимальным, гак как при каждом включении существует определенной длительности период инерции в нагреве металла. что увеличивает длительность обработки.
9.4.	Десульфурация стали
Десульфурация стали при внепечной обработке на ковше-печи является одной из важных технологических операций Как указывалось ранее, успешное протекание процесса лесу тьфуршии обеспечивается наводкой рафинировочного шлака оптимального химического состава, длительностью перемешивания металла со шлаком инертным газом, ранним формированием рафинировочного шлака, оптимальной окнслснностью металла, обеспечивающей содержание оксида железа FeO в шлаке менее
Степень десульфурации стали в значительной мере, помимо перечисленных факторов, определяется начальным содержанием серы Фактические данные по десульфурации низкоуглеродистой трубной стали, полученные при обработке на ковше-печи одного из металлургических предприятий, приведены на рис 9.3—9.6. Сталь разливали в слитки, поэтому продолжительность обработки на ковше-печи не являлась ограничивающим фактором
Из приведенных данных следует, что при изменении начального содержания серы от 0,010 до 0,040 % степень десульфурации стали за период обработки изменяется от 10 до 35 %, достигая 70-75 % при начальном содержании серы на уровне 0,050 % При повышении расхода шлакообразующих от 2 до 12 кг/т стали степень десульфурации изменяется в пределах от 8 до 27 %. При увеличении длительности обработки от 20 до 80 мин степень десульфурации изменяется в пределах от 10 до 27 %. Зависимость степени десульфурации от расхода электроэнергии определяется тем, что расход электроэнергии в значительной степени зависит от количества присаживаемых шлако-
Рис.9.3. Зависимость степени десульфурации от расхода шлакообразующей смеси
206
Начальное содержание серы, %х!000
Рис. 9.4. Зависимость степени десульфурации от начального содержания серы
Время обработки, чин
Рис. 9.5. Зависимость степени десульфурации от времени обработки на ковше-печи
207
Расход электроэнергии, к Нт  ч/т стали
Рис.9.6 Зависимость степени десульфурации от расхода электроэнергии
образующих и длительностью обработки. Все коэффициенты корреляции приведенных зависимостей значимы для данного объема выборки, коэффициенты надежности значительно превышают теоретические значения, т. е., связи достоверны. Разброс значений обусловлен, в значительной мерс, влиянием температуры стали по приходу на ковш-печь и степенью прогрстос-ти футеровки сталеразливочных ковшей
Используя приведенные выше зависимости можно определить ожидаемые технологические параметры и удельный расход электроэнергии на ковше-печи. Например, при начальном содержании серы в стали 0,020 % степень десульфурации составит 20 % при расходе шлакообразующих 8 кг/т стали, расход электроэнергии — 38 кВг ч/тстали, продолжительность обработки — 60 мин. Следует отметить, что приведенные зависимости можно использовать для данного конкретного агрегата при определенном химическом составе рафинировочного шлака.
Как указывалось ранее, футеровка сталеразливочных ковшей приходит в квазисгационарнос тепловое состояние после разливки двух-трех плавок. Мы неоднократно наблюдали на ряде заводов, что даже в случае прихода металла на
208
коВШ-печь Практически с температурой ролики мп с ж пользованием нового ковша, для Поддержания темзмрятурм стали па начальном уровне был неибмотим многократный и длительный назрев По объясняется поглощением гепта фу теровкой ковша
Использование прицеленных закономерностей для зия*-ретных условии позволяет прогнозировать конечное евмрв » шзс серы в стали, расход электроэнергии Зная мха ы«м и не обходимое конечное содержание серы, возмо* о опреаежпъ расход шлакообратуюппгх. длительность обработки и орыеити ровочныи расход электро и зергизз
На распределение серы мсадх металлом и шлаком »• гш тельззое влияние оказывает окисленностъ стали (см. борьл лу 3 2) По лому после отдачи шлакообразующих иля при начальном усреднении металла перед отбором пробы следует раскислят!» сталь вво зом адкзминиенои проволоки В этом еду час ззроззесс десульфурации будет протекать интенсивнее и более полно.
ЭзМзектиззным приемом повызззения интенсивности эе-сульфурации является 2-х стадийзгый ввод кальцит,ихрваше* проволоки После первого ввода резко снижается содержание кислород;! в стали и. естественно, в шлаке и увеличивается сульфзздная емкость рафинировочного шлака.
9.5.	Окисленностъ металла
Окисленносп. металла в процессе рафинирования паяется однозз из важззеипзих характеристик при обработке стами на ковше-печи Бользиинсгво современных азрезатоа ковш печь оборудованье устройствами для автоматического отбора врио и замера темз!ер.пуры чегахта. причем на мзюгих зстанаммвают ся даэтики одповременнозх) замера 1емзвера|уры и окж темное-ги стали За рубежом широко распространено мепечьязва'иж Датчиков «Сс1ох» ззроизшыез'ва фирмы «Электронайт» Имеют ся и отечестъезHsiao ра !р,нх<тки Так, Маковским зос» зазк’вен ным micnnyroM стали и свиавов соамсспю с ЦПИИЧЬНМТ 1
рвзрвЬптаны и опробованы в промышленных условиях » р метмяурпзчсских прслприятй датчики замера окисленной ' К< X Т на Челябиж ком заводе • ГеплоприГхзр» освоено их се рпинос производство
Ряд мета.тпр1мческих предприятии, закупив иврит дагчи кое фирмы «Эзектронаит» использовали их для определения окисленности металла на уезановках ковш печь однако систе магически замеры окисленности стали нс производятся, несмотря на нестабильное состояние металла перед обработкой. )то, отчасти, связано с относительно высокой стоимостью им
портных датчиков.
Как указывалось ранее, содержание активною кислорода встали характеризует содержание FeO в ишаке, а также нозво
лист прогнозировать угар раскислителей, обеспечивая надежность получения необходимого химического состава стали Содержание активного кислорода в стали и общее содержание
кислорода, определяемое на многих металлургических предприятиях экспресс-мстодами, позволяет судить о содержании в стали оксидных включений, что обеспечивает возможность
справлять пропессом их удаления.
На некоторых предприятиях содержание активного кислорода в стали определяют косвенными методами Известно, что в сталях, раскисленных алюминием, содержание кислоторастворимого алюминия четко связано с содержанием активною кислорода При отсутствии данных по содержанию кислоторастворимого алюминия можно пользоваться данными по обшему содержанию алюминия при наличии стандарт ной технологии раскисления стали, учитывая, что общее содержание кислорода характеризует и активный кислород, и кислород, связанный во включениях На рис. 9.7 приведены данные зависимости активного кислорода и необходимою количества присадки алюминия в ковш при использовании датчиков »Се1ох» (76].
На интенсивно работающих электродуговых печах (ММ3, ЬМ i и др) замер окисленности стали на выпуске производят датчиками «О1ох» и для опенки содержания в стати углерода.
210
Рис. 9.7. Зависимость расхода алюминия от активности кислорода в металле перед выпуском
Использование приведенных выше закономерностей позволяет получать craiuiapnioe содержание алюминия в cwm на уровне 0,020 % При таком алюминии содержание в стали ак тивного кислорода в равновесных условиях составляет О S-Зррт Поддержание содержания алюминия в стати на 0,020 % и выше обеспечивает достаточно низкое сод;«а< пи ГеО в шлаке (менее 1 %).
По данным Молдавского металлургического завода выл лавляющего сталь, раскисленную кремнием (содержание алюминия в стали не более 0.004 %), активность кислорода в металле после раскисления кремнием и марганцем на выпуске составляет 100 -150 ppm (поданным замеров окисленное гн на ковше-печи)
После обработки стали на ковше-нечи рафинировочным шлаком при отдаче плавки на M1LU на ни ткоилеродистых сталях активность кислорода составляет 15 20 ppm, на высок «т леролистом металле - 5-10 ppm
Снижение активности кис юрода в металле осхшесття стся двумя способами
По первому способу в качестве шлакооорапющих используется шлак силикотгрмичсскою производства. содержащий Ю
'и % алюминия. в ремыаге чего. eciviiBcuiio. |mckiichhcich шлак и металл Кроме того upoucxo ни перераспределение ки слорола междх окисленным метаном и нс содержанием кисло рола шлаком (печнои шлак oivck.icicm при «ркерпом выпуске металла из ДСП).
Повторомх способу шлак раскисляют названием порошкообразного коксика. Однако при злом ухудшается жидкотеку честьшлака. поэтому при злом способе в состав шлакообра >ую-ших вводится плавиковый шпат
Исходя из изложенного, активность кислорода н металле является важной харак1ерис1икои процесса рафкнирова ния. которая позволяет эффективнее проводи и. процесс десульфурации и регулировать содержание в стали оксидных включений.
212
Глава 10 ОБРАБОТКА СТАЛИ ПОРОШКОВЫМИ ПРОВОЛОКАМИ
В мировой металлургической практике уже более 15-20 зет при вненечной обработк метал а активно применяются порошковые проволоки с различными наполнителями с целью воздействия на фишко-химическое состояние расплава, корректировки химического состава в узких заданных пределах микролегирования, легирования со стабильно высоким усвоением вводимых элементов и в целом для повышения свойств металлопродукции, качества поверхности и внутренней струк туры, снижения прои водстветтных затрат
В настоящее время в СНГ применяются порошковые проволоки с наполнителями из SiCa, AlCa. FeCa. FeB. C, S, Fc.Mn. FeTi, FeV и др., в различных вариантах Mg для лесу тьфурации чугуна. За прошедшие 7-8 лет обработано более 60 млн т чугуна и стали для конструкции общего назначения, судостроения, сварных конструкции, трубных широкого сортамента, с новы шеннои обрабатываемостью кордовой, сталей железнодорожного сортамента, малокремнистых, малоут еродистых и др Использование новой технологии внепечнои обработк ме талла постоянно расширяется. Эффективность применения порошковой проволоки в значительной степени зависит от разработанных параметров технологии, ре заментируюших режим ее ввода в расплав. Это подтверждается существенным различием результатов, полученных на разных предприятиях при использовании одинаковых видов проволоки, что отражается во влиянии обработки на качество металла и на экономику производства.
В свою очередь это приводит к выводу, что наличия качественной проволоки и оборудования стн ее подачи в расплав, используя общие технологические положения, еще недоста точно. Для достижения оптимальных pe.iv штатов необходм мо уточнение технологии с учетом спсцифиче кнх особенно
21'
стен конкретного предприятия, марочною сортамента, требований потребителя
Более подробно теория и практика применения порошковых проволок по итогам первого десятилетия ее использования в СНГ изложены в нашей монографии «Внспсчиая обработка расплава порошковыми проволоками» (77] В настоящей книге мы ограничимся изложением основных положений, достигнутых результатов и полученных новых данных с учетом внепеч-ного рафинирования па агрегатах ковш-печь Как уже было отмечено, в этом случае значительно расширяются возможности для более активного управления физико-химическим состояни ем расплава и создаются предпосылки для более эффективного использования порошковой проволоки. Как правило, усвоение материалов из проволоки на ковше-печи выше, чем на установках доводки металла.
Сортамент порошковых проволок со временем расширяется, что обусловлено технологическими и экономическими преимуществами этого способа. В принципе порошковая проволока практически не имеет ограничении по составу и состоянию наполнителей, и в этом заложен большой потенциал новой технологии Ведущая зарубежная фирма по производству и применению порошковой проволоки «Affival» в своих публикациях акцентирует внимание на целесообразности использования в каче стне наполнителей сплавов Са с Si, Al, Fe. Тем не менее, специалистами завода «Универсальное оборудование» разработано свое направление — использование в качестве наполнителей не сплавов, а механических смесей Са с Si, Al, Fe (77]. При вводе такой проволоки наполнитель сначала плавится внутри оболочки, а затем уже лигатура определенного состава взаимодействует с жидкой сталью При этом достигаются такие же результаты по усвоению кальция, как при использовании сплавов, но с меньшими затратами на обработку. Кроме того, такое решение позволяет гибко варьировать составом наполнителя. В большинстве случаев в качестве кальциисодержащего наполнителя используется СК-30. Вместе с тем. исследования показали целесообразность, в определенных условиях, применения СК-40 с повышением усвое-
216
Я калышя 11 рои 1ВОЛС пю такого сплава вы илист боиыпиг НИццости в свя ш с сю пониженной, относительно шлака, пягтг ^Ъ1О. Эта задача решается путем создания механической смеси SiCa и металлическою кальция Завод «Универсальное «. г .» дание, имеет также приоритет по оттгимизации состава иагмив содержащих напал нителеп порошковой проволоки мв «не*» меинои десульфурации чугуна
Длительное время в С НГ для проииюлства стали с норми-
рованным содержанием серы в качестве наполнителя порошковой проволоки применяли серный колчедан Такая технология показала недостаточную :>ффсктивность Специалисты зажив «Универсальное оборудование» и ОЭМК впервые в СНГ внедрили порошковую проволоку с чистой (комовой) серой и по
лучили высокие результаты, которые приведены в соответствующем разделе. Отмеченные разработки новых наполнителей
используются другими производителями порошковых проволок в Украине и России без прана на их использование.
В настоящее время на отдельных предприятиях, например. ОЭМК, Молдавский металлургический тавод и др., использует ся 4-8 видов проволоки и зто, по видимому не предел Поэтому вопросу размещения технологического комплекса по обработке расплава порошковой проволокой на агрегате ковш-печь должно быть уделено предметное внимание
10.1. Конструктивные решения и расположение оборудования для ввода проволок
Устройства для ввода порошковой проволоки являются неотъемлемой частью агрегатов ковш-печь. Комплекс по ввожу порошковой проволоки обычно состоит из трайбаппарата. и-правляющеи трубы или системы направляющих труб м стендов статической размотки проволоки.
Трайбаппарат представляет собой тянущее ус -ройетжк обеспечивающее ввод в расплав порошк >и рож оки иди Щдоминиевой катанки жданной глины с жданной скорое 1ък> онструктивно трайбашнцжг состоит из двух ЩМ. (четырех)
JIT
нар роликов. между котхтрымн протягивается nopotиконам проволока Нижние или верхние ролики (в зависимости от конструктивного оформления) приводятся в движение от двигателя через редуктор Другой ролик каждой пары прижимается к ведущему при помощи пружин или сжатою воздуха, что обеспечивает движение проволоки.
Существуют конструкции трайбаппаратов, работающих от электродвигателей постоянного или переменного тока с управлением скорости вращения частотным или тиристорным приводом соответственно Двигателем трайбаппаратов может быль также гидромотор По количеству задаваемых проволок в промышленности используюттрайбаппараты одно-, двух- и много-ручъевыс. Более подробно конструкции трайбаппаратов представлены в работе 1771.
Стенды для статической размотки предназначены для установки в них бунтов проволоки и обеспечения се порядной размотки, исключающей запутывание проволоки.
Система направляющих труб обеспечивает подачу проволоки от трайбаппарата в заданную точку расплава в ковше
На основании практического опыта нами были определены основные критерии проектирования направляющих проводок, исходя нз сортамента порошковой проволоки и алюминиевой катанки Обычно на металлургических предприятиях используют порошковую проволоку диаметром 10-16 мм и алюминиевую катанку диаметром 9 15 мм.
Учитывая, что толкающая сила существующих трайбаппаратов в зависимости от мощности двигателя и максимальной скорости движения проволоки составляет 100-300 кг, длина направляющей проводки не должна превышать 11 м Внутренний диаметр направляющих труб обычно составляет 40—52 мм. 11ри меньшем внутреннем диаметре увеличивается сопротивление движению проволоки, при большем — проволока может скручиваться в трубах Радиусы изгиба направляющих труб должны быть не менее 1200 мм Расстояние от конца направляющей трубы до зеркала металла для устойчивого ввода проволоки и, соответственно, лучшего усвоения вводимого компонента дол-
218
гтг—пезах400 600 мм Bwvi про«ю««и иелная**» *нооХ^1,пъ BePnnc^bHO K •ср“лу мст*яяж n°"ZZZT 1,0 .,гов» В трубах (при шяюршных систем» плечи <|ВП1 ‘Тмина разрыва не д<мж.« превышать 200 250 мы
ГЬ1я обеспечения необходимого расстояния от юивв NB □ппяюшей трубы до зеркала металла об.... в т. мп м
Хо вариантов Наиболее простой водотиатс-ешя. П^ r ( кессон») расположенная под крышкой котята леями млн тонная охлажлаюшеи водой из системы ох.таж.1 ним крышки На некоторых предприятиях на копен направляющей трубы одевают скользящий патрубок «телескоп» с «юром У 4 —• на сторону, который перед вводом проволоки опускается в рябм чсе пространство ковша-печи под крышку на заданный уровень
от зеркала мелила.
Имеются системы направляющих труб с автоматический установкой зазора между концом трубы и зеркалом мстахы В этих системах устанавливаются три-четыре уровня на которые перемешается «телескоп» В зависимости от уровня ыстж .и • ковше сталевар ковша-печи выбирает незюходимый уровень, и
таким образом корректирует расстояние ме • ту «телескопом» и зеркалом металла. В других системах «телескоп» автоматически опускается под крышку ковша-печи, а траибалпарат с направлявшей трубои переметается вперед до совмещения напрыля ютей трубы и «телескопа»
Размотка проволоки чаше всего осуществляется со стендов статическом размопси («корзин»). На некоторых пре три ятиях размотка проволоки осуществляется с одноразовых » касов, поставляемых заводом изготовителем i роводоки В атом случае бунты проволоки постяликт-м упщщааннымм В одноразовый каркас
На металлургические предприятия дальнего ырлчж .• порошковая проволока, как правило, поставляется в  и., г-.юяых каркасах, которые после размопси прожпоки являются неволи атзз°{я-Та,Х)Й завода изготовителя нрово.1>>кд пввпмимв nnouT >И11Ь,|Ь,М транепоргом, на кого^хчя каркасы е 6унт«мм
юки ycranoik'ieiibi в «инн ряд Н.з предприятия < HI уш
тывая большие расстояния. проволока обычно носыиляе|ся железнодорожным транспортом. Для полной загрузки вагонов экономически выгодно поставлять проволоку в бунтах, уложен ных в три-четыре ряда высотой. В лом случае целесообразно применять стационарные стенды статической размотки. Кроме того, изготовление каркасов удорожает проволоку.
Размотка проволоки осуществляется из «корзин», расположенных на одном уровне с транбаппаратами Рекомендуется в этом случае устанавливать «корзину» и трайбаппарат соосно Возможна размотка проволоки из «корзин», установленных горизонтально под углом 90‘ к оси трайбаппарата, на различных по высоте уровнях. В этом случае для изменения направления движения проволоки используют или направляющий ролик (шкив), или изогнутую роликовую проводку. По нашему мнению, размотка проволоки таким способом орга низационно затруднена. Необходимо дополнительное оборудование (погрузчик) для подвоза проволоки, усложняется заправка проволоки в трайбаппарат: вначале нужно опустить вниз трос, зацепить проволоку и поднять ее вверх, а затем заправить в подающие ролики.
Учитывая, что сортамент используемых видов порошковой проволоки постоянно расширяется, целесообразно предусматривать установку многоручьсвых трайбаппаратов, а стенды для бухт проволоки располагать этажеркой — один над другим
10.2. Обработка стали кальцийсодержашими реагентами
В настоящее время уже можно говорить о достаточно широ ком сортаменте порошковых проволок по наполнителям. Олпа ко наиболее эффективной и необходимой в сталеплавильной технологии остается обработка расплава кальцийсодержашими реагентами последующим причинам [78).
В современной металлургии большинство сталей раскисляют алюминием и, как правило, его содержание нормируется Однако и в сталях, предметно не раскисляемых алюминием, он также присутствует, хотя и в меньшем количестве. Алюминии
220
кгЛсн (технологи™'» нои.-* *	__
"",ПСТИТ2" '	-
X» е	~	. W *
ПЛОТНО” *-	ти И ВЙ ЗКоСТИ ПМСТ-ГС I гг—
телямн пласпг	чистоте стмя аы
и1е,,ОТ,ОСп^ к^. гатяжааиие «М~ - М—— ~ ^.isz==x
Хгьшнч мгновенных нлп>у«.« Глимтгш -цгат-СХ »«-' свойствах «илкого и тверд-------га—. —
чего был введен зшгрет m применение *«и.и.<И.
Н1,Я сталей ответственного на значения. .... nv*W -- " — рожного сортамента. кто в свою онере» • и~ проблемы обеспечения качества мг-.: •••гр- 'КНИ- *<**01x4 стали, раскисленной алюминием. калы.	 •	Ф*"*
ковой проволокой позволяет устранить тги . j	*t
фекты Это достигается изменением природы г тши>.>гм«м*« включении контротпрованным впалом калыма При тгом г» гоплавкие сое гниения пинок?ма гра»н«|«>рмир*»(леа a m»w алюминаты кальция, которые оГххпечилиот рктлмаиг*»» мс
талла и устраняю) негативн.* влияние нрооктсж расжжапаив
стали алюминием на свойства мсгаллонрсьпк < гни
Проведенные исследования, многим.- «г<ише иргаммг мм
ныс данные, с учетом ранее и гвеепшх«>« тении им работать теоретические основы и сосить кгя.нгнцн». .«ттмчагъ нои технологии вненечнон <хч'-*(,11Гпо< pacn.ua* пифимааомш* проволоками с высокоакпгвнымн хземеитааги пре<укмт*ша» ющую комплексное во vie истине кальция на .накжг. метмяуря»-ческото передела
(ь/0Ж"° ИЛ11ЯТЬ ,ш содержание KHciupuM и ея ры
±опМУ Н Ра 1МСРЫ нсмс1а.иичсскпх включений « ш ашаа-обопотР'СМЬ1С ' 1<Хл”|яРНыс Для листового гцх.кагж. жги. и» X неиГКО,, ,,1С1”ЧМЫС X'w ’
У» не-Рерывнолинио мепег.ы и качество гимчркнкм»» а.
наконец- на границы зерен В конечном итоге это обеспечивает возможность существенного повышения уровня качества металла массового производства и специальных свойств стали ответственного назначения.
В металлургии развитых стран использование кальцийсодержащей порошковой проволоки является стандарпзой, общепринятой технологией сталеплавильного производства. В на стоящее время во многих контрактах на поставку металлопродукции все чаше не только оговаривается обязательная обработка кальцием, но и нормируется остаточное его содержание или отношение Ca/S, что гарантирует более высокий уровень качества металла. В СНГ многие металлурпзческие предприятия используют новую технологию с применением порошковой проволоки. В определенной степени это характеризует уровень технологии сталеплавильного производства на этих предприятиях, отношение к качеству металла и снижению затрат.
10.2.1. Технологические аспекты внепечного рафинирования стали с применением кальция
Первостепенной задачей для непрерывной разливки раскисленных алюминием сталей является обеспечение их разли-ваемости, что достигается регламентированным вводом каль-циисодержашей порошковой проволоки в ковш при внепечной обработке в зависимости от содержания AJ, S, О в расплаве [77] Верхний и нижний предел количества вводимого кальция ограничивается появлением отложении различного состава в дозирующем и погружном стаканах. При недостаточном количестве кальция — это отложения глинозема и алюминатов кальция с высокой температурой плавления, при избыточном — это тугоплавкие сульфиды кальция. И в том. и в другом случае происходит постепенное зарастание стаканов, скорость разливки сни жается уровень наполнения кристаллизаторов становится песта ильным и его невозможно регулировать даже при полностью открытом стопоре В конечном итоге это приводит к большим производственным потерям и нарушениям в работе цеха ервал между предельным вводом (содержанием) кальция
222
может быть достаточно широким ио ло зависит от содержания в стали алюминия, кислорода, серы, температуры разливки и других парамс1ров. При отработанной технологии в расплаве исключается присутствие твердых включений глинозема тугоп лавких соединении алюмокальиия, сульфида кальция а так*, MnS, что при общем снижении количества неметаллических включений способствует повышению качества металла
Оптимальное количество вводимого кальция определяется на основе термодинамических расчетов, накопленного опыта в производстве стали и анализа данных опытно-промышленных исследовании в конкретных условиях Такая методика позволя ет выработать практические параметры соотношении [Са| |А1|. [CaJ/|S|, |Са|/|О| и др., с учетом усвоения кальция, для достижения поставленной цели
На слябовых и блюмовых традиционных МНЛЗ для снижения остроты проблемы развиваемости используют дозировочные стаканы завышенного диаметра до 50-60 мм При этом в расплаве, после обработки кальцием, могут оставаться тугоплавкие включения, но они не приводят к существенным отклонениям при разливке.
В последнее время в развитии непрерывной разливки стали проявляется явная тенденция предпочтительного использования мелкосортных МНЛЗ, в связи со стремлением снижения затрат на производство металлопродукции При этом усложняется задача обеспечения разливаемости, так как существенно уменьшается диаметр разливочных стаканов. Известно (78], что интерваз благотворного содержания кальция расширяется с уменьшением содержания серы в стали. Однако в некоторых марках стали нормируемся повышенное содержание серы сГго еще базее усложняет задачу эффективного ввода кальция
Решение таких проблем в металлургии СНГ в настоящее время находится в стадии развития. На отдельных предприятиях разливаемость раскисленных алюминием сталей с относизсль-но низким содержанием серы при отливке заготовок небольших сечений, например, круч 150 мм. обеспечивается при увеличении диаметра стакана до 32-34 мм Поэтому цезесоооратно
343
предметно рассмотреть проблему разливаемое™ стали в жестких условиях - при малом диаметре разливочного стакана и повышенном содержании серы.
На фирме «Huttenwerke Krupp Mannesmann GmbH» в Дуйсбурге освоено । роизводство стали для бесшовных прецизионных труб с высокой чистотой по оксидам [79|. Содержание серы в таких сталях составляет 0,02-0,03 % для улучшения обрабатываемости резанием. Сталь раскисляется алюминием (|А1| = 0,02-0,03 %). Диаметр непрерывнолитых заготовок от 177 до 406 мм. Внутренний диаметр разливочных стаканов 22 мм, что позволяет избежать вредной коагуляции включений в погружном стакане [80) и обеспечить нужную чистоту стали по оксидам [811. Объем производства такой стали с содержанием серы 0,01-0,03 % составляет порядка 15 % всего объема производства. Сталь выпускают из кислородного конвертера емкостью 250 т, при этом предварительно вводят 400 кг AI и легирующие элементы. На выпуске осуществляется донная продувка стали аргоном с расходом до 3 м3/мин.
После подачи ковша со сталью на агрегат внепечного рафинирования регулируется степень раскисления стали, корректируется химический состав и температура стали, обеспечивающая при разливке температуру 1550 "С. Преобразование оставшихся в стали включений глинозема осуществляется в конце процесса обработки вводом порошковой проволоки с силико-кальцием. При этом расход вдуваемого через продувочные пробки газа снижают до 0,1 м3/мин, чтобы способствовать удалению образующихся включений /пА12О1-лСаО и избежать эмульгирования покровного шлака.
Промежуточные ковши оснащены устройствами для защиты струи металла инертным газом и обор дованы системой перегородок для направления потока стали и удаления включений.
Содержание кислорода в жидкой стали после конвертерной плавки составляет 0,05—0,15 %. В ходе выпуска стали из конвертера и при ее последующей обработке в ковше происходит связывание кислорода алюминием с образованием глинозема Мелкодисперсные выделения коагулируют
224
в результате их столкновения вслелствие броуновского дви жения частиц и их дрейфа в сдвиговом турбулентном пою’ ке. Укрупненные частицы быстро всплывают и в расплаве остаются только включения размером менее 20 мкм кото рыс и скапливаются на внутренних стенках разливочных и погружных стаканов при отсутствии обработки стали кальцием. Под воздействием кальция частицы глинозема превращаются в жидкие частицы алюминатов кальция В соответствии с бинарной фазовой диаграммой CaO-AJ О жидкие алюминаты образуются при мольной доле извести в интервале 60—70 %. Однако повышенное содержание серы ограничивает рабочий интервал технологии вследствие появления условий для выделения сульфида кальция CaS. Температура плавления CaS составляет 2527 "С, он находится в виде твердых частиц и, как было отмечено, может ухудшать разливаемость.
Этот вопрос рассматривался в нашей работе (77]. где даны расчетные формулы и диат-рамма, удобная для практического использования, в которых определяются пределы содержания серы при заданном содержании алюминия. Однако интересен подход к этой проблеме, изложенный в работе |82|, по определению «окна разливаемости» сталей с повышенным содержанием серы. На рис. 10.1 показан фрагмент фазовой диаграммы Al,O,-Ca0-CaS [83]. Когда содержание CaS составляет 1,5—4,0 % по массе, сульфид казьпия может растворяться в этой фазе до насыщения при температуре 1500 "С в зависимости от отношения СаО/А1,О, В связи с этим, алюминаты с высоким содержанием кальция имеют более высокую способность погпошать CaS, чем алюминаты с высоким содержанием глинозема. При этом отметим, что растворимость сильно зависит от температуры [84].
Для использования термодинамических методов при рас те насыщения сульфидом кальция жиды* а1ЮМИНаТОВ необходимо учитывать условия равновесия следующей реакц „
3|S] + З(СаО) + 2|AJ] -> 3(CaS) + (А1,О,)Г	('0-
AlfOj
-4.0%caS
Рис. 101 Фрагмент фазовой диаграммы AljOj- CaO CaS при температуре 1500 'С

с константой равновесия
К = ^^(А^	(102)
V1 а(СаО) я[ А1 (
Принимается, что исходным состоянием глинозема, извести и сульфида кальция является их твердое состояние и эти вещества чистые, а стандартный раствор алюминия и серы в стали — это разбавленный 1-процен гный раствор. Для определения константы равновесия в статье Озтурка и Туркдогана [85] приводится выражение
log К = 50043/Т - 17,9.	<10 3)
Следует учитывать наличие шлака из алюмината кальция, насыщенного сульфидом кальция, при расчете равновесия, если активность сульфида кальция равна 1
226
Далее решается уравнение (10 2) относительно истинности серы и активности алюминия при активности сульфида кальция. равной I
3loxafCaO) logK (Ю4)
Гипербола, описывающая растворение сульфида кальция рассчитывается как функция активностей извести я глинозема в шлаке при и твесгной константе равновесия К Наиболее вред стави тельные данные об активностях приведены в работе Рейна и Чипмана |86[.
Кривые насыщения, построенные в интервале температур в условиях равновесия между твердым сульфидом калытия и алюминатом, в котором мольная доля извести равна 60 %, приведены па рис. 10.2.
Рис. 10.2.
и жидким алюминатом ^^"Р
равной bO
Как показывают расчеты, при температуре ра .линки И SO ’Си при содержании алюминия встали, равном 0,02 % и менее по массе предельное содержание серы составит при блнзительно 200 ppm В области над кривыми частицы .вер лого сульфида калы.ия выделяются и . жидкою алюмината кальция В области ниже кривых сульфид кальция остается растворенным в алюминате При работе со сталями с повышенным содержанием серы .окно разлнвасмости» расширя ется при повышении температуры разливки и при понижении содержания алюминия.
Полученные результаты являются пенно., информацией для определения возможностей обработки кальцием стали с по вишенным содержанием серы, раскисленной алюминием с учетом ограничений, накладываемых на эту обработку Однако из них не следует прямых рекомендаций правили юго метода ввода кальция, при котором получаются алюминаты кальция с низкой температурой плавления
Как было отмечено выше, в нашей работе [87] приведена диаграмма, связывающая предельное содержание серы в зависимости от содержания алюминия и дана расчетная формула определения количества вводимого калы.ия В то же время, приведенный анализ литературных источников по рекомендуемым соотношениям [Са]/|А)|, [Са]/|О| для предотвращения зарастания разливочных каналов показывает заметные колебания как расчеп.ых, гак и промышленных данных. На фирме Nippon Steel [88], например, нижний предел соотношения [Cal/IAJ]^ изменяется в пределах 0,05. 0,085 при верхнем 0,125 для различных марок стали. В работе |78] отношение ICaJ/tAll^ = 0,11- 0,14, a |Са]/[А1)ок = 0,8 1,6 Это подтверждает вывод о необходимости уточнения рабочего метода обработки стали кальцием в условиях конкретного цеха Такая методика использована и «Huttenwerkc Krupp Mannesmann» |79|.
Допустив, чзо включения глинозема при предварительном раскислении алюминием на выпуске полностью удаля
22Ь
ются в ковшевой шлак и когичество гпшоэеыа в. шИ в конце процесса обработки пропорциоиа.1ьио количеству алюминия, введенного в сталь при регулировании ее хими ческою состава, провели ряд опытно промышленных пла вок с различным количеством вводимого кальция В некоторых случаях это привело к потерям металла при раэливке (не полностью разлитые плавки) из-за жесткого затягива ния разливочных стаканов
Ввод кальция осуществляли исходя из данных о расходе алюминия при внепечном рафинировании, начиная с мини мяльного количества, определенного путем теоретических проработок В условиях гксперимента расход силикокалыгия изме няли от НО кг на плавку (~ 0,32 кг/т) до 115 кг (- 0,46 кг т) при вводе 350 м алюминия
На основании опенки данных по разтиваемости стали полученных при обработке многих плавок, был выработан рабочий метод, которым был проверен при серийной разливке двух плавок
При обработке первой плавки на установке внепечного рафинирования в сталь ввели 330 кг алюминия и 110 кг силикокалыгия, а при обработке второй плавки, соответственно 220 кг алюминия и 100 кг ситикокальция Плавки разлились без замечании Отмечена высокая чистота стали по оксидам Более чем в четыре раза понизилась отбраковка, связанная с проблемами раззивки
Вместе с тем. анализ приведенных в работе |7Ч| данных пока (ывает, что расход силикокалыгия на этих плавках не пропорционален количеству введенного при корректировки алюминия Кроме того, оценка рабочего метода но количеству введенного алюминия и силикокалыгия без данных задержании их в металле нсггредставительна и исключает воз можность воспроизводства згой технологии и результатов Поэтому мы выполнили проработку имеющихся Ф*^****“ ких (паспортных) данных и получили следующий усре нс ные результаты.
Температура металла в конвертере
Температура металла
по первой пробе в стальковше
по последней пробе в стальковше по первой пробе в промковше по последней пробе в промковше
1715-1722‘С, 1647-1678 *С;
1580 1583’С, 1558 1546‘С; 1548-1551 ’С.
На одной плавке температура в промковше снизилась до 1530-1528 "С
Снижение температуры металла от выпуска до окончания процесса внепечного рафинирования	70- 80 С.
Снижение температуры металла в ковше оз последней пробы в стальковше до первой пробы в промковше	27—36 "С.
Таблица 101
Типичный химическим состав трубной стали
С	Si	Мп	S	А1	Сг	V	Nb	Са
0,157	в сталеплавильном ковше после выпуска металла 0,19- I 1.32 1 0,025 I 0,011 1 0,04- 1 0,12 1 0,030 0,25 | 1,52 | 0,039 | 0,043 | 0,05 | 0.13 | 0,035							0.0004
в сталеплавильном ковше после внепечной обработки
0,190-0.200	0,27-0.33	1,49- 1,53	0.0267 0,0305	0,020	0,031	«		0.031- 0.036
			в промежуточном ковше					
0,198-0,205	I 0,29 I 0,31	|Я	0,0268 0,0300	0.018 0.030	0.S	0,15	0,030 0,036	0,0013-0,0015
Как следует из данных табл. 10.1, ввод Si, Мп, Сг, V, Nb осуществлялся практически полностью при выпуске металла из конвертера с очень незначительной корректировкой при впе-печной обработке
Снижение содержания общего кальция от последней пробы в стальковше до первой пробы в промковше 41-50 % Усвоение кальция по вводу	23_27 %.
230
Отношение ICal/lAI)^
в стальковше	0
в промковше	0.05-0,075
Для получения ладанного соотношения |Са|/|А1| насчет количества вводимого кальция должен производил^’учет™ фактического содержания (А1|^ в расплаве и с учетом уровня усвоения кальция из опыта в конкретных условиях, а не «пропорционально количеству алюминия, введенного в сталь при регулировании химического состава. |79|.
Еше один важный фактор При снижении температуры металла в промежуточном ковше ниже заданной (для рассматри ваемой трубной стали 1550 ‘С) до 1540’, 1530°, 1528 ’С - разливочные стаканы все более зарастают, что приводит к прекращению разливки При этом анализ структуры излома корки отто-жений с использованием растрового электронного микроскопа показал, что частицы с округленными краями состоят из сульфида кальция, а основная масса отложений состоит из алюмината кальция Из этого бьш сделан вывод, что прекращение разливки было связано с отложением сульфида кальция, а не из-за «холодного металла», как часто считают При снижении температуры разливки шгже заданной начинает выделяться сульфид кальция, который и является причиной зарастания стаканов В данном случае именно содержание серы ограничивает нижний предел температуры разливки.
Проведенное обсуждение решения проблемы разливаемо сти раскисленной алюминием стали в жестких условиях по содержанию серы и при малом диаметре разливочного стакана создает основу для определения значений основных парамет ров рабочей технологии для достижения поставленной цели
Нормированное повышение содержания серы характерно для отдельных групп марок стали. Для большинства марок стали ние содержания серы до 0,0Ю % и менее существенно раевд интервал благотворного влияния кальция не только для пия развиваемости, но и д ля более сушссткнного влияния_ ства металлопродукции При этом важным фактором с низкая окислен! юсть циака(1«О50.5 -1.0 и метах
2.4
Общим правилом при вмененной обработке стали кальцием является
—	ввод кальция в глубоко раскисленный металл на последнем этапе процесса обработки,
—	количество вводимого кальция определяется в зависимости от содержания алюминия к серы в стали,
содержание алюминия и серы в стали предпочтительно ограничить нижним пределом нормативных требований
Модифицирование неметаллических включений кальцием схематически представлено на рис 10 3
кальцием
232
При рассмотрении вопроса модифицирования включений кальцием необходимо отметить следующее Общий алюми ний, который является параметром свойств металла состоит как известно, из растворимого и нерастворимого в кислоте алюминия Нерастворимый алюминий состоит почти полное тью из алюминия во включениях глинозема и в отдельных случаях, нитридов На рис 104 приведены данные по измене пию содержания алюминия общего, кислоторастворимого и оксидно! о при продувке инертным газом, полученные нами на установке вмененной обработки стали Мариупольского метат лур1ического комбината им Ильича (77).
Рис 10.4 Изменение содержания в стали алюминия общего (1) кислоторастворимого (2) и оксидного (J) в зависимости от времени продувки
Очевидно, что количество вводимого кальция должно зависеть от содержания оксидного алюминия в стали перед обработкой, которое по ходу вненечнои обработки изменяется рн температурах непрерывной разливки стали (1550-1580 С) алюминатные включения будут наход|пъся в жидком виде при соотношении Ca/Al^ = 0,«-1,6 1«^1 1«и '« мснее’ w nfUK™K ‘
как и приведено выше, при определении количества кальция идя ввела в расплав зачастую учитывают содержания общего алюминия При атом допускается, что содержание оксидного алюминия пропорционально содержанию общего. В этом случае отношение [Caf/IAlJ^ оценивается значением 0,08 0,14 и уточняется в конкретных условиях производства.
При обработке расплава кальцием после раскисления алюминием увеличение концентрации общего алюминия создает предпосылки для выделения сульфидов кальция CaS, которые, имея высокую температуру плавления, ухудшают жидкотекучесть и не в меньшей степени, чем глинозем, закупоривают разливочные стаканы. Если при одном и том же содержании исходного кислорода провести раскисление алюмокальцием, то при большем расходе алюминия оксидные включения превратятся в А12С\. с образованием CaS [90). По мере уменьшения содержания алюминия увеличивается количество оксидов кальция СаО и исчезает сульфид кальция CaS Из этого следует, что содержание алюминия в стали целесообразно ограничивать нижним пределом нормативных требовании. Допускаемый разброс в концентрации алюминия свидетельствует об отсутствии контроля состояния расплава и нестабильном усвоении алюминия и приводит к усложнению процесса обработки и повышенным затратам.
Учитывая возможность многофакторного воздействия кальция на свойства жидкой и твердой стали, использование различных вариантов кальцийсодержащих наполнителей порошковой проволоки — CaSi, CaAl, Cate — технологические приемы для решения различных целевых задач должны определяться с учетом конкретных требований и особенностей марочного состава.
Использование порошковой проволоки дает возможность регламентировать остаточное содержание кальция в жидком и готовом металле для влияния на физико-химическое состояние расплава при охлаждении и затвердевании, а также i ia свойства металлопродукции. Если для обеспечения разливав мости достаточно иметь в промежуточном ковше МНЛЗ 0,0010-0,0020 % Са, то для более существенного влияния на свойства полученного металла — , 0-0,0030 % Са, а для влияния па состояние границ зерен
234
0,0035-0,0060 % Са При этом следует уплывать огрвничиваюпюе действие содержания в стали серы Весьма эффективным парамет ром качества металла яв.1яс|ся достижение соотношения Ca[/]S на уровне 1,0—2,0, что часто оговаривается в контрактах особенно на поставку трубной стали Выполнение таких требований возможно при снижении содержания серы до утыраиизких значений и при этом достижения достаточно высоких значении остаточного содержания кальция Такая задача требует решения тоттолнитель-ных проблем, в частности, взаимодействия кальция с огнеупорными материалами шиберного затвора сталсразливочного ковша При содержании кальция выше 0.0030 -0.0040 % в расплавах могут протекать реакции, характер которых зависит от материала и отношения общего содержания кальция к содержанию оксида алюминия [91] Если отношение [Са|/[А1]^ находится в пределах 0.S-1 6. образуются легкоплавкие соединения, которые могут, реагируя с SiO, и AljO, огнеупорного материала, вымывать и уносить этот материал Эта задача решается правильным выбором огнеупорного материала, обладающего высокой стойкостью к износу.
Важным технологическим и экономическим аспектом является усвоение кальция из порошковой проволоки Метаяли ческий кальций имеет температуру плавления 851 "С, испарения - 1492 "С. При температурах жидкой стали упругость паров кальция составляет 0,15—0.20 МПа Его ввод в чистом виде сопровождается бурной реакцией и, как следствие, низким усвоением. Для снижения давления паров кальция его вводят в виде сплавов, содержащих Si или А1. Силикокальции марки СКЗО — наиболее широко используемый сплавляя ввода кальция в сталь Это обусловлено тем, что такое соотношение компонентов в сплаве (30 % Са и 60 % Si) обеспечивает оптимальное сочетание основных теплофизических параметров, влияющих на усвоение кальция. Температура плавления такого сплава, в соответствии с диаграммой состояния системы Са Si. повышается до 1100 'С, а упругость паров кальция снижается до уровня, близкого к давлению окружающей среды около поверхности расплава |92| Таким образом, расширяется «хилеть наиболее эффективного взаимодействия жидкого мате риала
наполнителя с компонентами расплава. При регламентированной скорости «вола порошковой проволоки кальции растворяется в металле. не переходя в газообразное состояние. Эго подтверждается отсутствием каких-либо выделений на поверхности расплава при вводе проволоки и обеспечением усвоения ввода кальция до 20 % и выше
При снижении содержания кальция в наполнителе (СК15. СК20) рассмотренные теплофизические параметры, ехдя по фактическому соотношению кальция и кремния в сплаве, изменяются незначительно Однако увеличивается содержа ние нежелательных примесей в наполнителе и стоимость собственно кальция в проволоке Для ввода заданного количества кальция в сталь метраж вводимой проволоки с СК 15, по сравнению с СК30, должен увеличиться почти вдвое, соответственно увеличивается время обработки и потери температуры. Очевидно, что в этом случае существенно увеличиваются затраты на обработку стали. Поэтому в мировой металлургической практике, как правило, используется силикокальций марки СК30. Последнее время появилась тенденция использования в определенных условиях СК40
10,2.2. Комплексное воздействие кальция на свойства жидкой и твердой стали
На металлургических предприятиях обработкой расплава кальцием, прежде всего, решается важная задача разливаемое™ на МНЛЗ сталей, раскисленных алюминием При этом устраняется отрицательное влияние глинозема в расплаве и готовой продукции, снижается содержание вредных примесей, оксидов и сульфидов, изменяется состав и форма неметаллических включений, чзо приводит к повышению качества металла.
Принимая во внимание, что на ряде предприятий кальций при его вводе в жидкую сталь используется не в полной мере, целесообразно напомнить, что кроме обеспечения разливаемос-ти раскисленной алюминием стали, особенно в условиях непрс рывной разливки, этот высокоактивный элемент предназначен для решения следующих задач [78]:
236
_ снижение содержания кисторота серы не—- . тти* ких включении,
—	модифицирование неметаллических включения с <к лью получения глобулярных, недеформируемых при прокат ке включений или, наоборот, высокопластичных для глубокой вытяжки.
_	улучшения качества поверхности и макроструктуры я готовок;
-	повышения ударной вязкости, пластических свойств хладостойкости, улучшения анизотропии свойств,
—	снижения водородною растрескивания высокопроч пой стали, улучшение коррозионной стойкости и обрабаты ваемости стали и др.
Количество усвоенною кальция, морфология и состав включений зависят, прежде всего, от изменения концентрации алюминия, кислорода и серы в расплаве
Порошковые проволоки в СНГ активно начали использоваться на ряде предприятий в 1994-95 гг и за прошедшее время полхче ны промышленные данные, подтверждающие теоретические предпосылки многофакторного воздействия кальция на физико-химическое состояние расплава и свойства металлопродукции
При обработке кальцием раскисленной алюминием стали пи жается содержание кислорода до значений близких к равновесному с алюминием, что не достигается в обычных условиях Уменыиенме содержания кислорода на этапе впепечной обработки обеспечивает снижение количества неметаллических включении в период оси » дения и затвердевания стали вследствие смещения равновесий и растворимости элементов Па металлургическом комбинате им Ильича при обработке сталей трубного сортамента калытиисоаержашей проволокой с расходом по кальцию 0,10—0,15 кзД активность кис лорола удается снизить до 0.0002% 193] (рис 10.5)
При производстве практически бе «алюминиевой стали (|А1| < 0,005 %) с получением ме 1косортных заю«ювок 0 120 мм, например, стали марок 1008, 1010 пот катанку <* 12 мм на белорусском металлургическом ивоае, без агрегата ♦ковш-печь», решена задача снижения со.тержания серы не
Расход кальция, кг/т
Рис 10.5. Изменение активности кислорода в жидкой стали при обработке кальциисодержащей порошковой проволокой
более 0,015-0,020 %, и активное™ кислорода — нс более 25 ppm, что позволило устранить дефекты сталеплавильного происхождения (раскатанные пузыри, трещины). Основным фактором, наряду с другими технологическими приемами, явилось использование раскисляющей и десульфурирующей способности кальция. При обработке сталей, раскисленных Mn-Si, кальций способствует существенному снижению содержания кислорода до 10—15 ppm.
Более глубокое раскисление металла активизирует процесс удаления серы При повышенном содержании серы в расплаве степень попутной десульфурации при вводе кальция может со ставя ять, исходя из промышленных данных, 15-24 %. В отдельных случаях ввод кальцийсодержащих материалов порошковой проволокой используется целенаправленно для удаления серы При этом расход кальция определяется исходя из конкретных условий, после его ввода необходимо активное перемешивание расплава. Такой прием позволяет увеличить степень десульфурации до 40-50 % Ввод калыгийсодержащей проволоки для трансформации включений глинозема осуществляется на пос-
238
й стадии с учетом содержания Al. S, О На одном из през ЛеЛ"тии Украины при производстве особо ini косернистой ста nf*X42 Х60 такая технология позволяет получать сталь с соаер-Га.шем серы менее 0,00!5-О.ООЮ %
Вместе с тем при вмененном рафинировании зедует учи тывать, что процесс десульфурации при вводе в расплав гадь-цийсодсржашеи проволоки может сопровождаться непрерыв ным и, возможно, значительным обогащением расплава пикет земом [94) в соответствии со следующими реакциями
(СаО) + [S| = (CaS) + |О);
|О| + 2/3 [А1] -> 1/3 (А1 О)
При этом расчетного количества кальция, который предназначен для преобразования включений, оказывается недостаточно что отражается на ухудшении разливаемости стали Для млране ния этого нежелательного эффекта следует либо корректировать ввод силикокальция с учетом процесса десульфурации либо, i особых случаях, принять меры по стабилизации содержания серы [79|. Д ля этого в ковшевой шлак на определенном этале процесса
вводят, например, гранулированную ошеупорную гтинч содержащую 60 % по массе кремнезема и 32 % глинозема. В результате содержание кремнезема в шлаке существенно возрастает (на 35 %), основность падает и десульфурация стали прекращается
По данным работы |95) содержание неметаллических включений в стали за 6—8 мш i продувки инертным газом с интено ноет э 0,3-0,4 м3/тч после ввода проволоки уменьшается примерно в два раза (рис. 10.6). Следует учитывать, что интенсивная длительная продувка способствует эффективному удалению немста .шчесхих включений, а для влияния на заданные свойства готовой продукции важно обеспечить определенный уровень остаточных жидких алю-мокальциевых включений и, соответственно, остаточного кальция. Здесь необходимо отметить. что иногда относительно низкое tvra-точное содержание кальция говорит о более высокой чистоте метал ла по неметаллическим включениям Нап|ч(мер. при ошнаковом расходе кальция i ia обработку и одинаковом его содержании по ВВОДУ (проба через 3 мин ) в разливочной проое содержание клтытия и.
Рис. 10.6. Изменение содержания неметаллических включении в стали по ходу продувки после обработки кальцийсодержащей проволокой
следовательно, неметаллических включений, может различаться в 2-3 раза, что зависит от интенсивности, длительности и вида продувки. Таким технологическим приемом следмгт пользоваться в зависимости от целей внепечной обработки
Такое же снижение кальцийсодержащих неметаллических включений (40-50 %) происходит во временном И1ггервале от момента ввода проволоки и 2-3 мин. легкого перемешивания до начала подачи плавки на МНЛЗ Это следует учитывать при нормированном содержании кальция в затвердевшей стали. Получение жидких включений, их коалесценция, приводит к значительной адгезии мелких, твердых и огнеупорных продуктов раскисления, к крупным каплям и к быстрому их удалению. Особенно это важно при раскислении стали кремнием, так как в этом случае удаление включений происходит в 4—5 раз медленнее, чем при раскислении алюминием |2! J.
В сталях, раскисленных алюминием, модифицирующее действие кальция проявляется, прежде всего, в преобразовании вклю-
240
й „„нокма которые вьыывают ухудшение ркмикгмпоти и чснй”' я причиной ани ютроп пости войсгв и снижения шгжих и ЯВ) чсских показателей металлопродукции При обработке ст»-^Хтием превращение глинозема в жидкие алюминаты калы Л“ тапа 12СзО 7А1,О3; ЗСаО А1 О, играет ключевую роль в его-лейстами на литейные свойства. При этом целью обработки в конечном итоге, является трансформация кластеров питютема в глобулярные, недеформируемые при прокатке включения
В сталях, подвергаемых холодному волочению с болы тим обжатием, необходимо получать включения, которые «ж 1аюгся пластичными при температурах прокатки Это достигается корректировкой содержания кальция, кремния, марганца с учетом малого содержания алюминия (< 0,004 %) для получения жидких продуктов раскисления.
В сталях, содержащих менее 0,006—0,009 % S. возможна практически полная трансформация глинозема в жидкие алюминаты кальция, которые, взаимодействуя с серой во время охлаж дения и затвердевания, препятствуют образованию в межаенл ритном пространстве вредных включений MnS Марганец в этом случае участвуе г в образовании комплексного сульфида Cat Mn)S который обволакивает включения с глиноземом создавая глобулярные соединения, недсформируюшиеся при прокатке [77J
Микрапегирующее действие кальция проявляется в снижении загрязненности границ зерен охрупчивающими примесными и пленочными гетерофазными элементами. Кальции, как более ак тивный, адсорбируется на границах зерен, блокируя хрупкие нит Риды и карбонитриды ванадия, ниобия и др элементов в ооьеме зерна. Эго способствует существенному повышению пластических и, одновременно, прочностных свойств стали Д тя этого необходимо обеспечивать заданное остаточное содержание кальция что определяется химическим составом обрабатываемой стали Нот вон рос предметно рассматривается в нашей работе [7~’|
Накопленный опыт, например, по производству цпршка ты зруб большого диаметра на М К им Ильича и «Аювсталь». гюзаоая-констатировать, что применение юьчьцийсодержашси iwjxmuko-и проволоки позволяет повысить у ырнхю вя «кость на 20—ы' •
(рис 10.7), относительное сужение на 7 21 % (отн), снизитъаниэот-ропню свойств па 30-35 %. При полной глобуляризации включений сталь практически изотропна. В поперечных темнлетах заготовок отмечается измельчение дендритов и размеров сульфидных включений, уменьшение травимоста В макроструктуре отсутствуют ликва ционные полоски и внутренние трещины Степень развития дефектов в обработанном металле оценивается максимально 1 баллом, в сравнительном — 2,0-3.0 баллами. Содержание сульфидов снижается в 2.3 раза, а их средняя протяженность — в 1,5 раза.
Для безалюминиевых сталей с жесткими требованиями по не металлическим включениям целесообразно применять порошковую проволоку с наполнителем ПеСа. Как показала практика, использование такого сочетания компонентов, так же как силикокаль-ций. обеспечивает спокойное протекание реакций даже при увеличении содержания кальция в проволоке на 25 % по сравнению с СКЗО(диаметр проволоки 13 мм). Применение проволоки с Г-еСа на Молдавском металлургическом заводе на стали марки 70 показало значительное уменьшение силикатов недеформируемых, хрупких и особенно пластинчатых более чем в 2 раза (табл. 10.2 [77)).
Для сталей с низким содержанием кремния целесообразно использовать порошковую проволоку с Г-еСа или Л1Са. Примене ние алюмокальцисвой проволоки позволяет совместить процессы модифицирования, микролегирования и корректировки содержания алюминия. Особенностью такого состава наполнителя является низкая температура плавления каждого из компонентов. Поэтому материал наполнителя начнет оплавляться с внутренней стороны оболочки, создавая жидкую лигатуру. При этом очень важно соотношение компонентов. В соответствии с диаграммой состояния системы Са А1 при соотношении по массовой доле 40:60 образуется прочное химическое соединение ( аЛ12, вследствие чего снижается активность и упругость паров кальция и повышается температура его испарения из расплава Локальное увеличение содержания алюминия в жидкой стали ускоряет растворение кальция. В конечном итоге усвоение ввода кальция повышается, по меньшей мере, на 30—40 % [77). Это подтверждено испытаниями алюмокальциевой прогюлоки в сталсплавиль-
242
Рис. 10.7 Изменение ударной вязкости такташстовоео проката стали марки 13Г1СУ в зависимости от отношения кальция * сере
после обработки порошковой проволокой с сшикокалъци а — для образцов с острым надрезом при М С . б — для образцов с круглым надре юм при 60 X
ных цехах ряда предприятии и резу зьгагами ее ,1^мЫ*'^ж_||МХ) использования при снижении затрат на ofipawr*-' ,к> lPdBMC с применением енликокалышевой нроигюкн
о,
<а
«с
Характеристика макроструктуры и содержание неметаллических включений в катанке 0 5,5 мм нз стали 70
1 <	плавок,	»-3	£		DO	
Неметаллические включения по ГОСТ 1778-80, балл	И о-е-		чэ т о	; 0,16	0-0,1	0,025
	I	силикаты	пластинчатые	1 0,13-2,8	1,34	0,2-1,0	0 54
		хрупкие	0-0,25 |	О	7 CD	0,67
		недефор-мирусмыс	1 о	С5	О 1 О	0.24
	оксиды	ОКСИДЫ строчечные	о	1°	<=>	
		ОКСИДЫ точечные	0,3-1,0	о	0,2-0,5	О
Макроструктура, балл	вжгетаиЕ bBHhOWQAirou		01-0	оо	О гм Л	оо
	И1ЭОНГПОЬ31Э кинэпъИвн		нет		нет	
Вид проволоки			SiCa (СКЗО)		Са Fe (40  60)	
244
1(а7а«нро1ск°м металлургичсс» •<< ияоае проведи прет*в ные исследования влияния кальция ни грубные бурить-рИТеЛиЬ обсадные коррозионностойкие стали 32Г2. 2CW А и тр 196? При этом металл одной плавки не обрабатывали кальцием гой обрабатывали силикокалышевой проволокой третьей обрабатывали алюмокальниевои проволокой Технологические данные по исследованным плавкам приведены в табл 10 3
Таблица 10 1
Химический состав стали в зависимости от условии ее обработки ш агрегате ковш-печь
№ плавки	Способ м икролегирования	Удельный расход кальция, кг/т	Содержание кальция в готовой стали, %	Содержание  готовой стаям. %			Мжховаж доля серы в стали перед обработкой на ковок-пе*ш. %
				С	S	Р	
1	—	—	<0,0005	0,21	0,012	0 010	0.016
2	силикокальпиевая проволока	0,185	0,0025	0,23	0.012	0,010	0 017
3	алюмокалъииевая проволока	0,175	0,0024	0,22	0.013	0.011	0 018
Состав неметаллических включении исследовали метал лографическим способом
Установлено, что на всех трех плавках в пробах мега ста до оорв-ботки на установке ковш-нечь неметаллические включения оыли представлены скоплениями алюминиевой шпинели и сульфидных эвтектик, расположенных в виде пленок по границам крен
В металла плавки № 1 после обработки на установке крупные скопления оксидов практически не сонару жены (вероятно. они ассимилировались шлаком), а выделившиеся оксиды шпа злю-
минатов были представлены более мелкими скоплениями. Сульфиды выделились в виде эвтектических колоний.
После обработки силикокальниевой проволокой в металле плавки № 2 вместо скоплений шпинели выделились единичные глобулярные оксиды со светящейся точкой, свидетельствующие о принадлежности их, по-видимому, к типу алюмосиликатов кальция (nSiO rnAl.O, ICaO) Сульфиды третьего типа выделились в виде единичных включений.
После обработки алюмокальциевой проволокой металла плавки № 3 существенно изменилась природа оксидов. Отсутствовали выделения шпинели, а оксиды были представлены единичными глобулярными включениями типа алюминатов кальция (пСаО гпА1,О5). Отсутствовали строчечные выделения сульфидов — они выделились в виде компактных эвзвктик или единичных включений третьего типа
Таким образом, установлено, что при микролегировании стали на ковше печи порошковыми проволоками (алюмокаль циевой и силикокальниевой) изменяется природа неметаллических включений. В металле исчезают скопления шпинели и выделяются единичные глобулярные оксиды состава пА1,0, тСаО или nSiO2 тА1,О5 ICaO в зависимости от применя емьи раскислителей. Претерпевает изменения и сульфидная фаза: отсутствуют протяженные сульфидные эвтектики, в структуре металла выделяются единичные сульфиды третьего типа, хорошо деформируемые (силикокальциевая проволока) или мелкие эвтектики второго типа (алюмокальциевая проволока) Количество оксидов при вводе алюмокальциевой проволоки меньше, чем при вводе силикокальниевой проволоки
Изучение проб катанного металла (по методике ГОСТа) позволило установить, что при обработке жидкой стали кальцийсодержащей проволокой снизилось количество, уменьшился размер и изменился состав неметаллических включений Так, размер сульфидов уменьшился на 0,5 балла, оксисульфидов — на 0,3 балла, силикатов недеформируемых — на 0,25 балла.
При обработке стали силикокальниевой проволокой изучили влияние расхода силикокальция на балл неметаллических включений.
246
«пм с увеличением рэсх.ги си.. -шя •
ПРИ Жжения fxvcia вклкятении «-!• <•'•• -п ' TCHJKSXix оксидов. оксисульфилов и . - * . • ПГ>	.4- . - К •*
""	силикатов пласпгшых и не^чителтаю •(— • -
Л X Эго объясняется тем. -по при об^ютсе спишжлш»— ^^проволоки в расплав ваыится и кремний Образую.- - • « лдатыкмоме1пу разливкиж усгютки удалиткя в и—
В связи с изложенным опробована и внедрена в  т-м ww ство обработка стали порошковыми проволокам нс пк?» щими кремний - алюмо и желеэокалытиевой При их мела • зовании увеличение балла силикатов нс наб полается
В случае необходимости большого удельного расхо и си ликокальцисвой проволоки предусмотрен ее двухстадайный ввод Это способствует снижению количества и размере о и катных включений Такой ввол порошковой силикокхтытие
вой проволоки успешно используется для снижения загря i ценности стали неметаллическими включениями на ряде ж таллургических предприятий СНГ
Обработка стали калыдшТсодсржашеИ проволокой способствовала улучшению качества труб lax, на 0.24 % снизились отходы по внутренним пленам Брак труб снизился на 0,56'». перевод во 2-й сорт— на 0,83 %, а общие потери — на 1,53 %
При вводе порошковой проволоки с удельным расходом до I кг/т (по силикокальцию) улучшились свойства стали предел те кучссти на 12,8 % (отн ), относительное удлинение на 18.5 %. вза-чения ударной вязкости на об[изцах с крм тым и острым надре зом увеличились на 13,0 и 20,0 % соответственно
Полученные данные свидетельствуют о возможгп<ти существенного повышения качества металла при обраоотке раде два кальцийсодержащей порошковой проволокой при регламент Рованном ее вводе в соответствии с поспизк'нной -сычей и с Учетом конкретных параметров состояния Meia.ua ка зарУ^е:*,,ой информации приводятся Осмее высокие гю-своищд11 1и1ия1,ия кальция и особенно отношения < н* а трубных сталей Отмечается повышение сопропшит
емости водородномх растрескиванию, коррозионной стойкости долговечности подшипников и др (821
Что касается улучшения качества поверхности, то на Белорусском металлургическом заводе получены впечатляющие данные по улучшению качества поверхности непрерывнолитых заготовок при обработке стали кальцием с учетом увеличения отношения Mn/S за счет десульфурации. При производстве сталей марки 10 20 с повышенными требованиями к качеству поверхности, средний объем зачистки снизился на 15 30 % (абс.). При разливке стали RSt 37,2 на шестиручьевой МНЛЗ в квадрат 120 мм отбраковка по поверхностным дефектам снизилась в 3—4 раза (77].
Резюмируя, можно отметить, что к настоящему времени на предприятиях СНГ при производстве сталей широкого марочного сортамента получены промышленные данные, подтверждающие возможность обеспечения достаточно высокого и стабильного, в условиях конкретного цеха, усвоения ввода кальция и его эффективного воздействия на состав и физико-химическое состояние расплава и свойства металлопродукции. Внепеч-ная обработка расплава кальиийсодержашей порошковой проволокой относительно новая технология и ее потенциальные возможности используются еще далеко не полностью.
10.3. Микролегирование и доводка стали по химическому составу
Введение некоторых элементов в жидкую сталь в кусковом виде затруднительно и неэффективно в связи с их спсцифичес кими свойствами (табл 10.4). При этих элементов порошковой проволокой можно существенно повысить их усвоение и стабильность результатов.
На некоторых заводах используют также, кроме указанных, порошковые проволоки для корректировки содержания Мп, Si, и др. (97,98). В табл 10 5 представлены данные по усвоению легирующих элементов и колебания химического состава стали при вводе порошковых проволок производства Affival (99).
24К
Ылииа 10 i
Элементы, трудно усваиваемые сталью
Низкая ПЛОТНОСТЬ	Ни гкая растворимость	Низкая температура кипения	Высокая упругость пара	Высокое сродство к кислороду	Токсичны
Са	РЬ	S	Mg	Са	РЬ
Mg	Са	Se	Са	Mg	Se
С	Mg	Mg	Se	Се	Те
В		Са	Те	Ъ	
Si				Al	
S				Ti	
Al				Si	
Se					
Таблица 10.5
Степень усвоения и колебания химического состава металла при вводе порошковой проволки Affival
Вводимый элемент	Содержание, масс. %	Среднеквадратичное отклонение	Степень усвоения, %	Раскислитель
с	0,10-0.30	0,0060	100	Sl+Al
с	0.70	0.0085	100	Si+Al
Мп	0,50—1,50	0 0220	100	Si+Al
Si	0,10—0,40	0,0050	100	Si+Al
Сг	0,90-2.25	0.0200	(00	Sl+Al
AI	0,020-0,070	0,0017	100	Si
А1	0.020-0,070	0.0025	90	Sit Al
S	0,015-0,050	0.0045	80	Si+Al
Т1	0,010-0,040	0.0025	90	Si-rAl
В	0,0010-0,0015	0,0001	80	Sf+Al+Ti
Nb	0,020-0,050	0.0015	too	Sl+Al
В табл. 10-6 представлено среднеквадратичное отклонение < Держания элементов и стали при микроле1ировании ее порошковыми проволоками на ыводе фирмы «Рйугарукки» |*W| Применена
?4Ч
Таблица 106
Среднеквадратичное отклонение содержания элементов
Элемент	Содержание элементов встали, масс. %	Среднеквадратичное отклонение	
		без ввода порошковой проволоки	с вводом порошковой проволоки
С	0,12-0.14	0.010	0,007
Мп	1,35-1,50	0.057	0.038
Si	0,35-0,45	0.024	0,018
№	0,030-0.040	0 004	0,003
порошковой проволоки на этом заводе позволило па 70 % сократить число внемарочных плавок, снизить потери при горячей прокатке слябов за счет повышения качества стали, что позволило сохранить объем выпуска проката при уменьшении производства стали
Для всех видов легирующих элементов можно выделить следующие основные преимущества доводки стали по химичес кому составу порошковой проволокой:
—	более высокая степень усвоения элементов и хорошая воспроизводимость результатов по сравнению с традиционными способами легирования;
—	возможность удовлетворения самых жестких требований по содержанию-легирующих;
—	уменьшение разброса данных по химическому составу и сокращение числа плавок, не соответствующих заданному химическому составу и переведенных в более дешевый сортамент;
—	возможность получения одной марки из другой путем ввода легирующих;
—	возможность серийной непрерывной разливки различных марок стали,
—	возможность точного установления и контроля параметров термообработки;
получение постоянных свойств стали и снижение отходов при ее обработке.
В работе |99) показано, что экономическая эффективность иРова,{ия стали порошковыми проволоками составляет 1,50 ф ст на 1тстали.
250
Зарубежная техническая литература, наряду с полетной ип формацией, в ряде случаев содержит материал потенциального характера. Мы рассмотрим поставленный вопрос, исходя из его фактического состояния в странах СНГ
10.3.1.	Микролегирование ста ги бором
В практике современного металлургического производства одним из перспективных направлений повышения качества металлопроката, не требующих значительных сырьевых и энергетических затрат, является микролегирование сталей химически активными элементами, оказывающими эффективное влияние :а формирование в сталях структурного состояния, улучшающего комплекс потребительских свойств. Наряду с такими дорогостоящими и дефицитными элементами, как ниобий, ванадии, цирконии, титан и другие, в практике микролегирования стали широко применяется бор.
Влияние бора па качество конструкционной стали, главным образом, связывают с повышением прокаливаемое™ стали [100-102]
По опубликованным данным при содержании бора в количестве 10 3—104 % вязкость низко- и среднетегированных сталей соответствует результату, который можно получить при тегировании хромом, марганцем, молибденом или никелем, только в 100—300 раз превышающими добавки бора
Кроме этого влияние бора в сталях может проявляться в следующем [100,102—107]:
—	повышении пластичности стали.
—	уменьшении отрицательного остариваюшего влияния свободного азота за счет связывания его в боропитридмые и кароо-нитридные соединения, что увеличивает пластичность и деформируемость проката при холодном формоизменении,
—	улучшении деформируемости неметаллических вк. ю чсний;
—	нейтрализации негативною воздействия Cr, Ni. Си на скорость распада аустенита при процессах иагентирования
24
улучшении управляемости технологическим процессом термической обработки в потоке производства проволоки и формировании оптимальной структуры за счет увеличения прокаливаемости стали;
—	измельчении столбчатых кристаллов в сечении непрс-рывнолитых заготовок, что обусловливает уменьшение осевой ликвации (особенно углерода для высокоуглеродистых сталей) и, соответственно, увеличении предельной деформируемости катанки проволоки без начальной или промежуточной термообработки.
В настоящее время накоплен опыт производства сталей с микродобавками бора, содержащих углерод в пределах 0,05-0,70 %, которые используются для изготовления подката для высокопрочного крепежа, тонколистового проката для холодной штамповки, толстолистового проката для судостроения и ответственных стальных конструкций, других видов металлопроката.
Микролегирование жидкой стали бором может осуществляться различными способами, в частности:
—	с помощью рафинирующих шлакообразующих смесей, содержащих легкоплавкие соединения бора (бура, датолит, борная кислота, углексит и др ), вводимых в изложницу до начала разливки. Интенсивное газовыдсленис при кристаллизации кипящей стали обеспечивает хорошее перемешивание жидких металлической фазы и шлаковой смеси, что создает благоприятные кинетические условия для восстановления бора из содержащихся в шлаке окислов и перехода в жидкий металл;
путем введения на ковше-печи при финишной доводке стали или в изложницу перед разливкой кускового ферробора марок ФБ-6, 10, 17, 20 с содержанием бора соответственно 6, 10, 17. 20 % (не менее, ГОСТ 1484Х) или специальных бор-содержаших алюминотермических лигатур с алюминием, хромом, никелем фракции 10-50 мм в количествах, обеспечивающих требуемое (обычно 0,002 0,006 % но массе) содержание бора в стали;
252
__ путем ввода борсодержашсй порошковой проволоки в жидкую сталь на агрегате ковш-печь или установке доводки металла.
Проведенный анализ показал, что эффективность перво-из перечисленных способов может оказаться невысокой, ^скольку восстановление бора из его соединений в шлаке является относительно длительным процессом, что увеличивает время доводки стали. Кроме того, изменение состава шлаковой рафинирующей смеси, используемой при обработке металла на агрегате ковш-печь, может привести к нарушению принятой технологии финишной доводки стали и к ухудшению се качества 1108,109|.
Введение кускового ферробора также требует увеличения длительности обработки стали на ковше-печи для обеспечения равномерного распределения бора по объему расплава.
На Молдавском металлургическом заводе разработана технология введения микролегирующей добавки бора в жидкую сталь с помощью борсодержащей порошковой проволоки. Выплавку сталей следующих марок: 08сп, Св-08А, Св-08 Г2С, 70 производили в основной дуговой электросталеплавильной печи ЭСПЦ. Ферробор вводился в сталь трайбаппаратом борсодержашеи проволокой (370 г ферробора в 1 погонном метре проволоки) производства ОАО «Завод» Универсальное оборудование» Степень усвоения бора (проволока вводилась после завершения всех операций на установке ковш-печь) составляла 55,7-94.3 % (табл. 10.7). Данные по химическому анализу шлаков свидетельствуют об их близости к таковым для плавок текущего производства ЭСПЦ. В шлаковой смеси пл. № 5 содержится повышенное содержание окецда железа FeO, что свидетельствует о невысокой степени рас-кисленности стали, в связи с чем усвоение бора в этой плавке оказалось минимальным (55,7 %).
Для стали марки 70 (пл. № 7) при расходе проволоки 40 м степень усвоения бо|>а составила 65,4 %. Проба шлака харакге-Щим'(Г1аСЬ °тс^тствисм и количеством FeO, составляю-Им >5 %, что свойственно плавкам стали с достаточно высо-
Таблица 10.7
Степень освоения бора в стали из порошковой прово юки
п/п	Марка стаям	Содержание бора, % хЮ4		Масса плавки, т	Введено		Усвоилось бора, кг	Степень усвоения бора. %
		до ввода проволоки	на МНЛЗ		Борсодер-жашеи проволоки, м	бора, кг		
1	08сп	4,0	79.0	128,5	175	11,94	9.68	80.9
2	08с п	4,0	35,1	99.4	60	4,08	3,09	75.7
3	08сп	5,6	73,9	И 2,8	120	8.17	7,70	94,3
4	08с п	4,0	56.9	121.2	120	8,17	6,41	78,5
5	08сп	4,0	59.3	120,1	175	11,9	6.64	55,7
6	Св-08 Г2С	4,0	47.8	132.6	100	6.81	5.81	85,3
7	70	4,0	20.6	107.3	40	2,72	1.78	65,4
кой раскисленностью. При оптимальной раскисленное! и сталей (а0 = 3-10 ppm) степень усвоения бора была стабильной и составляла 75,7-94,3 %. Определено, что содержание бора в стали практически не изменяется по ходу разливки.
В результате проведенных исследований на стали разных марок с различным содержанием С, Мп, Si отработаны режимы микролегирования металла бором с остаточным его содержанием от 0,001-0,008 %. При этом выявлено положительное влияние бора на физико-механические и эксплуатационные характеристики проката, катанки, проволоки для линий электропередач и т.д В низкоуглеродистых марках стали наблюдается повышение пластичности стати, выраженное в увеличении относительного удлинения и сужения, а также в снижении предела прочности. Так. для базовой стали 1008 наблюдается увеличение относительного сужения на 8—10 абс. %, снижение предела прочности на 25—30 Н/ммг, что позволило снизить нормативное значение предела прочности (с 470 до 420 Н/мм2) и повысить относи тельное сужение с 65 до 70 % при гарантии волоче-
254
НИЯ по обычной технологии с диаметоа 5 S uu „ , 2,5 мм без промежуточного отжига катанки °
В среднеуглеродистых сталях для производства высока ХасТаТйЗТ Те₽М°МСХаНИ',еСКИ УпР-ненного проката (класса Ат 1000) при микролегировании бором с олнои стооо-ны увеличивается прокаливаемое™ металла, что обусловливает меньшую степень его перерождения при достижении требуемых механических характеристик, а с другой стороны, увеличивается пластичность мартенсита, что улучшает соотношение прочностных и пластических характеристик У высокоутлеродистых марок стали бор, повышая пластичность перлита, обусловливает более высокую деформируемость катанки при волочении без промежуточной термообработки.
Разработанная технология микролегирования стали бором, предусматривающая ввод в жидкую сталь при финишной обработке в ковше-печи борсодержашсй порошковой проволоки, наиболее широко апробирована на ММ3 при выпуске опытно-промышленных партий канатной катанки из качественных сталей марок 65, 70, 85 по заказам ОАО «Сталь-канат» (г. Одесса) и ОАО «Силур» (г Харпызск. Донецкая обл.) Переработка этих партии на метизном переделе проходила успешно, на уровне катанки текущих поставок Макеевского комбината и комбината «Криворожсталъ». производящих катанку по традиционной технологии из слитков и заготовок большого сечения.
На сталеплавильном заводе в г. Ранне (Словения) при производстве борсодержащих сталей (массовая дол!. „ИаМет_ 0,0015-0,003 %) используется порошковая про _	‘
ром 9 мм с ферробором (12 % В) 11 ЮГ Средняя степень vcboc ния бора из проволоки составляет 85
10.3.2.	Производство стали с нормированн содержанием серы
Машиностроительная промыиьтен^оста i>^^Ior)KVlu,n быс требования по обрабатываемое™ стали
станках с сохранением требуемых эксплуатационных свойств готовой металлопродукции. Поэтому широкое распространение получило производство автоматных сталей, содержащих регламентируемое содержание свинца, теллура, селена, серы |111|. Ввод этих элементов в жидкий металл затруднен по ряду причин, которые устраняются при применении порошковых проволок [112] Для повышения обрабатываемости такой стали необходимо максимально ограничить количество твердых оксидных включений (глинозема, оксида марганца и т. д). Поэтому раскисленную алюминием автоматную сталь сначала обрабатывают порошковой проволокой, содержащей силикокальций для модифицирования неметаллических включений, что требует пониженного содержания серы, а затем вводят проволоку с наполнителем из серы или другого элемента, повышающего обрабатываемость стали [113].
В последнее время наметилась тенденция отказа от свинецсодержащих сталей и, с учетом дороговизны и дефицитности теллура и селена, предпочтение отдается производству автоматных сталей с регламентируемым содержанием серы. Обрабатываемость резанием очень чувствительна к содержанию серы и улучшается с ее повышением. Сера обладает смазывающим действием по отношению к режущему инструменту и облетает ломку стружки.
В электросталеплавильном цехе ОЭМК стали с нормированным содержанием серы составляют около 15 % сортамента. В основном это стали с содержанием углерода 0,21 -0,38 % и серы 0,015—0,035 % или 0,020-0,040 %. Особенностью при производстве этих сталей является регламентация и по содержанию алюминия.
Опробование технологии производства автоматных сталей с присадкой кусковых серосодержащих материалов не обеспечивает стабильного содержания серы в стали в требуемых пределах. Поэтому на ОЭМК применялась специальная технология легирования стали кусковым серным колчеданом в вакууматоре. Включение операции вакуумирования в тех-
256
„оптический процесс усложняло .ехноло.ию и повышало затраты на производство.
В связи с этом, на комбинате была разработана технология легирования металла серой путем ввела в сталеразливочиыи ковш порошковой проволоки с серосодержащим наполните лем По рекомендациям работы |114|, где отмечалось при та бораторных исследованиях бурление и выделение сернистого газа, при опробовании порошковой проволоки с наполните лем из элементарной серы, на комбинате использовался серный колчедан. Обработку стали осуществляли после доводки плавки на установках продувки аргоном и на агрегате комп лексной обработки стали (АКОС). Оптимальным вариантом являлась операция легирования стали серой после присадки силикокальция. Усвоение серы металлом по маркировочной пробе составляло 28,6—52,7 % и было довольно нестабильным, что затрудняло попадание в заданные пределы по содержанию серы. Кроме того, наблюдался крайне нестабильный угар алюминия (от 0 до 50 %), поэтому при решении вопроса получения высокого содержания серы возникала проблема получения заданного содержания алюминия.
Проанализировав имеющиеся данные и сделав расчетные и лабораторные исследования ОАО «Завод «Универсальное оборудование» и ОАО «Оскольский электрометаллургический комбинат» совместно приняли решение опробовать технологию внепечного легирования стали порошковой проволокой, содержащей чистую (комовую) серу (S > 99,0 %) Элементарная сера имеет температуру плавления 113 'С, а температуру кипения 444 6 ‘С 1115). Проведенные расчеты показали, что давление паров серы при температурах жидкой стали выше чем wipvrocn, диссоциации паров кальция и составляет 2,0 3, атм о в то время элементарная сера обладает практически ной растворимостью в жидком железе и. несмолт») щссо-температуру кипения и относительно выс0*'™ етахла может циации паров, сера по мере поступления в	и выделе-
практически сразу в нем растворяться з ний. Это требовало проверки в реальных условия.
На ОАО .Завод .Универсальное оборудование» была изготовлена опытная партия порошковой проволоки с наполнением комовой серой Для отработки техноложи внепечного легирования стали серой из порошковой проволоки в ЭСПЦ ОЭМК была проведена серия опытно промышленных плавок (табл 108) 1116J.
Таблица 108
Рез)тьтаты легирования металла серой из порошковой проволоки
N»N» п/п	Расход проволоки, м	Расход наполнителя, кг	Исходная концентрация серы, х10’ % мае.	Содержание серы в металле после ввода проволоки, х!0э % мае		
				через 1 мин	через 3 мин	через 5 мин
1	200	30	8	27	24	23
2	220	33	9	30	27	26
3	250	37,5	7	31	28	27
4	200	30	10	29	26	25
5	250	37,5	8	32	29	28
6	300	45	6	35	32	31
Из представленных данных видно, что средняя степень усвоения серы металлом через 5 мин после ввода проволоки составила 74,6 %. После ввода проволоки проводилась продувка металла инертным газом через пористую пробку с интенсивностью 8-10 м’/ч. При этом за 3 мин продувки содержание серы в металле уменьшалось в среднем на 0,004 %. На всех плавках достигались стабильные результаты по усвоению серы. Превалирующим фактором оказалась кинетика процесса — ввод проволоки с серой происходил спокойно, без бурления и выделений. При этом обшее снижение содер жания алюминия не превышало 0,004 %. Скорость ввода проволоки составляла 3,5-5,0 м/с.
25»

Исходя из результатов опытных плавок к. оптимальная тсхполо1ия внепечного пеги™ о^зботана Введение серосодержащей проволоки п ₽^®ания 071111 «Р°й тонный ковш) осуШествляетсТ=Х“=^ новках продувки аргоном и на агрегате комплекс^ зо2?’ стали после присадки в металл силикокдльция, получения сталей с хорошими характеристиками обраба™^ мосте лет ировапию серой нужно подвергать металл в кото™ уже проведено полное модифицирование и глобуляризатшя всех неметаллических включений кальцием Содержание алюминия в металле перед вводом проволоки не оказывает влияние на усвоение серы из серосодержащей проволоки После ввода проволоки металл в ковше в течение 3-5 мин продувает ся инертным газом В табл 10.9 представлены сравнительные показатели дотирования стали порошковой проволокой с наполнением чистой серой и серным колчеданом.
Как видно из приведенных в табл. 10.9 данных, при ис пользовании для легирования стали порошковой проволоки с наполнением чистой серой в массовом производстве дос л игаются достаточно стабильные результаты по усвоению серы — 70,1-83,8 %. При этом наблюдающиеся колебания в усвоении в основном зависят от состояния и состава (основности, сульфидной емкости) шлака, интенсивности и длительности продувки инертным тазом после ввода прово локи Высокая степень усвоения серы достигается, ести шлак насыщен серой
В работе |117] приведены некоторые практические правила обработки сталей порошковыми проволоками с серои
- кальций предпочтительно вводил, в обессеренную стать перед доводкой окончательного содержания серы. ^'Qat ржа* ция нс лссокно превышать равновесного значеникс шего требуемому содержанию серы, следовател ^ение ко_ необходимое содержание кальция является не	_ инап)К
торой обеспечивает образование только жид	|aJ е ростом
— опасность зарастания стаканов уве ,миться полу-содержания серы, следовательно, необходимо ц*
259
Таблица 10 9
<. равнктетъные показатели тегирования стали серой ю порошковойпроватокн с различными наполнителями
п/п	Показатели	Наполнен Чистая сера (S > 99,0 %)	ю проволоки Серный колчедан (S = 30-42 %)
1	Количество плавок, пгт.	90	32
2	Расхот наполнителя, кг	34,6 30—45	106,5 80-120
3	Исходное содержание серы в стали, xlfr’ % масс.	9,5 7-12	9,4 7-13
4	Содержание серы в маркировочной пробе, хЮ ’% масс	27,2 24-30	27,5 18-31
5	Усвоение серы металлом по маркировочной пробе: % отн % абс. (на 100 кг наполнителя)	76,7 70 1-83,8 0 051 0,048-0,055	64,5 30.6-74 1 0,017 0,010-0,021
Примечание числитель — среднее значение, знаменатель — min и max
нить минимально достижимый уровень содержания серы. Использование серосодержащей порошковой проволоки, обеспечивающей стабильно высокое усвоение серы, позволяет осуществить такую доводку,
—	содержание алюминия в металле следует выдерживать по нижнему пределу требований технической документации;
—	повышение температуры разливки снижает опасность выделения CaS.
На основе изложенных выше технолопзческих приемов на заводе компании «Валлурек» в Сен-Сольве освоено производство стали, имеющей очень высокую чистоту, при этом исноль-уют порошковую проволоку для ввода кальция и доводку металла по содержанию серы
260
Па заводе фирмы «Бритиш средне- и высокоуглеродистых сталей с раадиваемос™ 0,05 %) решили только
порошковой проволокой с силикокальпием. а тции экономический эффект составил 1,33 ф. сг/т 11011
Таким образом, применение порошковой проволоки с напал пением чистой серой w легирования стали значительно noZXr эффективность технологического процесса. В настоящее время пял металлургических предприятии СНГ использует эту технологию
10.3.3.	Науглероживание стали
В последние годы расширяются объемы производства сталей типа «сслскт» — с регламентированным содержанием элементов (С, Si, Ti, и др.) в узких пределах В некоторых марках стали иигерва. пределов содержания углерода ограничивается 0,02 %. Жесткие требования к химическому составу металла, в особенности по содержанию углерода, предъявляются и в связи с разливкой стали в «серию» на установках непрерывного литья, для достижения заданного vne родного эквивалента. Поэтому при внепештой обработке стали важно откорректировать содержание углерода в заданных пределах Обычно применяемые способы науглероживания кексиком или термоатгтрацитовыми блоками, присаживаемыми в ковш сверху не лают стабильных результатов [118]. Более эффективно использтется технология вдувания порошка коксика в струе несущего газа. Степень усвоения углерода, как показал сравнительный анализ разных вариантов науглероживания стали в ковше, состав. 60- 00 .в случае присадки коксика на шлак в эону фурмы при продувке т том она не превышает 60 %, а при подаче на струю металла при вы пуске в ковш степень усвоения углерода калеолется от> среднем 44%). Применение двух последних из науглероживания неприемлемо для получения в узких пределах, что подтверждают исследованияi	. ржаших
R	«ем. при
углерод в узких вданных предела .	щИМ нанолннте-
ют порошковую проволоку с >гпе^дсОТХНовойтехна10ПШ лем Уже на начальном этапе использования новы
:ы
ПРИ науглероживании сталей СтЗ и 35Г ,.роволок >й с графитом была па учена достаточно высокая стабильное™ и предсказуемое™ результатов в пределах изменения массовой доли углерода на 0 02-0,04 % [119). Степень усвоения углерода колебалась от 70 до 99 % (в среднем 80 %). В электросталеплавильном цехе АО «Носта» для корректировки массовой доли углерода [120] использовали трайбаппарата! и порошковую проволоку производства фирмы «Металл» (в настоящее время ОАО «Завод «Универсальное оборудование», г Донецк). Степень усвоения углерода для мало и среднеугл родистых сталей составляла в среднем 68-71 %, а для легированных сталей вследствие большей степени раскислснности металла — 83 %. Эти результаты были получены при применении порошковой проволоки диаметром 10 мм с сое инением кромок внахлест. Даже при таких показателях использование при доводке химического состава стали проволоки с углеродным наполнителем позволило, по сравнению с действовавшей ранее технологией науглероживания путем ввода коксовой пыли на шлак с последующей продувкой азотом через погружную фурму, уменьшить количество плавок с содержанием углерода вне требуемого уровня с 0,1 до 0,02 %, а также количество металла, переведенного в ортопрокатном цехе в другие марки стали, с 0,41 до 0,09 %.
После совершенствования к нструкции проволоки и технологии ее использования результаты по усвоению углерода стабилизировались на более высоком уровне. Завод Универсальное оборудование» выпускает порошковую проволоку с углеродсодержащим наполнителем диаметром 13 и 15 мм в замковом исполнении. Содержание углерода в наполнителе гарантируется в пределах 95-98 % (содержание серы не более 0,7 %).
Технологию корректировки химического состава стали по углероду с использованием оборудования и порошковой проволоки производства ОАО «Завод «Универсальное оборудование» применяют на установках доводки металла металлургических комбинатов «Азовсталь» и им. Ильича а гакже на ковшах печах Белорусского, Молдавского и Таганрогско-ю металлургических заводов и других предприятий. В насто-
262
яшсе время мариупольские меткомбинаты обрабатывав рошконой умерсшсолсржашсй проволокой свыше TJX скип в месяц |I2IJ
7об.шш Ю10
Технологические показатели использования порошком* углеролсолержашей проволоки
N>N> п/п	Наименование показателей	Значение показателе* 6	
		МК «Дюн аль»	МКнм И*апа
1	Относительное количество случаев кор-		
	ре клиров к и содержания углерода на.		
	0.01 % абс	М.1	29.5
	0.02 % абс	35.5	36.4
	0.03 % абс	21.4	27.9
	0,04 % абс	10,2	5."
	> 0,04 % абс	4,8	1.5
2	Степень усвоения углерода при кор		
	ректировкс его содержания на 0,01 % абс	94,3	92,0
		80.5-100	86.1-100
	0 02 % абс	97.8	9'9
		92.1-100	92,4-100
	0,03 % абс.	98.8	99,0
		93 2-100	93 5-100
	0.04 % абс	99,1	49,5
		94.1-100	943-100
Примечание числитель — среднее значение, знаменатель — пип и max
Анализ более 1000 плавок (табл 10 10. |122|) показал. что основная масса плавок (96.2 Я? на МК. «Азовсталь» и 9S.'% на МК им Ильича) 1ребует корректировки по уперодх до 0.04 В некоторых случаях углеро колержащую проводом использовали для корректировки утяерода на 0.10-0,12 % (сталь 45* При корректировке содержания углерода проволокой ковше по сравнению с раннее принятом технологией науглероживания (присадка термоангранитовых блоков, вдувание уiпередне гой
пыли) стабильно достигается содержание углерода в узких заданных пределах, практически исключаются плавки, нс попадающие в заказ и переведенные в другие марки стали.
Изтабл. 10.10 видно, что при науглероживании сзади на 0,02 % и более степень усвоения углерода составляет 92,1—100 %. Науглероживание на величину менее 0,02 % приводит к некоторому увеличению разброса данных по усвоению углерода и при 0,01 % (минимальная необходимая степень корректировки) составляет 80,1100 %. Полученный результат, по-видимому, следует объяснить не столько уменьшением (фактического усвоения углерода, а в большей степени влиянием погрешности применяемых приборов при столь малых изменениях его содержания, а также неточностью при вводе проволоки (нерасчетное количество введенного материала) В целом можно отметить, что такая технология корректировки хи мическото состава стали обеспечивает высокую стабильность усвоения углерода и надежность результатов. На основе большого массива обработок ра(работала номограмма для оперативного определения необходимого расхода порошковой проволоки (рис. 10.8).
Расход проволоки, кг/т стали
Рис 108. Номограмма расхода порошковой углеродсодержащей проволоки
264
При использовании технологии вдувания необходим комплекс оборудования (камерный питатель, пневмотранспорт, фурмы автоматика). Стабильность и надежность процесса возможны при условии строгого поддержания технологических параметров: давления аргона в пнсвмокамерном питателе, расхода аргона на аэрацию и пневмотранспорт, что требует качествен ною автоматического обеспечения, а также затрат на его профилактику и обслуживание Кроме того, нужна высокая точность дозирования, особенно при корректировках в узких пределах, и появляется необходимость в высокоточных надежных тензодатчиках. В этом плане способ ввода порошковых проволок имеет преимущества по точности дозирования и стабильности. С учетом приведенных сложностей технология вдувания уг-лсродсодержащих материалов по усвоению и стабильности результатов уступает порошковой проволоке, что подтверждается активным ее использованием на предприятиях даже при наличии средств для вдувания
Так, по данным Магнитогорского комбината усвоение углерода из проволоки на ковше-печи составляет 98,6 %. При производстве стали 17Г1С(А) корректировка с использованием углеродсодержащей проволоки в 95 % случаев обеспечивает в готовом металле содержание углерода в пределах 0,15—0.17 %. Корректировка содержания углерода присадкой коксика достигается только в 75 % случаев.
10.3.4.	Микролегирование стали титаном
Титан вводят в сталь для упрочнения, повышения коррози-онностойкости, придания жаропрочных свойств Раскисляющее действие титана протекает по реакции:
[Ti] + 2[О| -> TiO2, AG = - 939535 + 175.76Т [14|
'е |О| = - 3,601 - 0,6 1g [Ti| + 0,3 [Ti]
Наряду с ТЮ2 титан образует соединения Ti.O., Ti?O,. ПО. При раскислении металла титаном двуокись титана в чистом виде обычно не находят. Сравнительно узкий ингервал суше ствования этого окисла, а также наличие в интервале ТЮ И,О,
2Ь5
L4Z
leiadrv ця>я1И«т1 ч о»а . • •	<** а*
•Л.КХ) НЭ1 и xoCww «• птошмЯЬф — •	-
толпам. otniraiHtaXdus гик t»mou i*'- (m ж ... M Я) aolHW-HHUK» ОНИН • '»•-*< -ИИМ1-.Ч ....	.......
и «МХ1ОЯ XHHOHI'JHl ииииичн*» МИН  .."ШИ.! a.1 • ••-xntiMXlHo^^* и	,эи '***,,m *1м Ч.ДЦИШ g w—4
ли. Hriiuixrnwis X iW/iMHilii и пшш •<• • мЛш>н 1ЛЮПГШИ ИИ»ЖКХ»Н1Л	Mj« «.
('(ЫК	•“•
HHHxlXZl п тш> гтн -Х/П.-Л mtu ммам. мамвц
5ц ciii-iHi лии-ммэд
06 И к I» о« U <1« 41W (•"> »П »»	» г •
'шиит н>щг«(Ьи>1 л<ил.лJdn mj
06ЧН 48 оа ом м МАМ. 01ЛЧ V»W о»-*» 4<Л м *» »• ••
Использование тигансотержашсн порошковой П|юволо ки позволяет производить практически ючную дозировку ввода титана в расплав с повышением усвоения до 90 98 % [123] В работе [124] приведены реп.тыаты микролш ирона ния стали титаном из порошковой проволоки на ai pci .не ковш печь Титлнсодержашую (Ф1и70) проволоку вводили в раскисленный металл, содержащий нс менее 0.025 % алюми ния через основной шлак (основность нс менее 2,5) со скоро стыо 60-80 м/мин Усвоение титана из проволоки составило 66.0-91.0 %,, а на сравнительных плавках, где использовался ктсковый ферротитан, соответственно 34,0 38,0 %. Эффек тивность оценена в снижении затрат на 2.05 дол. С'111Л/т cia-зи По нашему мнению, на приведенные результаты повлияла низкая скорость ввода проволоки
Порошковую проволоку с наполнителем из ферротитана (729г Т1, 4,5 % А1) диаметром 13 мм применяют в upon июдстве нержавеющих и борсодержащих сталей на заводе в 1. Ривна (Сло вения) 1110| Средняя степень усвоения титана составляет 90 %
По нашим данным, при использовании сплава КМ КТ (кремнии магний кальций алюминий) в качестве наполнителя проволоки при производстве рельсовой стали усвоение титана повышается до 95-97 % ]125]. Стабильное усвоение гита на и равномерное его распределение по высоте ковша дает во з-можность получения заданного содержания титана ближе к нижнему пределу нормативных требовании При этом исключается непопадание стали в химический анализ и, соответ ственно, переназначение плавок, предотвращаются дополни тельные технологические и эксплуатационные затраты на корректировку содержания элемента На ОАО • lai мет» после ввода в эксплуатацию ковша-печи использование порошковой проволоки с FeTi (70 % 31) показало усвоение титана 90 95 %.
Приведенные промышленные данные доказывают, чго ivx-нология ввода пиана в ковш порошковой проволокой стабиль но обеспечивает повышение его усвоения в 1,7—2,0 раза и получение заданного содержания титана в узких пределах.
Порошковая проволока с соответствующим наполнителем может применяться и для корректировки содержания в стали
26К
<miia при «ипреры»* -
Установлено. что * пронес после oOpMxTrxH.u^W’-’ нссссразливкина МН ’пр* пшавстми Это «Условлено активности плана, вторично-
струи Ь таллине вин -  1	___
плана при проитводствс стали 09f 2Ы и 10Г7БТ
И»таблицы 10 11 схлутт. «по при • - .» > средний угар плана на участке Х1М MIL1 и 0.006 % И лооплнителыю при расти»» •
степень угара в начале ра сливки м •	•	«
воямстаст к концу рактнки При приметхим* ^«мпвв»* 1ШПИТЫ cipvii обшмй угар плана •«•«ж*-’’•••  •"	'
Гсхнаюпм коррскпцхчжи чхкр камня плана валвтаг* ага четкал1г<ссттаюк>с1<могптитанi порет*« «пмпр*^ > 1М
поправкой н.| улар плана, и расчет (»»ш и <» е»хтм «ожн» порошковой nixtmctoKM в «аниеммежтм от скорости рванин »
Для корректировки сатсрялния поио по ии> рвмнав» была проведена серия плавок с < <tpaftonoMI «апашМ аорвввН Вой провоюкои В|<«.м «утичь- м K.HUI.. MfVlT
Опыто-промышленное о«|роймнание м*.<вив пынааоинн корректировки солер»дни» титана njx-нсти i«h hath промышленных плавок стади <М ЛЫ К	.	• -
лили iu расчета получения в мелете 0,(W 1 игтнн « ;н>еан<1 ’иачения. нретусмогреннопт для стати КН?Ы 1Ывнм >и с испольхнкишем 1тк*некни1ии«мо цчшг.*« .-..я • ***» вод пропа1иед осушсспык тм в ttpweMMVW сеамшв н»м • «г*и» ^стаяла Комнииированндищи та с гр» и на «никм иа 'Ось kxmtioi икс кие параметры «цыи. выы а '*и« м • ?
Габцииа Ю И
Динамика изменсння содержания титана а метал ле по ходу разливки
Маро стали	Содержание титана п металле, %						
	После обработки на УДМ	о начале ра пинки		в середине рм шивки		в конце раътивки	
		в пробе*	в слябе	в пробе**	в слябе	в пробе**	в слябе
09Г2БТ	0,051-0,100 0,0750	0,048-0,096	0,046-0.090	0,046-0,095	0.042-0,090	0,040- 0,087	0,042-0 0Я4
		0,072	0,068	0,070	0,065	0 064	0,060
юг:бт	0.063-0,105	0,062 -0,101	0,060-0,095	0,058-0,101	0,054-0 094	0,051-0 092	0,050-0 094
	0,088	0,080	0,077	0,079	0,075	6,071	—ооП—
• пробы отобраны из-под струи металла ложкой а пробницу, ” из кристаллизатора пробоотборником методом погружения.
Таблица 10 12
Результаты ввода титан одержали н порошковой проволоки прикорректиро ке созержания титана в промышленных плавках трупной ста.»
Саждоиме ’ипиа в металле сталызоаш иа УДМ • масс	Скорость ввода порошковой проводоки по ходу рамивки м мин			Содержание титана (• масс 3 в пробах метила, витых из кристаллизаторов по ходу рамивки метраж (м3					
	начало <1-3 м)	середина (40 С м)	ижеи (00-90 м>	Левый			(Зрваыв		
				5	20	15	5	20	4
С	1»	22	24	0.07а	0 079	Goal	00”	• МВ	•Mi
•М>	10	15	II	0977	0 07»	O.OU	мп	0.41	кмо
•М2	1	11	13	0 079	on	О Ml	а	ММ	
t ом	<	10	12	0ЛМ	0М1	0М2	•.Ml	вам	
	1	7	10	ОЛМ	• й|	ММ	<4М		б •
•Ml	10	п	2»	004	♦ MB	• <1	• «*»	• м>	• «
•М2	•	II	14	• П	• Ml	MU	а -и	а ••	»м*
	V	п	Л			•Ml		• •	»<•
л	м	It	4		••1	• 4	• 	• •	•м
	•»	*1	4	• Я7|	в «>		t	- 4	
кюдап поименных результатов пока “1- что ППО.1 ТИТ ИкОЛСр ыми-О прлютжи е тифферстошро мной смчюшыо. ан засован НОЙ а скоростью рл тнвки и с динамикой впзрич того окисления ттжа, 1Ч*пирст получение заданного содержания плана в ме ппж Максимальный разброс значении одержания гигаш спета мс10.006 % что в 2-4 ре» меньше чем на плавках текущего про ижигтва Млегние титана при лом составил 70 75 %.
В качестве наполнителя порошковой проволоки целесообразно использовать ферротитан ФТи70. При этом наполнение проволоки, например, диаметром 13 мм составляет 350 г/м (245 г'м титана) Если использовать титановую губку с содержанием титана 90-98 %, то расчетное наполнение составит примерно 127-135 г/м титана Для присадки равного ко шчс-ства титана, при одинакэвом усвоении, во втором случае не обходимо вводить проволоки в 1.8-1,9 раз больше, что увеличивает затраты. Кром ! того, проволока с титановой убкои значительно легче, чем проволока с ферротитаном и это мо жет привести к нестабильному пониженному усвоению. Об этом свидетельствует имеющийся у нас опыт использования в качестве наполнителя титана молотого с содержанием титана 98 %
10.3.5.	Микролегирование стали ванадием
При микролегировании стали ванадием и ниобием вво дом в расплав кусковых ферросплавов достигается относи-тельн< высокое усвоение этих элементов. Однако, как показали исследования, разброс получаемых значений содержа ния этих элементов достаточно широк, что свидетельству! об имеющейся нестабильности их усвоения. Это затрудняет возможность обеспечения получения содержания ванадия и ниобия ближе к иижнему пределу нормативных требовании с келью экономии дорогостоящих материалов, а ’зачастую тре бует дополнительных затрат на корректировку их содержа ния Учитывая, чю ввод материалов порошковой проволокон обеспечивает, как правило, более высокое и стабильное их усвоение а также высокий коэффициент заполнения прово-272
K)M« (6oi« 75 % по массе) нами было провг . промыт венное <тр< ювлние иово* тиш^хк >м Mapw польском меткомбинате нм Ильича |1П| В к .а.	-	-
цехе комбината прои «водится истый рал иник» .v ржа шоп марок стали 0912ФГ 101 ?ФГ S< 52 FH • и < г «я. пос содержание ванадия в «ножном потучл» . . . .. при стиве металла нт конвертера и по нсоАтоамм.. <и пояннтсльной коррск«ировкой так* кусковым > >МЫ»«« днем, на агрегате доводки стали |124Щ9|
На нервом ттапе был выполнен ака ип дмалаюна w яма содержания ванадия при микролегироваими и его м  • мка
В табл 10 В приведено содсрл тис ванадия в мл-жа» стали, а па рис 10 11 распределен», соаера жия ванадия в стали 091 2Ф1> при расходе феррованадия 160 кг на >««а«ях (47 плавок)
Г —.	I
Дсхнатогичес ки< ПОК11ЖТГТЯ лгтяровамм стах > р^амя аны
Млрм етжли	Кочичссттю ruannk	Расмда JcVXO. KI пл	Прайсы снаержаик* V * гппжм) стаям.%	Рпброс Я|ЧСНЯВ миагт*»м«« X кпитчм* стык. »	P«<ter шачеюН) ^.. а. aaV • •«•"•па стахи В «в. » опа	- ' 1 Стетмь	V % чям if»
St 52 3	42	90	0.03-0.1»	MXJ ...и. <Ы?	• ей- »г	•м та
О9Г2ФБ	47	160 	1	оо* ow ।	О ГНЯ оМ		;>4
Рис. 10.11. Распределение содержания ванадия в стали 09Г2ФЬ (расход FeV— 160кг на плавку, 47 плавок).
Ввиду того, что расходы присаживаемых ферросплавов колебались в больших пределах, для анализа отбирались представительные группы плавок с одинаковых] расходом ферросплавов для каждой анализируемой марки стали Всею было проанализировано 250 плавок
Как видно из представленных данных, разбег содержания ва надия для стали 09Г2ФБ составил 0,018 % абс тити 37,5 % отн., а для стали St 52.3 0,010%абс или31,2%отн.
В табл 10.14 представлено изменение содержания ванадия в пробах при легировании стали кусковым феррованадием (60 плавок).
Представленные данные говорят о нестабильном характере усвоения ванадия при отдаче кускового FeV 50 на УКДС На отдельных плавках требовались дополнительные присал км кускового ГeV 50 па УКДС На характер усвоения V ит FeV 50 сказывается нестабильное содержание основною эле мента в ферросплаве а также технолотические особенности его использования
774
/ и и iw.in.nif сссыраммив nwi 	WTKCJ»
no грамгнжп норргнпфошг -пи^чч nnwa
В ty»>jniminli> п емап fyiOiii стыв
И пжнгние Спал «аихи «мою » Юс	К •««-. « еяумеа V
< 0.010	1Л
< 0 010) <- 0 <*Л	1«
0.001	ВЛ
0	м
♦ 0.001	113
♦ 0.001	«.’I
♦ ооот	и
> + 0001	|«
Содержание ванадия в готовом металле (проба *♦ 2 на VIILU) в 9.0 % случаев нс и сменялось по сравнению с Л« V- I па УКДС. в 12 6 % случаев уменьшалось. а в 'Я4 9F случаев
увснгиплтось, что свидетельствует о том что в основном после первой пробы на УКДС кусковый l<V прола икает растворяться и переходить ит шлака в метал! В некоторых случаях нт-в не-достаточного перемешивания к моменту взятия пробы нв
блюдастся снижение содержание ванадия в готовш металле
С генень усвоения ванадия рассчитывалась по средней ро-ливочпои пробе, при лом учитывалось фоном* сижрамя* *-палия в стали 0.006 О.ООХ % Средний вес плавки по ямах
принят 145 т JLim всей группы плавок с ниюаьаоввнием имвво кускового IrV степень усвоения составила 66.2 100,
С учетом выполненного анализа было проверю опытно-промышленное опробование технологии легирования с тя налисм из порошковой проволоки с наполнением т-и алюминиевой лигатууюн (солержанис V	'2 9 %. ,А1	**
наполнение проволоки 120 г/м
11орошковая пролеток.! ис 1ххть.ктватясь к* для ы.цчх*’>4 ки. так и гтя получения ыхипкао еххтержанмя «•	|ыХ>
npoBoioKoH Скорость iwiia пгюееххоки еллавтята V
В тайп 10.15 представлены техно.то1ические показатели использования порошковой проволоки с наполнителем ВНАЛ при расходе на корректировку 40 и 60 м (но 10 плавок) В остальных случаях корректировка с одинаковым расходом в диапазоне 20 200 м проводилась на I 3 плавках Всего с обработкой ванадий-алюминиевой проволокон была проведена 61 плавка На двух плавках заданное содержание ванадия подучали только вводом порошковой проволоки с расходом 350 и 360 м на ковш.
Необходимо учитывать, что при малом количестве вводи мой проволоки, высокого наполнения па I пог м проволоки необходимо очень точное ее дозирование Так, ошибка от необхо димого количества вводимой проволоки на 2 м можез привести к изменению количества вводимого материала на 3-5 % абс в ту или иную сторону
Ввиду того, что более чем в 90 % случаев содержание вана дня после пробы № 1 изменяется, то ориентироваться на него при расчете усвоения ванадия при его делегировании проволокой с лигатурой ВНАЛ можно лишь относительно 1ак, наблюдающиеся выпады в усвоении выше 100 % могут быть объяснены дальнейшим (после пробы № 1) растворением при саживаемого на сливе кускового феррованадия и переходом его кусков из шлака в металл, а также колебаниями веса плав ки по жидкому.
Как видно из представленных в табл 10.15 данных, при вводе порошковой проволоки достигается стабильно высокая минимальная степень усвоения V — 93,2 % (по результатам всех проведенных плавок — 90,1 %) Средняя степень усвоения V составила 98,8 % На 2 плавках, где легирование производи лось только проволокой, усвоение ванадия составило около 100 % Порошковую проволоку с лигатурой ВНАЛ можно использовать как для корректировки содержания V на УКДС, так и полностью для получения заданного содержания V, исключая присадки кускового FeV50 на сливе металла и» конвертера Для увеличения содержания V в стали на 0,01 % иеоб-холимо вводить 65 м проволоки
276
На плавках Гн. доводки ,. ,и по . .- • ...юм. У| .
содержание при вводе проволоки с пи «турой ВНАЛ -< лось И дополнительный ввод а.тюыннисвв* .аг»-. и * ™-Бовался (кономнчес.дя »ффе. ги.ность не....... .....
^□волоки с лшатурой ВНАЛ состаамла 0Л-0.» а» С ШАЛ стали
Г» —	/
1гх»ю.юп«есю* ПГЖЛ1ПТ* <4фв>.»ти стал» марок St 52.3 и М 50 2 порошгоала п. .  -с тигатурой BHAI
Кол-во плавок, шт.	I'kum		Разброс иочсияЯ уаезячеиия сожржаимя V в готовой стаям «	Ратбег ммчеияв	<
	Прово ЛОКИ, м	ДИПТ>1’Ы ВПАЛ КГ		..о»»иииУ  готовой стаям Чотж	WWJ0MB V
10	40	128	0,0062 0 00'0	0	
			0.0064	12 9	
10	60	19 2	009Э 4) 0102	0 0009 97	9
			0.009'3		
При использовании для микролегироваяия порош» *• а проволоки обеспечивается стабильность юлировки феррпеллв-вов. появляется возможность получения талдяного с.
эл ментов бтпж к im*n мз претелу. предотвращается перерве ход ферросплавов иу- та их неегэбильнтло усвоения (ежжэен ность и толщина шлака не влияют на усвоение) -олючаюгси выпады но содержанию злсмс1гпмт в стати и переназначения плавок, нс требуется корректировка состава спым
Подобный aibxiHi на бате меткомбинатов нм Ильича я ♦Аювслд|Ь. был выполнен и при хшкралегироввним стати ниобием. Получены веские tvxikxiimmhcckhc н •консяам’Искнс ос новация 1к-чес1юбрачнк1м исп<пьк«аним 1юряиковов проволоки и при присадках Ix-Nb
Резюмируя изложенное но ионон техно ни пн Biieiic'iiiou ООраООТКИ ЖИТКОВ еТа.111 порошковыми IIPOIIO'IOK.IMII О1МС им lewoutre
Применение калышисо держании проволоки не имеет ли  тгов по многофакторномх воисПспшю и viipaivienmo осноппы ми параметрами фншко химического состояния расплава. что ооеспечивлет возможность рапинаемоеni раскисленных алюмн тем статен и повышения свинств металлопродукции
При использовании порошковой проволоки для микролс-лрования легирования. корректировки химического состава и.али в узких заданных пределах юс ппасчся повышение ус во ения вводимых элементов в 1,7-2,0 рята. стаби ii.iioc’ti. ре iv п. татов. высокая технологическая и экономическая эс]х)>ектнв пость процесса
Приведенные промышленные данные, полученные па предприятиях, при применении порошковой проволоки ыя решения различных задач приводя! к выводу что комплексное нс пользование новых технологий — эго мощный нотен11налы1ыи резерв повышения уровня качества металла н снижения iiponi Бедственных затрат
? •
Глава II
ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ПЕРЕДЕЛЬНОГО ЧУГУНА
В главах 3 и 9 приведены данные ио десульфурации стали т трегате ковш печь Использование рафиниХюго^ оптимального состава позволяет, как указывалось ранее уда лятъ из металла до 70-80 % серы Такая технология успешно применяется в сталеплавильных цехах и мартеновских цехах работающих скрап процессом
В конвертерных цехах и мартеновских, работающих скрап рудным процессом, целесообразно получать сталь, используя низ-коссрнистый чугун. Известно /77,130], что термодинамически и экономически более выгодно удалять серу из чугуна, чем из стали Использование низкосернистого чугуна в сочетании с чистым по
сере ломом обеспечивает получение стали на выпуске с содержа нием серы 0,005—0,015 %. В этом случае затраты на обработку ста
ли на ковше-печи снижаются, и созд аются предпосылки для получения содержания серы в стали, в случае необходимости, после внепечной обработки на уровне 0,001 % и менее
В последние голы в мировой практике получили широкое рас пространение технологии внедоменпой десульфурации чугуна различными способами и реагентами (130, 131]. В настоящее время самым эффективным десульфуратором чугуна признан магнии.
поскольку его применение, по сравнению с другими реагентами, позволяет уменьшить конечное содержание серы до низких и сверхнизких (менее 0,001 %) значений, снизить эксплуатационные и капитальные затраты на обработку, сам реагент экологически безопасен, как и продукты его взаимодействия с чугуном
В основном получили распространение способы ввода мал » продувкой через фурму или в виде порошковой проволоки Каж дый из этих способов имеет преимущества и недостатки и эффе тивностьтого или иного способа должна рассчитываться ття конкретных условий данного щхдприяшя ности любых технологий обычно предусматривает системный под
281
хон заключающийся в комплексной опенке капитальных и эксплуатационных затрат, экологических аспектов и необходимых средств очистки отходящих газов, снижения температуры чугуна при обработке, затрат на реагенты и другие материалы, организационные и вспомогательные работы и тд.
Для реализации способа вдувания необходимо громоздкое дорогостоящее оборудование, включающее систему бункеров, пнев мотранспорптые коммуникации, наличие значительных площадей для установки этого оборудования, участков хранения гранулиро ванного магния в пожаробезопасном исполнении, огнеупоров и огнеупорных масс, наборки фурм и их сушки, газового хозяйства и соответствующего персонала для обслуживания этих участков Стоимость современного комплекса десульфурации методом вдувания магния с эффективной газоочисткой при объеме обрабатываемого чугуна 3—4 млн. тонн/год по зарубежным оценкам составляет 10-14 млн. дол. США (стоимость собственно одной установ ки для вдувания составляет величину порядка 1,2 млн дол. США [132]), по российским данным - от 6,1 млн. евро на НТМК [133] до 500 млн. руб. на «Северстали» [134]. При вдувании магния ковш можно заполнять только на 70-75 % объема, при этом интенсив ностьпылегазовыделений из ковша примерно в два раза выше, чем при вводе порошковой проволоки, что требует газоочистки большей мощности. Десульфурация чугуна вдуванием маптия через фурму развивается уже более 30 лет, что позволило выработать и установить оптимальные параметры технологии [135]. На металлургическом комбинате «Азовсгаль», согласно технической документации, в отделении десульфурации чугуна при снижении содержания серы с 0,024—0,030 % до уровня 0,010 % и ниже удельный расход магния составляет 0,55 кг/т, затраты на десульфуратор 1,76 2,2 дол. США/т 1136] В настоящее время наиболее эффективным и экономичным считается применение для продувки магния в ни стом виде, в частности, такая технология внедрена с помощью ук раинских специалистов на Уханьском металлургическом комби нате (КНР), тде получены наилучшие технологические показатели для технологий вдувания магния |137]. Сопоставление опубликованных результатов последних лет использования для де
282
сульфурации чугуна технологии вдувания маши» „ » вине порошковой проволоки говорит о том ЧТО те! СГО В показатели эгЬфскпгвнтюги использования маптш сульфурации. коэффициент использования маптия на уХ™ оГ ,-пшя и др.) практически вдекХ £ рис 11 1, 11.2 представлены величины коэффициента использования магния на удаление серы и зависимость изменения содержания серы в чугуне от удельного расхода магния для различных технологий десульфурации чугуна [138] Из представленных дан пых видно, что в промышленном производстве использование различных магнийсолсржаших порошковых проволок на разных предприятиях сопоставимо с реализованным на Уханьском металлургическом комбинате процессе обработки чугуна вдуванием гранулированного магния, который обеспечивает наиболее высокое усвоение магния среди всех известных инжекционных технологий
Способ десульфурации чугуна магнийсодержащей проволокой получил развитие только в последние 10 лет, оптимальные технологии вырабатываются и оптимизируются, хотя уже сейчас можно отметить ряд преимуществ использования порошковой проволоки.
В технологии десульфурации чугуна порошковыми магнийсодержащими проволоками используется компактное оборудование, состоящее из стенда размотки и трайбаппарата (стоимость 10-15тыс. дол США), которое может быть размешено в действующих цехах площадях на площадке 5-8 мг [ 1411. На предприягж-потребгпель поступают уже готовьте бухты проволоки, не требующие значительных складских помещений. Ввод порошковой проволоки автомэтюирот ван, режимы подачи можно оперативно изменять по ходу процесса.0 настоящее время разработаны компьютерные программы.|1ЮВО™^ щие установить эффективные параметры 'еи1“
в условиях периодической обработки
го количества металла в основном <^^Я^|ИЙСшержашей прологии десульфурации чугуна nt^" кой обработки больших волокой. При необходимости сиетеьткой масс чугуна экономически оправдано также пр
283
Рис. 11.1. Зависимость коэффициента использования магния на удаление серы KMg s от начального содержания серы в чугуне ]S]n при обработке чугуна различными способами (масса чугуна 100 т): 1 — вдувание гранулированного магния в ковши на Уханьском меткомбинате (КНР) [ 137]; 2 — вдувание смеси магния (20 %) с известию (80 %) на Уханьском меткомбинате (КНР) [ 137];
3 — ввод порошковой проволоки с FeSiMg на меткомбинате им.
Ильича 1139]; 4 — ввод порошковой проволоки с магнийалюминиевым сплавом на заводе «Свободный Сокол» (масса чугуна 80 т)]140]; 5 — ввод порошковой магнийсодержащей проволоки на ОАО «Тулачермет» (масса чугуна 80 т) ционной технологии, несмотря на сущестенно большие капитальные вложения при строительстве отделений десульфурации.
Введенная десульфурация чугуна порошковыми магнийсодержащими проволоками на Мариупольском металлургическом комбинате им Ильича используется в промышленном масштабе уже более 7 лет. Производительность 4-х установок десульфурации определяется производственной программой выплавки качественных марок стали В настоящее время десульфурация осуществляется в основном для выплавки особонизкосернистых марок стали
284
Рис. 11.2. Зависимость содержания серы в чугуне (/S/) от удельного расхода металлического магния (qMg) при начальном содержании серы 0,025% (обозначение цифр у линий те же, что и на рис. 11.1)
(Х65, Х70, 09Г2ФБ, 10Г2ФБ 13ПСУ и др.), при этом в миксере обеспечивается содержание серы < 0,003 % Десульфурированный чутун используется и при выплавке других марок стали (139.142) Всего за указанный период обработано бодее 1500000 т чугуна Для десульфурации используется проволока с гранулированным магнием и инертными добавками, в отдельных случаях с кремниймаг-ниеной лигатурой. В 2002-2003 г.г. сквозная степень лесипфура-ции на объеме обработанного чугуна 500000 т составила 75-80 % при среднем расходе проволоки по магнито 0.5-0.6 кг/с Использование д ля десульфурации проволоки с кремниймагнисвой лигатурой позволяет снизить расход магния и существенно уменьшить пылевыдслсиие, при этом содержание пыли в воздухе рабочей эоны находится в пределах Г1ДК.
С начала 2001 г внепечпая десульфурация чупна вой магнийсодсржашей проволокой задействована на «-
2S’
1СЦКИЙ MOWT-n-piwecMfli завод «Свободным сокол». В миксер ном опелении труболитейного цеха расположены 2 постано вечных места с трайбаппаратами прои гводства ОАО «Завод .Универсальное оборудование» Десульфурации подвергается товарный чугун, разливаемый в чушки в доменном цехе, а также чугун, передаваемый в труболитейный цех для дальнейшей доводки в индукционных печах и отливки труб Скорость ввода порошковой проволоки регулируется в зависимости от налива ковшей, температуры чугуна и количества шлака и составляет 1,5-2.5 м/с [140]. За истекший период обработано бо-лее 300000 т чугуна
По литературным данным известно что содержание кислорода в чугуне составляет 0,004-0,012 %, содержание азота — до 0 01 % и содержание остаточного магния на уровне 0,02 % 1130,143,144] В специально отобранных пробах чугуна на ОАО «Липецким металлургический завод «Свободный сокол» определили содержание указанных элементов до и после ввода магни й-содержашей проволоки Содержание кислорода и азота до ввода проволоки и остаточного магния после ввода проволоки оказалось на уровне опубликованных данных, содержание кислорода и азота после ввода проволоки снижается на 50—70 %. Анализ показывает, что до 0,15—0,25 кг/т магния при обработке чугуна может расходоваться на реакции взаимодействия с газами Эффективность процесса внепечной обработки чугуна магнием оценивается также по степени усвоения магния:
_ ^MgS +	+ ЧмцО +
Чмв
где 4ngs — магний, связываемый серой и удаляемый с ней из расплава; — магнии, остающийся в расплаве; Чмко ~ магний, расходуемый на раскисление чугуна; 4Ug,N, ~ магний, израсходованным на образование нитридов.
Степень усвоения магния для различных групп обрабатываемого чугуна составляет 82,0-94,0 %, коэффициент использова-
286
пня магния на удаление серы К 23 ь». п « судьфураиии — 45,2 56,3% ДляТюк.шен^Х^™'"’“ пользования магния, увеличения К „™носта ис предварительную обр^суПР°~ ные наполнители поволоки, позволяющие „ХнХ ствеино десульфурации удалять кислород, азот, а также ус^Хтъ ОАОJ]NM3	ХМ ™еИИИ в Ш1ак С нетъю на
ОАО Л М3 «Свободный сокол» проведена серия обработок чугуна порошковой проволокой с наполнением магнийалюминиевым сплавом При использовании магнииалюминиевой проволоки Кч» S составлял 45 50 %, степень десульфурации 60-70% степень усвоения магния - 95 %, удельный расход магния на «работку при этом составлял 0,4-0,5 кг/т Содержание остаточного алюминия в чу|унс после обработки не изменяется. Стоимость удаления 0,01 % |S| при содержании исходной серы 0.03 % и выше составляет 0,5-1,0 дол США/т, при содержании исходном серы ниже 0,02 % - 1,2-1,6 дол. США/т
В марте — мае 2003 г проведено промышленное опробование внепечной десульфурации чугуна порошковой магаиисодержашеи проволокой в доменном цехе ОАО «Тулачермет» [138] Трайбаппа-раз производства ОАО «Завод «Универсальное оборудование» с частотным преобразователем был установлен на литейном дворе доменной печи N" 3 Температура обрабатываемого чугуна составляла 1370-1450 "С, скорость ввода проволоки — 1,8-2,3 м/с Исходное содержание серы в обрабатываемом чугуне составляло 0,012-0 032 % При выдержке чугуна после налива в ковш в течение од ною часа и его температуре ниже |420Тобеспечивалоськонечное содержание серь. 0 007-0,015 %. Степень
ла 45-60 %, s - 25—40 %. В некоторых пробах оп^^«> держание азота (0.М7-0,080 %) и обшето
Было проведено также несколько обработок тут
„ /п К-П 1Я %) и высоким содержанием серы держанием кремния (0,15-0,18 )	содержание свобод
(0,060 % и выше) В низкокремни	агния в количестве
пого кислорода выше и при вв связывание кислоро-0,15-0,20 кг/т, он в ос. .овном	После завершения
да и снижение содержания серь, малозаметно
287
этапа раскисления зависимость со |сржания серы от количества введенного магоия носит практически линейный характер ло кон централин серы 0.025 %, при этом на ланпом этапе в чугуне с вы сохой исходной серой	„ достигает 60-70 %. В чугунах с более
низким содержанием серы (ниже 0.025 'Т) одновременно с обессериванием начинается насыщение расплава магнием, и зависимость становится криволинейной, что связано с условиями равновесия магния и серы в чугуне: чем меньше концентрация серы — тем больше концентрация магния При соблюдении ошимальных параметров технологии расход магния лля удаления 0 01 % серы при ее начальном содержании 0,020 % и выше для сбыт юго чугуна составляет 0,25-0.30 кг/т, для низкокремнистого чугуна — 0.30-0.35 кг/i На литсином дворе доменного цеха обработка чугуна осуществляется по временной схеме, в дальнейшем планируется производить десульфурацию в отдельном помещении в районе расположения разливочных машин.
На рис. 11.3 приведена номограмма, позволяющая прогнозировать конечное содержание серы (заданное), исходя из начального, и определять необходимый для этого удельный расход магния в условиях ОАО «Тулачермет» при обработке низкокремнистоного чугуна (138) Для определения необходимого расхода магния по линии, соответствующей начальному содержанию серы, опускаются до требуемого конечного содержания серы и, опуская перпендикуляр на ось абсцисс, находят искомый удельный расход магния Зная началы юе и конечное содержание серы в чугуне, с учетом веса обрабатываемого чугуна и содержания магния в погонном метре проволоки определяют длину проволоки, которую необходимо ввести в ковш для достижения заданного удаления серы.
Технология внепечной десульфурации чугуна порошковыми проволоками может получить широкое распространение в литейных цехах металлургических и машиностроительных заводов для обработки чугуна в ковшах и агрегатах малой вместимости, в том числе и там, где инжекционная технология не может быть применена Имеется опьп успешного использования порошковой проволоки с наполнением ферросиликоматием для десульфурации чугуна в 0,4-20 тонных индукционных печах (ОАО «ГАЗ», ОАО
288
Удельный расход магии». «т/i чугуна
Рис 11.3. Номограмма расхода магнийсодержащей порошковой проволоки для десульфурации чугуна в условиях ОАО «Тулачермет»
«Макеевский труболитейный завод», завод «Кисвтрактороде таль» и др 1136,145-147|) Проволока используется как для десульфурации, так и для получения высокопрочного чугуна. при этом KMj s составляет 40-60 %. Использование порошковой проволоки с ферросиликомагнием возможно в условиях литейных цехов, нс имеющих газоочистки, а использующих вытяжные зонты Учитывая высокую стоимость литья из высокопрочною и других видов специального чугуна затраты на десульфурацию не имеют в данных условиях решающего значешгя
Таким образом, использование для внепечной обработки чугуна порошковой маптийсолержащей проволоки не требует значительных капитальных и эксплутационных затрат, обеспечивает высокую эффективность десульфурации, стабильность результатов в соответствии с требованиями массового производства, значительное снижение вредных выбросов
284
ЗАкЛЮЧЕНИЬ
В книге изложены основные положения теории и практики получения стали на агрегате ковш-печь. Отметим некоторые основные аспекты, на которые следует обратить внимание.
Показано преимущество технологии внепечной обработки стали на агрегате ковш-печь по сравнению с другими способами Рассмотрены конструктивные особенности агрегата ковш-печь работающего на переменном или постоянном токе, а также возможности использования плазменного нагрева, что важ но для получения особо чистых сталей, легированных легко окисляемыми элементами.
Исследованы различные шлаковые системы, являющиеся основой для получения рафинировочных шлаков при обработке стали на ковше-печи, установлены пределы содержания основных компонентов для сталей, раскислешгых только алюминием, или только кремнием. Установлено, что оптимальным является рафи нировочныи шлак на основе системы CaO-Al2O3-MgO SiOy
Приведены данные по десульфурации стали на агрегате ковш-печь. Показано, что использование рафинировочного шлака оптимального состава позволяет удалять из металла до 70-80 % содержащейся в нем серы Такая технология используется в сталеплавильных цехах, работающих скрап-процессом В конвертерных и мартеновских цехах, работающих скрап-руд-ным процессом, целесообразно получать сталь, используя низкосернистый чугун. В главе 11 представлен анализ современных способов внедоменной десульфурации чугуна
Описаны основные положения электродугового нагрева металла переменным током и обоснована взаимосвязь шлакового и электрического режимов ковша-печи. Установлено, что обработку стали на ковше-печи необходимо проводить при обеспечении оптимального соответствия электрического режима с толщиной шлака на зеркале металла, причем определяющим параметром является длина дуги, те. толщина
290
слоя шлака должна быть па 25-70 °/
даст возможность снизить расход элеХ* ДЛННЬ1 Дуги зировать потери подаваемой энергии с ’"Т™” и мин^и обработки электрический режим дол^ГХ" В Начале симадьно возможный ток при миним^ы^м нХ^ МаК-обработку необходимо начинать па более " ИИ’Те напряжения При этом в пределах даНной кия необходимо работать в режиме, Обеспечив	’
мальное значение тока По мере формирования рафин™ вочного шлака рекомендуется переходить на более высХ ступени напряжения	высокие
Рассмотрены основные принципы подбора мощности трансЦюрматора ковша печи, исходя из объема обрабатываемого металла и i еометрических параметров сталеразливочною ковша Предложенные характеристики ковша-печи - удельная активная мощность на 1 т стали и удельная мощность дуги на единицу площади зеркала металла - являются оптимальными, и их необходимо учитывать при проектировании новых агрегатов. Расчетные данные проанализированы для ряда металлургических предприятий стран СНГ Показано, что завышенная мощность трансформатора приводит к повышению капитальных и эксплуатационных затрат на обработку стали и не позволяет использовать полную активную мощность трансформатора без снижения стойкости элементов агрегата.
Обоснована необходимость перемешивания металла со шлаком в процессе его нагрева и установлены оптимальные параметры режима продувки На математической модели исследовано оптимальное расположение продувочных пробок для перемешивания металла с точки зрения усреднения его по температуре и химическому составу.
Для обеспечения достаточной стойкости Ф^Р°ВИ^ разливочного ковша рассмотрены преимушестваи_ использования наливных масс и формовочных	На
прак»» PT»» предложены рациональные схемы Ф	JiH-
ковшей, обеспечивающие, исходя из конкрет
291
нот гредприятия. оптимаяьную стойкость отельных элементов и сталсразливочного ковша в целом.
Описан тепловой баланс агрегата ковш-печь для условий конкретного предприятия. Изложены методические особенности проведения балансовых плавок, и, на основании проведенного баланса. указаны мероприятия, направленные на повышение экономичности процесса.
Установлено, что исходя из конструктивных особенностей агрегатов ковш-печь, сортамента стали и поставленных задач: нагрев металла, десульфурация стали, условий разливки и организации работ, расход электроэнергии может быть оптимизирован для конкретного предприятия. Сопоставление энергетических затрат возможно только для предприятий, имеющих одинаковый набор технических возможностей и требований.
Обобщен опыт практики работы ряда предприятий с вне-печной обработкой стали на ковше-печи, предложены рациональные технологические схемы обработки в сочетании с продувочным и электрическим режимом.
Показана необходимость отсечки агрегатного шлака и, на основании передового опыта, описаны существующие схемы и способы его удаления, причем основной упор сделан на конвертерное производство стали, где эти вопросы на металлургических предприятиях стран СНГ не получили должного развития.
Учитывая, что обработка стали порошковыми проволоками является неотъемлемой частью технологии работы агрегата ковш-печь, в книге изложены основные принципы обработки стали порошковыми проволоками с различными наполнителями. Особое внимание, в соответствии с современными требованиями, уделено применению кальцийсодержащей проволоки, н имеющей аналогов по многофакторному воздействию и управлению основными параметрами физико-химического состояния расплава, что обеспечивает в жестких условиях разливае-мость алюминием раскисленных сталей и повышение свойств металлопродукции. Приведены новые данные по совершенствованию технологии производства стали с нормируемым содержанием серы при обработке расплава кальцием.
292
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1-	Кудрин В.А., Парма В. Технология получения ственной стали. - М.: Металлургия, 1984 - 320 Г
2.	Янг Ку, ЮнЛиандЛюЛю. Исиедование на модели процессов перемешивания и массопереноса при ковшевой продувке //Ии жекционная металлургия. - М.: Металлургия, 1983. С.135-146
3.	Казаков С.В., Свяжин А.Г, Поживанов АН. Время усреднения по составу и температуре при продувке жидкой стали в ковше И Изв. АН СССР. Металлы, 1988. №2. С.5-12.
4.	Близнюк А.М., Кольцов СВ., Овчинников НА. и др. Стратегия развития горно-металлургического комплекса Донецкой области до 2020 года // Металл и литье Украины. 2002. №7-8. С.8-9.
5.	Дюдкин Д.А., Гринберг С.Е., Маринцев С.Н. Сопоставление технологий внепечной обработки металла на агрегатах комплексной обработки стали и установках ковш-печь // Металл и литье Украины. 2003. №1-2. С.48-51.
6.	Кутателадзе С.С. Основы теории теплообмена. — М. Маш-гиз , 1962.— 541 с.
7.	Егоров А. В. Расчет мощности параметров электроплавильных печей. — М . МИСИС, 2000. — 271 с.
8.	Кренделев В.Н. Оценка эффективности ис'~™ электродов разных производителей в условиях тил» (Украина). Доклад на международной конфере
рафит» 14.04.02.	ферроспла-
9.	Еднерал Ф.П. Электрометаллургия стали «рер bob. — М.: НТИ, 1955. — 510 с.	«Ьепросплавов. —
10.	Дуррер Ф, Фолькерт Г Металлург феррос
М.: НТИ, 1956. 362с.	оборудование и проек-
11.	Никольский Л-Б., Зинуров	м Мегаллур-
тирование электросталснлавильных и гия, 1993. — 272 с.
12.	Ramires M , Alexis 1 , Ir.ipagc G. at al Перемешивание расплава в дуговой печи постоянного тока // Новости черной металлургии за рубежом 2002. №3. С.54 57.
13	Лякишев Н П , Шалимов А.Г Современное состояние технологии внепечного рафинирования стали. — М «ЭЛИЗ», 2001.-50 с
14	Бигеев А М Бигеев В А. Металлургия стали Мапш тогорск: МГТУ, 2000. — 543 с.
15.	Новохатский И.Л. Кожухарь В Я. и др. Водород в процессах электрошлакового переплава сталей. — Одесса: Асгро-прннт, 1997 — 196 с.
16	Молдавский ОД., Сказин В.Е и др // Известия АН СССР. Металлы 1968. №3. С 45-46
17.	Паршиков АН., Исаков С.А. Оценка эффективности обработки стали для мегаллокорда низкоосновным шлаком // Электрометаллургия, 1988. №3. С.22—24.
18	Григорян В А., Стомахин А.Я., Пономаренко А Г. и др. Физико-химические расчеты электросталеплавильных процессов. — М.: Металлургия, 1989 — 287 с.
19	Атлас шлаков. Справочное издание / Пер с нем. — М.: Металлургия, 1985. — 208 с.
20.	Понель С И., Сотников А.И., Бороненков В.Н. Теория металлургических процессов. — М.: Металлургия, 1985. 462 с.
21	Явойскии В И. Теория процессов производства стали. — М : ГНТИ, 1963 - 820 с.
22.	Семик МП. //Сталь, 1947 №3. С 15-17
23.	Воскобойников В.Е //Сталь, 1945, №7-8.
24	Травич О.В., Шварцман Л.А // Изв. АН СССР, ОТН, 1953. №12.
25	Кривоносов В А Автореферат канд дисс , 1959 МИСИС.
Поволоцкий Д.Я., Кудрин В А., ВишкарсвАФ. Внепеч-ная обработка стали — М : МИСИС, 1985,—с 226
27	Есин О.А., Шихов В.Н. // Изв. АН СССР ОТН 1955, № 2.
294
2« Есин О А Шихов В.Н //Лок.1 АН ( ( ( Р 195е, >3
29	Борнацкий И И 1еория металлургических процессов Киев Донецк «Виши школа», 1978	287 с
30.	Литвинов Л.Ф., Дымченко 1 Н , Старов РВ Тогобин кая Д.Н Оценка влияния I еО и I с2О, на окис тигельную способность конвертерных шлаков по ходу протувки. // Металлургическая и горнорудная промышленность 1998 N“2 С 25 27
31	Ершов ГС., Бычков Ю Ь Свойства металлургических расплавов и их взаимодействия в сталеплавильных процессах М.: Металлургия, 1983. — 215 с.
32.	Гольдштейн Я.Е., Мизин В.Г Модифицирование и мик ролегированис чугуна и стали. М Металлургия, 1986 — 2^1 с
33.	Kalyakran Н R., Bell Н.В. Met Trans В vol. 96.1978 Р143-144
34	Duffy J.A and Ingram M D Jom Amenc. Ceram Soc Vol 93, 1971, pp.6448 6484.
35.	Duffy J.A. and Ingram M.D. Jom. Amenc. Ceram Chem Vol 37,1975 ,pp. 1203 1206.
36	Duffy J A and Ingram M.D Jom. Amenc. Ceram Chem. of Glasses Vol 16, 1975 pp. 119—123.
37	Duffy J.A. and Ingram M D Non-Cryst. Solids Vbl 21 976, pp.373—410.
38.	Sumitas, Matsumoto Г и др. Trans. Japan Insi Metals. Vol 23, 1982, pp 360—367.
39	Nakamura T, Ueda I и др Second Internet Svm of Metallurgical Slags and Tluxes Met Soc А.1.М.Е., 1984, p 1005 1013.
40.	Соммервиль И.Д. Прогноз и применение емкостей металлургических шлаков. Инжекционная металлургия. 1986. Груды конференции Uelca, Sweden. — М Металлургия. 1990 С. 107-120.
41	Юсин Т Ямада К. и др Производство стали тля магистральных трубопроводов продувкой газом и порошками Инжекционная металлургия 1980. Трчды конференции. М Метал лургия, 1982,— С 128-137
42.	Шакуров М.К , Айзату.тов PC Оптимизация режима пненечной обработки тали с использованием мате магической
модели обраювания ковшевого шлака. — М.. Груды IV конгресса сталеплавильщиков, 1997 С. 251 253.
43.	Дюдкин Д А.. Гринберг С.Е., Iрабов А.В. и др Пути ресурсосбережения при внепечной обработке стали // Сталь. 2002. №3.. С.55-56.
44	Дюлкин Д А , Онищук В П , Гринберг С.Е., идр Оптимизация работы ковша-печи Молдавского металлургического завода // Металл и литье Украины. 2000. № 1—2. С. 26 29
45.	Воинов С.С., Шалимов АГ. Шарикоподшипниковая сталь. — М Металлургиздат, 1963 — 480 с
46	Сарычев А Ф Носов А Д , Коротких В Ф Совершенствование технологии внепечной обработки конвертерной стали Ц Сталь. 2002. № 1. С. 19-22.
47	Попель С И В кн. Физико-химические основы производства стали - М Наука, 1964 — 15 с
48.	Попель С.И., Немченко В.П. В сб. Процессы раскисления и образования неметаллических включений в стали — М.: Наука, 1977,- С 22-33.
49.	Дюдкин Д А, Живченко В.С., Дырул О Н. и др. Особенности рафинирования стали от неметаллических включений при продувке — М.: Металлургия. Труды VH конгресса сталеплавильщиков
50	Живченко В С , Парахин Н Ф. // Сталь. 1979. № 4 С 454-47
51	Блашук Н.М., Живченко В.С., Додонов Н.К. // Сталь, 1980 №9 С. 30 31.
52	Харитонов А.С., Буров С Д. и др. Строение слитков стали, обработанной хлоридом натрия // Металлург 1976 №5 С 23-25.
53	Харитонов АС , Згурьев И.И. и др. Использование галогенных соединений для дегазации стали//Сталь 1970 №7 С 606-607
54	Никитин Л.Н., Крешановский Н.С. Влияние хлористого натрия на свойства литой стали//Литейное производство 1969 № 9. С. 5-6.
55.	Казаков С.В. (лвмсстное описание iponeccoe массопбмеш и усреднения вовремя внепечной обработки стати Веб «Металлур-гия и металлурги XXI века» М : МИСИС, 2001. С. 431-440
56.	Охотский В.Б. Ии иб аргонной фурмы при ее наклоне в жидком металле // Металлургическая и горнорудная промыш ленность. 1998. № 2. С. 28-29
57.	Туркдоган Е.Т. Технологические усовершенствования в инжекционной металлургии и в процессах рафинирования металла в ковше в 80-х годах // Инжекционная металлургия: Тр. межпунар конф, 1986/ Пер. с англ. — М.: Металлургия, 1990.— С 10-44
58.	Лекер Т. Моделирование процесса вдувания порошка // Инжекционная металлургия. Лука, Швеция, 1977. — М Металлургия, 1981.— С. 94—118.
59.	Смирнов А Н., Пилюшснко ВЛ., Минаев А.А. идр Процессы непрерывной разливки. — Донецк: ДонНТУ 2002. — 535 с.
60.	Просвиров С.Н., Затоковой Ю.А., Луговских А.В. идр. Опыт использования перик-лазоуглеродистых огнеупоров для сталеразливочных ковшей АКОС // Сталь. 2000. №7. С. 22—24.
61.	Ришкевич В.С., Буцкий Е.В.. Братин В.Н. идр. Освоение технологии выплавки стали с использованием агрегата ковш-печь в ОАО «Электросталь». — Труды V конгресса сталеплавильщиков. М.: Черметинформация. 1999. С. 370-373.
62.	Шебаниц Э.Н., Ларионов А.А., Побегайло А.В. и др. Донная продувка стали в разливочном ковше. — Труды V конгресса сталеплавильщиков. М.: Черметинформация, 1999.— С. 299-300.
63.	Лобанов С.Л., Овсянников В.Г., Бромотов П.И. идр. Разработка конструкции футеровки 385-тонньк сталеразливочных ковшей для агрегата ковш-печь // Сталь. 2002 №1 С. 30-31.
64.	Волкова О., Боровиков Р.. Янке Д Температурная модель сталеразливочпого ковша. В сб. Металлургия и мегаллурп! XXI века. - М.: МИСИС. 2001.- С. 176-179
65.	Герлинг R, Берг X. Опыт применения квазимонолитаои (блочной) футеровки для изнашиваемых участков днищ в
29?
тонных ковшах на металлургическом заводе Боус ГмбХ, Германия Ц Металлургическая и горнорудная промышленность 2002 № 10. С 126 127.
66.	Дюдкин Д А., Гринберг С.Е., Грабов А.В. и др. Пути ресурсосбережения при внепечной обработке стали // Сталь. 2002. № 3. С. 55-57.
67.	Минаев А.А., Рыженков А Н Высокоэффективные технологические модули — основа реструктуризации сталеплавильных комплексов // Металлургическая и горнорудная промышленность. 2002 № 10. С 1 3.
68	ЕронькоСП, Смирнов А Н , Нечепоренко В.А. и др Новое оборудование для отсечки шлака при выпуске стали из плавильных агрегатов // Металл и литье Украины. 2002. № 12. С. 4-7.
69.	Еронько С.П., Седуш В.А., Полонская Ю.Т. и др. // Известия вузов ЧМ. 2000. № 9. С. 67—70.
70.	Carrier В., Tinnes В. The Metacon-taphole Slidegate vaive, areliable end economical equipment for slag-free tapping of electric arc furnaces // Fachberichte Huttenpraxis Metallweitervervarbcitung. 1987.-25. №10. P 931-936.
71.	Штилькеринг Б. Эффективность методов отсечки шлака при сливе металла из конвертера // Металлургическая и горнорудная промышленность. 2002. № 10. С. 38—41.
72.	Энкнер Б., Пастер А., Швельбергер И. Новая стопорная система для шлака кислородно-конвертерного производства стали// МРТ. 2002. С. 12-21.
73	Деревянченко Н В , Кучеренко ОЛ., Дюдкин Д.А. и др. Совершенствование технологии внепечной доводки стали // Производство стали в XXI веке. Прогноз, процессы, технологии, экология / Материалы международной научно-технической конференции (Киев-Днепродзержинск,15-19 мая 2000 г). -Киев: НТУУ «КПИ». 2000, С. 343-345.
74.	Назаров С.Н., Грабов А.В., МотренкоС.А, Гринберг С.Е. Опыт совершенствования технологии внепечной доводки стали // Сталь. 2001 № 12. С. 20-22.
298
75	Дюдкин ДА, IpnHfx.pi С Е , МариннсвС Н Оптимииния состава рафинировочного ишака//Сталь 2003 N> 5 ( 17 19
76	Якшук Д С., Терлецкий С В Паршиков В Н Технология выплавки стали в ДСП с контролем активности кис юрода в металле // Сталь. 2002. № 10. С 36-37
77	Дюдкин Д А Бать С КЗ , Гринберг С Е , Киситенко В В , Онишук В П Внепсчная обработка расплава порошковы ми проволоками / Пол научи, ред. д-ра тех наук Людкина Д А — Донецк: ООО «КЗго Восток», 2002 — 296 с
78.	Дюдкин Д А. Особенности комплексного воздействия кальция на свойства жидкой и гвердой стали // Сталь. 1999 N* I С. 20-25.
79	Bolender Т, Cappel J., Wunnenberg К et al. Metallurgical process engineering for castability improvement in steel with elevated sulfur content // Steel Research. 2001 № 11-12. C 477-483
80.	Yokoya S., Hasco S., Asako J , Takagi S , Ayata К , Szekely J Hara S. //Tctsu to Hagane 82 (1996) No. 7. P 581-586
81.	Jakobi H., Nilsson H., Ehrenberg H.-J., Wunnenberg К Process technological and metallurgical measures to imprwe the oxide cleaness of CC-strands and their evaluation by the MIDAS method, Proc Melee Congr. 94, Dusseldorf, June 20-22, 1994, \fc>l. 1. P 46-54
82.	Туркдоган ET Металлургические последствия усвоения кальция жидкой и затвердевшей сталью // Обработка стали кальцием: Материалы международного симпозиума по обработ кс стали кальцием (Глазго, 30 июня 1988 г.). — Клев ИЭС им. Е. О. Патона, 1989.— С 19 44
83.	Schlackcnatlas, \fcrlag Sthaleisen m.b.H , Dusseldorf 1995
84.	Turkdcigan E T Ironmak. Steelmak. 12 (1985) Nc. 2. P 64 78
85.	Ozturk B., Turkdogan E.T. Met. Sci 18 (1984). P 299 305
86.	Rein R.H., Chipman J.: Trans. Met. Soc. AIME 233 (1965) P 415-425.
87.	Дюдкин Д.А., Кисиленко В В., Гриниерг С.Е. и др Утуч шение разливаемости стали на 3 НРС//Труды четвертого конг ресса сталеплавильщиков (Москва, 7 10 октября 1996 г) М АО Чермстинформация, 1997 — С. 340 342
S8 кусано Е- Каваутн Ю-, Калзусима М и др 1ехноло1ия обработки специальных сталей кальцием // Новости черной металлургии за рубежом. 1996. № 1. С 64 66.
89	карья Я , Нсвапи X., Хицуен У и др. Характеристика из носа огнеупоров при разливке сталей, раскисленных кальцием // Металлургический завод и технология, 1994 С 15—16
90	. Иикович ГМ. Влияние легирующих и микролегирую-ших добавок на неметаллические включения в стали // Теория металлургических процессов. Том 6 (Итоги науки и техники, ВИНИТИ АН СССР) - М , 1987. С 68-168.
91	Карья Я , Невапи X., Хицуен У. и др. Характеристика износа огнеутюров при разливке сталей, раскисленных алюминием Ц MRT. 1994. С. 24-28.
92	. Пеликани Ф , Дюран Б. Гессье А. и др. Основы обработки стали кальцием и его усвоение // Обработка стали кальцием: Материалы международного симпозиума по обработке стали кальцием (Глазго. 30 июня 1988 г.). — Клев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1989 - С. 45-58.
93	. Кисиленко В.В., Дюдкин Д А , Онищук В П., Сочнее Д.А. Комплексная технология производства качественной стали с использованием порошковых проволок // Труды шестого конгресса сталеплавильщиков (Череповец, 17-19 октября 2000 г.) — М АО Черметинформация. 2001,— С 369 373.
94	. Tiekink WK , Pieters А: А12ОЗ in steel: Morphology dependent on treatment, [in:] Steelmaking Conf. Proc. 1994. P. 423-427.
95	. Дюдкин Д.А., Кисиленко В.В., СочневД.А. и др. Комплексное рафинирование, модифицирование и микролегирование стали кальцийсодержашими порошковыми проволоками // Материалы международной научно-технической конференции (Киев-Днепродзержинск, 15-19 мая 2000 г.) - Киев: НТТУ «КПИ», 2000-С. 85-89.
96	Дюдкин ДА., Гринберг С.Е., [рабов А.В. и др. Влияние кальция на качество трубной стали // Металлург 2002. № 11. С. 48-50
97	Каблуковский АФ , Ябуров С И , Никулин А Н. и др. Использование порошковой проволоки для корректировки содержания марганца в стали // Металлург. 1997. № 3. С. 20-21.
300
ад Селезнев К) Л. Носов ЮН. Яипень В Я и ip ства порошковой прожлоги для	«им
’ХнХали в ОАО ЗСМК Ц Сгаиь 1Я» ** 5 < 35 W
99	Поляков В В Ресурсосбережение в черип» <м1МЦ*
_ м • Машиностроение, 1983-145 с
'	100 Пилюшснко ВЛ . Вихлевшук ВА. По.ими.» AM
Научные и технологические основы микролегирован»» - М Металлургия, 1994. — 384 с.
101.	Fanes Е, Gibbins Р. S., Graham С. Comparison аdinermt calcium injection methods for production of aluminium-treated «reh for billet casting//Ironmaking and Steelmaking V 13 N 1 P 2Ь 'I
102.	Кривко E.M , 4v6 П И Коновалов РП и ар Микро-легирование кипящей стали бором при восстановлении его ю окислов // Разливка стали в иттожнииы. Сб науч тр / МЧМ СССР. — М.: Металлургия. 1984 - С 24-25.
103.	Пилюшснко ВЛ., Вихлевшук В А. Поживанов МА
Лепорский С. В. Научные и тсхнолопгческие основы микрите гирования стали. - М. Металлургия, 1994.— 384 с
104.	Pcllicani Е, Szez.ez.ny R., Villete Е Innovative Process for production of Continuous Cast Boron Steel Using Cored Vure Injection, AISE Annual Convention, Pittsburg, sept. 1987 P 75-80
105.	Meyer L , Strasburger C , Schneider С Microaltomg elements Niobium, Vanadium, Titanium, Zirconium and Borom, their in Modern Automotive steels. Proc, of an Int. Seminar on
Automotive Steels. — M. 1988. P 64-84
106.	Малиночка Я.Н , Кова, ьчук Г.З., Ярош В.Н Микро-твердость и закаливаемость борсодержащих сталей с м«_ ю Термическая обработка металлов: Сб. науч. тр. М Металлургия, 1979.— №8,— С. 89-90.
107.	Литвиненко Д.А. Бор в малоуглеродистой стали xut глубокой штамповки // Сталь. 1984. N» 4 С 357 41
108.	Богданов Н.А, Сычков A.I . Тсревянченко Н В и др Разработка и освоение технологии производства борсодержа-тих сталей па Молдавском металлхрп1чсском заводе 1р\ды пятого конгресса сталеплавильщиков (Рыопица. 14 17 октч<'1>я 1998 г.). — м.: АО Чсрметинформация, 1999. - С 239-243
109	Богданов НА. Сычков А.Г., Дсрсвянчснко НВ и др. Разработка и освоение производства оорсодсржаших сталей // Металлург 1999	2 с 29-30
НО Прешерн В Кметич М . Розман Л.. Ьрачуи II. Опыт гменения обработки стали порошковой проволокой с си-ликокальиием на <Словепских сталеплавильных заводах» // Материалы международного симпозиума но обработке стали кальцием (Глазго. 30 июня 1988 г). — Киев: ИЭС им. Е О. Патона, 1989. С. 108-122. Черная металлургия: Бюл. НТИ 1990. N°10 с.36-38.
111	. Вашьери Е Применение порошковой проволоки в ковшевой металлургии // Обработка стали кальцием. Материалы международного симпозиума по обработке стали кальцием (Глазго, 30 июня 1988 г.). — Киев: ИЭС им. Е. О Патона, 1989. С. 16-18.
112	Mfeh W.Y., Chou C.L, Shyr FS et. al. S45C Al+Si-killcd steel treated with steel-clad CaSi wire feeding in ladle // Scanmjcci — IV 1986 Pt. 2. P 6/1-6/22.
113	. Vihma K., Ylonen H. Adjusting of steel composition by alloy wire feedings // International Conference on Secondary Metallurgy: Dusseldorf, 1987. P. 360-366.
114	Каблуковский А.Ф., Ябуров C.H., Никулин А Н и др. Корректировка содержания серы в стали порошковой проволокой // Металлург. 1997. № 10. С. 42-44
115	Лунев Н.Н., Аверин В В Сера и фосфор в стали. — М : Металлургия, 1998. — 265 с.
116	Дюдкин ДА., Онишук В.П., Кисиленко В.В. и др. Технология внепечного легирования стали серой из порошковой проволоки // Металл и литье Украины. 2000 № 1-2. С. 29-30
117	Буссар П., Щезесны Р, Пелликани Ф., Гессье А. Ресулъ-фурация сталей в комплексе с обработкой кальцием для улучшения обрабатываемости резанием // Обработка стали кальцием. Материалы международного симпозиума по обработке стали кальцием (Глазго, 30 июня 1988 г). — Киев ИЭС им Е О Патона, 1989 - С. 189—198
118	Смирнов НА. Вдувание порошкообразных материалов в ковш // Груды первого конгресса сталеплавильщиков (Москва
УП.
12-15 окшоря 1'792 I ) M AO Мер- пмфпримм "
С 2П 2В
119	Кабтуковскии А Ф Ябуроя* И Кл< .>• В В Пигг»— пое науглероживание стали порош» и и npow.ro. »  Мпжа лург.1996№6. С. 32
120	Мулько ГН , Куликов В В Кулаков В В я др ние технологии обработки стали в ковше провожжой с г «ер» з ным наполнителем // Груды третьего конгресса сталеплаяиль-шиков (Москва 10-15 апреля 1995 г) М АО Черметинформация 1996. С. 249-251
121	Дюдкин Д А., Онишук В П Кисилеико В В и др Тех пологая обработки стали в ковше порошковой проволокой с уг леролсодсржашим наполнителем // Сталь. 1998 С 16 18
122	Ватт. СЮ, Кисилеико В В . Онишук В П и тр Техно логая производства стали с регламентированным содержали см элементов в узких пределах // Металл и титье Украины 2000. № 1-2. С. 34-36.
123	Вальери Е Применение порошковой проволоки в ковше вой металлурши // Материалы Международного симпозиума по обработке стали калышем Великобритания, Гтаяо 1984 С 16-18.
124	Каблуковскии А Ф , Ябуров С И . Никулин А Н и др Преимущества микролегировапия стали с помощью порошковой проволоки // Мепылур! 1989 V 9 С 37-38
125	. Дюдкин Д А , Кисилеико В В , Онишук В П и др Микролегирование, модифицирование и раскисление рельсовой стали в ковше комплексным сплавом КМ КТ Металл и литье Украины 2000 № 1-2. С 31 32
126	. Позняк Л.А , Гроцан А И . Белов Б Ф и др Разработка и промышленное опробование технологии ввода гитана пирош-ковой проволокой с целью корректировки его содержания в заданных пределах в непрерывном гой стали 10Г2БТ Черная металлургам. Бюл. научно-технической и «кономической ин формации 1‘>90. Был 10 С 36-38
127	Дюдкин Д.А., Кискленко В В Ониипк В II идр Тех пологая легирования стати ванадием из порошковои проваю-
Ч’
КИ Черная металлургия Бюл научно-технической и экопо-мической информации 2002. Вып 11 С 40—42.
128	Бать СЮ, Кисиленко В В . Онишук В П и др. Техно югия производства стали с pci ламентированным содержанием элементов в узких пределах // Металл и литье Украины. 2000. N? 1-2. С. 34 36.
129	Бойко Б.С., Ларионов ЛА . Саркиц И Г. и др Комплексная технология производства листового проката для труб большого диаметра // Металл и .литье Украины 1998 № 5-6. С. 44-46.
130	. Воронова НА Десульфурация чугуна магнием — М.: Металлургия, 1980 — 239 с.
131	. Бабич А И , Кочура В В , ФормасЛ. идр. Производство первичного металла в странах Западной Европы
132	, Поляков В В Ресурсосбережение в черной металлургии. - М Машиностроение, 1993. 145с.
133	, Вести с металлургических предприятий России и стран СНГ // Информация руководителю. 2003. № 11 . — С. 13 .
134	. Вести с металлургических предприятий России и стран СНГ // Информация руководителю. 2002 №9 — С. 14.
135	. Шевченко АФ, Двоскин Б.В., БыковЛ В и др Выбор рациональной технологии внепечной десульфурации чугуна в условиях современного металлургического производства // Металлургическая и горнорудная промышленность. 1999. №5. — С. 23 26.
136	. Збортцик А.М. Экономическая эффективность различных способов внедоменной десульфурации чугуна // Металл и литье Украины. 2001. № 3-4. — С. 11—13.
137	. Шевченко А.Ф., Двоскин Б.В., Курилова Л.П идр. Эффективность десульфурации чугуна и усвоения магния в процессах ковшевой обработки // Металлургическая и горнорудная промышленность 2002. №5. — С. 12 14.
138	Дюдкин Д.А., Кисиленко В В., Онишук В П. и др. Использование порошковой проволоки для внепечной десульфурации чугуна И Черная металлургия. Бюллетень научно-технической и экономической информации 2003. Выпуск II.
139	Дюдкин Д.А , Кисиленко В.В., Онишук В.П. и др. Внепечная десульфурация чугуна порошковыми проволока-
304
ми с р.1 «личными наполнителями Производство стали в XXI пеке Прогноз, процессы, технологии, ял-кяия ./ Матерна лы MoWiviiajx) шои научно технической конференции (15-14 мая 2000 г.). Киев Днепропетровск. 2000 - ( 514 519
140	Дюдкин ДА., Кисиленко В В , Онишук ВЛ и др Де сульфурлпия чугуна магниисодержашеи проволокой на Пипец-ком металлургическом завозе «Свободный сокол»//Черная че таллуршя: бюллетень научно-технической и экономической информации 2002. Выпуск П. — С 26-29
141	Дюдкин ДА, Гринберг С.Е , Кисиленко В В Сопос тавлепис дссушфурапия чугуна магнием способом вдувания и в виде порошковой проволоки // Металлургическая и горнорудная промышленность. 2001. № 6. С 15-17
142	. Дюдкин ДА.. Кисиленко В В , Онишук В П и др Некоторые особенности внепечной десульфурации чугуна порошковы ми проволоками. «Тепло- и массообменные процессы в металлургических системах // Материалы VI международной научно-технической конкуренции Мариуполь. 2000. — С 56—62.
143	. Колпаков С В., Старов РВ , Смоктий В В и др. Технология производства стали в современных конвертерных цехах — М Машиностроение, 1991. — 251 с.
144	Hot metal desulfurization by CaO—Mg Co-injection in Usiminas Steel Shop 2 / Viano I E, Costa S L. Prenozzi A // Steelmaking. Conference Proceedings. 1999. — P. 361-363.
145	. Зборщик A.M, Гринберг С E., Мариниев С H Использование порошковой проволоки при производстве отливок из высокопрочного чугуна //Металл и литье Украины ЛХХ) V 1-2 — С. 15-16.
146	. Дюдкин Д.А., Бать СЮ., (ринберг С.Е . Кисиленко В.В., Онишук В П. Впепечная обработка расплава порошковыми проволоками. — Донецк: Юго-Восток, ХЮ’ — 2%с.
147	Раздобарии И Г. Шумихин ВС, Потрух АГ Захнен ко В И. Рафинирование чугуна порошковой проволокой Процессы Литтл 2001 № 3. — С 40-43
3ft.'
Haveoei tutkiHHX
Дюдкзн Дмитро Олександрович Бать Серий Юр1йович Гршберг Самудл Юхимович Мартцев Серий Миколайович
ВИРОБНИЦТВО CTAJII НА АГРЕГАТ1 КОВШ-П1Ч
Росшською мовою
Техн1чний редактор Ю. М. Устинова
Подписано до друку 04.11 2003 р.
Формат 60x84/16. Патрофсетний.
Гарштура «Newton». Друк — р1зографш. Ум друк. арк. 17,78. Обл.-вид. арк. 17,34.
Тираж 300 прим. Зам. М» 294
Видавництво та друк ТОВ «Юго-Восток, Лтд» 83055, Донецьк, вул. Щорса, 17.
Тел./фахс: (062) 305-50-13; e-mail: vostok@skif.net
Свшоцтво про держресстрацио.
серш ДК №1224 вщ 10.02 2003 р.