/
Текст
УДК 669.19.146.5
Внепечная обработка стали: Учеб, пособие / В.И.Баптюманский,
А.Г.Величко, Е.И.Исаев. - К.: УИК ВО, 1968. - 52 о.
В данном пособии приведено введение, изложены основмю понятия
м определения современных методов вмененной обработки стали. Даны
методики расчетов основных процессов, которые протекает при обработке
стали в ковие: сжижения температуры стали, раскисления и легирова-
ния стали, дегазации стали при продувке инертмга газом я вакуумиро-
вакде и др.
Предназначено для студентов специальности 1101 "Металлургия
черных металлов” при изучении дисциплины "Новые процесса м внепечная
обработка стала", а также может использоваться студентами других
специальностей, научающих дисциплину "Металлургия стали".
Применяется при проведении практических занятий я организаций
самостоятельной работы студентов.
ТЬбя. 15 Бяблиогр.: 4 наэв.
Рецензенты: А.П.Огурцов, д-р техн.наук (ДНИ)
В.Г.Горобец, канд.техн.неук (Днепропетровский
филиал института "Чернетинформация)
Учебно-методический кабинет по высяему образованию
при Минвузе УССР, 1988
ЙЙ^ЛЕНМЕ
Для получения качественного металла все в больших масштабах
применяется специальные методы обработки стали за пределами стале-
плавильного агрегата. Проведение таких технологических операций по-
лучило названые "внепечная обработка" или "коваевая металлургия".
К наиболее широко применяемым способам внепечкой обработки откосят-
ся: а) раскисление и легирование стали в ковше; б) обработка металла
вакуумом; в) продувка металла инертнши газами; г) обработка стали
синтетическими шлаками или лигатурой; д) продувка металла порошко-
образгашя материалами и др.
При етом ремается рад задач повышения качества сталеплавильно!
продукции: раскисление стали; регулирование температуры металла;
дегазация» глубокое обезуглерояивание металла; виравнявание темпера-
туры м снижение химической неоднородности стали; десульфурация ста-
ли; модифицирование неметаллических включений, их удаление и др.
Процессы внепечной обработки - это целый комплекс сложных фи-
зико-химических явлений и взаимодействия, протекающих в сталеразлм-
вечном ковие или специальном агрегате. Более глубокому пониманию фиаи
ко-химичеоких процессов ковшевой металлургии способствует выполне-
ние расчетных заданий, описывающих эти процессы.
I. РАСЧЕТ СНИЖЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ СТАЛИ В КОВШЕ
В течение всего временя внепечной обработки стали в ковш рас-
плав теряет теплоту квлучением о поверхности я теплопроводностью че-
рез огнеупорную кладку ковва. Этм потери теплоты должны быть компен-
сированы соответствующим нагревом расплава а плавильном агрегате или
г - 8783 8
дополнительным подогревом металла во время внепечной обработки или
после ее окончания. Поэтому особенно важно уметь правильно оценивать
лотери теплоты в ковше с момента окончания выпуска стали из сталепла-
вильного агрегата до момента завершения разливки.
I.I. Снижение температуры стали при выпуске
и выдержке стали в ковше
Доминирующую роль в потерях теплоты сталью при аццермке ш об-
работке металла в кивше играет теплопередача теплопроводностью через
огнеупорную кладку и излучением через открытую поверхность металла.
Этот процесс монет быть рассмотрен как нестационарная теплопередача,
так как теплота передается чераз огнеупорные материалы очень медленно
и тепловой поток изменяется во времени.
Теплота, отданная сталью на нагрев футеровки ковша,
МсдТ, (i.i)
где /V - наоса стали, кг; С - удельная теплоемкость стали,
Ж/(кг.К>,1 дГ- снижение температуры стали, К.
Потерн теплоты через кладку ковша
(1.2)
где Q. - потеря теплоты с 1 футеровки а течение времени пребывания
стали в ковше "t , Дж; А - площадь огнеупорной кладки ковша
(днище * стены), м2.
______________тля _
где Д - теплопроводность огнеупоре, Вг/(м К); 7J , 7^ ” температу-
ре соответственно стали'и огнеупора ковша, К; л, - температура про-
водимости огнеупоре, м/ч, - время контакта огнеупора с жидкой
сталью, ч:
й'=-4~- (1.4)
/
Тепловой поток через поверхность кладки а этом случае
4
Если ново в момент слада етади уже нагрет за время Со до
определенной температуры То » то для момента / значение
определяется на уравнения
Цри этом тепловой поток
J ] (1.7)
«№ 1/^ \
Приравняв правые части в уравнениях (I.I) н (1.2) и используя
выражения (1.3) и (1.6) для определения теплового потока к единице
кладки разливочного ковша, можно с достаточной степенью точности
определить снижение температуры стали Д Т за счет отдачи теплоты
футеровке ковша.
Значения объемной плотности теплопроводности Я,
температуропроводности (Z и средней удельной теплоемкости С не*
которых огнеупорных материалов при различных температурах приведены
в табл. I.I.
При непрерывном цикле работы сталеплавильных цехов можно счи-
тать, что температура футеровки ковша к началу выпупка равна в среднем
400 °C.
К потерям температуры стали, связанным с нагревом кладки ковка,
добавляются еще потери, связанные о теплоизлучением при выпупке и
выдержке в ковше и разливке.
Если Т - время вшуска или выдержки и разливки, мин, а /*-
теплоиэлучалщал поверхность жидкой отели, м*\ то
Мс- £ 6vr“>г, (J.a)
где £ - степень черноты жидкой стали, £ ° 0,4, для шлака € «
» 0,9; 6V- константа излучения абсолютно черного тела, Gv«
" 5,775-Ю"® Вт/(м *К^); Т - температура стали на выпуске, К.
Площадь излучающей поверхности жадной стали может быть при-
нята (на желобе м*); в струе Л,5 м^, на зеркале ковша
2»
5
Таблица I.I
Значение объемной плотности J3 , теплопроводности Л* ’
температуропроводности аС и сродней удельной теплоемкости £,
некоторых огнеупорных материалов при различных температурах
Огнеупорные
материалы
С, Дж/(кг.К>
laOO °C
________Л, ВтДм-К)__________g^. IO-3 м8/ч_______________С ДжДкг-Ю
300°С | 800°c| lI00°tjla0tfc|3O0oc| aOO°cilIOO°cll5OC°C3OO°C |ыОС°С I IIOO°clt5СО°С
Шамот Магнезит 1,84...2,0 1,10 1,13 5,60 1,16 3,50 1,22 2,33 2,2 9,4 2,1 5,4 2.0 3,1 1Л 2,С 0,27 0,31 0,29 0,31 0,34 -0,41
2,9...3,0 8,84 0,35 0 '
Хромомагне- зит 3,10...3,25 3,50 2,56 2,33 2,1 4.3 2.8 2.2 1,8 0,27 0,29 О.Зх 0,34
Силикатные кирпичи 1,75...1,85 1,33 1,56 1,77 1.92 2,8 3,0 3,0 3,0 0,27 0,29 0,31 0,34
корундовый кирпич 2,3...2,6 1,60 1,52 1,51 1,49 2,3 2,1 1,9 1,8 0,29 0,31 0,34 0,37
гнеупорные легковесные кирпичи: шамот I 0,7 0,23 0,28 0,38 1,2 1,4 1,7 0.27 0,29 0,31 0,34
Шамот 2 1,0 0,29 0,34 0,52 — 1,1 1.3 1,6 — 0.27 0,29 0,31 0,34
Шамот 3 1,2 0,41 0,50 0,65 - 1.3 1Л 1,7 - 0,27 0,29 0,31 0,34
Таблица 1.2
Изменение температуры жидкой стали
прм введении в нее 1% легирующего элемента
Ферросплавы н легирующие элементы 1 дГ. ”0
Алюминий -3 (снижение температуры стали)
Углерод Хром FeCi (то*) Марганец FeMn (75«) FeMn test) Кремний FeSi (дою FeSi (тэю - 40 То *е -77,6 - 20 " - 30 * - 20 я - 31 * -16 +15 (повышение температуры стали) +ц То же +1
Таким образом, с помощь» приведенных данных можно оценить из-
менение температуры жидкой стали при раскислении и легировании, вы-
держке металла в ковие.
1.3. Варианты заданий на расчет
1.3.1. Дать оценку изменение температуры стали при ее науглеро-
живании, раскислении и легировании в ковше.
1.3.2. Рассчитать снижение температуры стали в раэультате по-
терь через футеровку ковша (при выдержке в ковше стали 0,5; 0,75;
1,0; 1,25 ч). Построить график зависимости Д7~ С~ f(4),
1.3.3. Рассчитать тепловой поток через поверхность кладки
ковша.
1.3.4. Определить потери температуры стали, связанные с тепло-
излучением при выпуске и выдержке в ковше и разливке.
1.3.5. Определить снижение температуры жадной стали за счет
охлаждения огнеупорной кладкой, которая в течение I ч предварительно
нагревалась до различных исходных температур (0, 400, 800, 1200 °C).
Построить график зависимости дТ Индивидуальные задания
приведены в табл. 1.3.
8
Индивидуал ыие задамся
' Температу- ра футеров- ки ковша (перед w- 1 ПУСКОМ. Т со
Время вы- держки ковша, ч ! С4- 8 8 8 Р 8 8 8 Р К 8.8 8 8 8.8 OOlHOOi-ikMOOOQMMOi-'O
Температура! стали на I зшуске, °C <о §1ig11§§|gggiШ
Масса рас- кислителя от' проценте мас- 1 сы стели in lOOtf>Qtf^G»U^QG£«^U300iCOU^ Ot-'OMOi-vOi-Vi-tOQ'HHOMO
L
. Материал футеровки i ковша | п P h И § й g|j^4 dl— Шшпншш
’S I Вместимость п/п! ковша, т | СЧ gg§§£g£g§m§m м oj m 'jinior-ipotOHNtny^^
3*
9
Ожоичаюе табл. 1.3
Шамот высокотемпе- /v?Z0?(75%) 1,0 1610 1,00 . 100
ратурный
РАСКИОЕНЛЕ И ЛЕГИРОВАНИЕ СТАЛИ
Для получения качественного заданного типа стального слитка не-
обходимо регулировать содержание растворенного кислорода в жидкой
стали перед ее разливкой. Содержание растворенного в металле кисло-
рода в конце плавки а результате регулирующего действия углерода
обычно не совпадает с гем его содержанием, которое нужно иметь в
жидкой стали при ее разливке. Для каждого типа стали содержание кис-
лорода должно иметь определенное значение, соответствующее содержант
углерода в металле: оно должно быть очень низким при получении. спо-
койной стали и находиться а определенна оптимальных пределах при
разливке полуспокойной и кипящей стали.
С целью свизывания растворенного в металле кислорода в прочные
окоиды сталь раскисляют осаждающим методой. Большая часть образую-
щихся оксидов удаляется из металла. Процесс раскисления стали или
вообще какого-либо металла (назовем его растворителем) можно пред-
ставить так:
т М f л [0] < f О] = (Mtf OJ(RnОп,р), u.n
Где R - элемект-раскислитель; Mt - раскисляемый металл-раство-
ригель; - продукт раскисления, в составе которого мо-
тет содержаться го или иное количество оконца металла-растворителя.
В качестве раскислителей - элементов, соединяющихся с раство-
ренным в металле кислородом" и обеспечивающих получение требуемого при
данной концентрации углерода в металле содержания растворенного кис-
лорода, чаще всего применяются марганец, кремний и алюминий, реже
кальций, титан, цирконий, ванадий.
Осаждающее раскисление дает наилучшие результаты при сочетании
следующих условий:
а) достаточной прочности оксидов, образующихся при соединении
еяементов-раскислиталей с кислородом;
б) быстрого растворения раскислителей;
в) большой скорости всплывания продуктов рескислнния;
г) хорошего поглощения продуктов раскисления оксидной фазой
(шлаком, пленкой оксидов), соприкасающейся с расинслявимм жидким ме-
таллом;
д) отсутствия нежелательного влияния раскисляющих элементов.
4 - 8W3 II
Этим свойствам наиболее полно отвечают ферросплавы - ферро-
марганец, ферросилиций, металлический алюминий, комплексные раскис-
лители ~ силикомарганец, АМС и др. Реже применяются ферротитан, ферро-
цярконий, феррониобий И др.
Химический состав некоторых раскислителей приведен В табя. 2.1-
2.6.
Таблица 2,1
Химический состав ферромарганца
» п/п Группа Марка Содержа- ние мар- ганца, % Содержание компонента, % (не более)
с Si р 5
I 2 3 4 5 6 7 8
Высокоуглеро- ФМн78 7,0
дистый 78-82 2,0 0,35 0,03
ФМн75 75 7*0 ijo 0^45 о!оз
Срецяеуглеро- ФМн2,0 75 2,0 2,0 0,35 0,03
дистый ФМн1,0 75 1,0 2,0 о!35 0,03
Низкоуглеро- дисгыЯ ФИнО,5 65 0,5 2,0 0,30 0,03
Таблица 2.2
Химический состав ферросилиция
п?п Маржа Содержание ' кремния, % (не менее; Содержание компонента, % (не более)
с S р At Мп Сг
I 2 3 4 5 6 7 8 9
I ФС 90 89 X 0,02 0,03 2,5 0,2 0,2
2 ФС 75 74-80 0,02 0,05 - 0.4 0.4
3 ФС 45 41-47 0,02 0,05 2,0 0,6 0,5
4 ФС 20 19-23 1,0 0,02 0,10 1,0 1.0 -
12
Таблица 2.3
Химический состав феррохрома
Группа Марка Содержа- нив хрома. % (не менее) Содержание компонента, % (не более)
с 5Z 1 р 5
Углеро- ФХ 605А 65 6.5 2,0 0,03 0,06
дмстый ФХ 800 А 65 8.0 2.0 0,03 0,06
Среднеугле- ФХ 400А 65 4,0 2.0 0,03 0,04
родистый ФХ 200 А 65 2,о 2,0 0,03 0,04
Нцзиоуглв- ФХ 050А 65 0,5 2.0 0,03 0,03
родИСТЫЙ ФХ 0I0A 65 ОД 1.0 0,03 0,03
ФХ 003А 60 0,03 1,0 0,02 0,03
ФХ 001А ев 0,01 0,3 0,02 0,03
Таблица 2.4
Химический состав силикомарганца
ЙЙа Содавжмке, t Содержание компонента, % (не более)
кремния марганца (не менее)
Углерод | Фосфор Ceja
СМ»26 * 26,0 60 0,2 0,005 0,03
OW80 20-25 60 1,7 о.тоо 0,03
СМн17 17-20 60 1,7 0,100 0,03
ОЫ7 14-17 60 2,5 0,250 0,03
Таблица 2. б
Хюмический состав силмкокальция
Марка Кальций (не менее) Железо Содержание кошонвнта, % (не более)
Алюминий 1 Углевод 1 Jootap
СИЮ 10 г>as 1,0 0,2 0,02
CKI5 15 ао 1,0 0,2 0,02
0(20 20 й 15 2,0 1.0 0,04
СИЗО 30 « 6 2,0 0,6 0,04
4*
13
Таблица 2.6
Химический состав прочих ферросплавов
Название ферросплава Марка Ведущий элемент Содержание компонента, % (не более)
с 1 р 1 Мп ' Сг
Ферромолибден ФМ060 60 6,05 0,05 0,10 0,30 - 0,50
Ферровольфрам ФМ7О 70 0,30 0,04 0,08 0,40 - 0,15
Феррованадий ФВд75 75 ),Ю 0,05 0,05 0,40 2,0 0,20
ФВд35 35 1,00 0,20 0,10 — 2,0 0,50
ФВд50 50 0,75 0,10 0,10 0,20 2,5 0,20
Ферротитан ®Гн68 68 0,20 0,05 0,05 0*06 6,0 0,20
Обычно металл раскисляют не одним раскислителем. Например, мар-
ганец обладает очень низкой раскислительной способностью. Си не может
обеспечить такой малой активности кислорода, которая необходима для
спокойного затвердевания металла без образования оксида углерода в
участках локальных скоплений (вследствие ликвации) кислорода и угле-
рода. Поэтому марганец как единственный (или почти единственный) рас-
кислитель применится только для поддерживания активности кислорода
а оптимальных дрелелах при производстве кипящей стали.
Кремний также не применяется как единственный раскислитель, faK
как при значительных содержаниях кремния, необходимых для получения
низких концентраций кислорода, продуктами раскисления являются отно-
сительно тугоплавкие кварцевые н силикатные включения, а возможно
даже и мелкие включения монооксида кремния, весьма отрицательно влия-
ющие на механические свойства стали. Поэтому сталь раскисляют после-
довательно несколькими сначала более слабыми, затем более сильнши
или комплексными раскислителями, содержащими в своем составе несколько
элементов-раскислителей: а) кремний и марганец; б) кремний, марганец
и алюминий; в) кремний и кальций и т.п.
Цель применения нескольких простых или комплексных раскислите-
лей - получить легкоплавкие продукты раскисления, быстро формирующиеся
в относительно крупные капельки, которые быстро всплывают и легко ас-
симилируются теми или иными шлаками, покрывающими металл.
Вторая цель применения нескольких раскислителей - стремление
получить наиболее благоприятную форму неметаллических включений, все же
частично остающихся в металле.
14
Наиболее правильно вводить сначала ферромарганец, а затем ферро-
силиций. Таким образом легче получить жидкие продукты раскисления.
Предпочтительнее раскисление в ковше, чем в сталеплавильном агре-
гате, так как при этом угар раскислителей меньше.
Для ускорения плавления и достижения болыпзй равномерности распре-
деления в объеме металла раскислителей их присаживает в ковш некрупными
кусками (ЬО...6О мм в диаметре) или в расплавленном вице. Последний
предпочтительнее, особенно тогда, когда раскислитель одновременно явля-
ется и легирующим компонентом, и его приходится вводить в больших коли-
чествах.
Перспективно применение раскислителей и легирующих добавок в
дробленном исбрикетнрованном виде. В этом случае для ускорения плавле-
ния и растворения брикетов и уменьшения тепловых потерь иногда приме-
няются экзотермические добавки (алюминий, силикокальций), которые вы-
деляют прк сгорании большое количество теплоты, достаточное для рас-
плавления легирующих и раскисляющих материалов.
При легировании стали элементы, обладающие меньшим сродством к
кислороду, чем железо Mof Си и др ) можно давать в завалку,
так как они практически не окисляются. Наоборот, легирующие элементы,
обладающие более высоким сродством к кислороду, чем железо (CtsWt V,
Ti и др.), дают в ковш после раскисления металла ферросилицием и,
алюминием.
& I. Расчет расхода ферросплавов .для раскисления
и дегароваиия стали
Для проведения раскисления необходимо задаться условиями прове-
дения раскисления етали. От правильного выбора условий раскисления в
значительной мере зависит соответствие результатов расчета практиче-
ским данным.
Раскислители присаживаются в ковш в количестве,
получение (с учетом угара) среднезаданного содержания
тобой стали. Их количество
Ft ПП' FtSt ' St Мп
no уравнениям:
при раскислении ферромарганцем кипящих сталей
ь/ М ! (М/г- Мп .)
rf а Л- 1 лв°' •
FeMn Мп'
обеспечивающем
элементов в го-
расс'ДИывается
(2.2)
5 - 8783
15
при раскислении ферромарганцем и ферросижицием спокойных и полу-
спокойных сталей ., ср
М M^Sier
М Т-----------------------Г ; (2.3)
М (Mnfi-Mn ) Мп
ft _ tun' IT gllirl__________>
У ,lun\ „ _ tun/.FT^ у (У-ЩУУ,}-, <2-0
Мп^-°’0/У^ МП«»п Mi
при раскислении силикомарганцем с корректировкой ферромарганцем
М. SiV
пав ст
М .(Мп’-Мп ,) Мп.и
раскислении силикомарганцем с корректировкой ферросилицием
SiFfn
ср
М .Si
ПОС СТ
м =
Win
при
И (Мгг F-Mn .)
noS * ст not Г
(2.5)
(2.7)
5—(y-<WY'\. (2.8)
Sifim ' Л '
М ----------------—
S£^
Расход коксика для науглероживания
СР СР СР
В уравнениях (2.2) - (2.9) ^Crt Мл , гг " среднее содержа-
ние элементов готовой стали, %, .
ес\^сег
ст 2. 9
^по(> ^пгтр^т Si лоб “ с°ДеР*ание элементов в конце плавки перед вы-
пуском иэ сталеплавильного агрегата, %; ^/ятб ~ масса сталн в стале-
плавильном агрегате перед выпуском в ковш; у У У угар
с* fm» Si
16
элемента-раскислителя; Мп - . Si^ * Мп Si С - содержание
re па ' Re Si» 5inn* feHe* *
элементов-раскислителей в ферросплавах и коксике.
Угар элемента-раскислителя определяется в основном содержанием
углерода в металле перед выпуском, условиями проведения выпуска и
раскисления и выбирается студентом из табл. 2.7 илн рассчитывается па
следующим формулам.
Лрн : 0,1*2 угар углерода
У-о.7-г,о\с\я^ <2.10)
прн Па > 0,1% с ’ ’ 1 J ПО9» (2.П)
при На < 0,1% угар марганца г.О{с}тй. (2.12)
при 0,1% (2.13)
Выражениями (2.12) и (2.13) можно воспользоваться при расчета
угара кремния
Угар раскислителя в ковше при обработке зависит не только от
содержания углерода в стали перед выпуском (определяющим концентра-
цию растворенного кислорода), но и от количества печного окисленного
шлака в сталеразливочном ковше, организации струи металла при выпуски
стали в сталераэливочный ковш и ряда других факторов. Чаще всего этн
параметры (кроме содержания углерода в стали) трудно поддаются коли-
чественной оценке. Поэтому ориентировочная величина возможного угара
раскислителя определяется по содержанию углерода в стали перед вы-
пуском.
Неправильный выбор величины угара раскислителя приводит к несо-
ответствию химического состава стали заданному или перерасходу раскис-
Лйтелей и соответствующему увеличении себестоимости стали.
5*
Т7
Таблица 2Л
Угпр элементов при раскислении
н легаровании стали
Д1 Ферросплав Цель и условия вве- дения (ферросплава Угар основного элемента, %
I Ферромарганец Раскисление кипящей стали
<0.1% [С] 20-30
>0,1% [с] 15-20
2 Ферросилиций После предварительного раскисления 5-15
Без предварительного раскисления 15-30
3 Силикомарганец
4 Алюминий Раскисление до 100
Легирование 10-50
6 Ферротитан После раскисления в пе- чи н ковше 35-60
Расчет
массы стали после раскисления и ее состава
Масса стали после раскисления •/
М„~ ^00-0,0/МпV 0,0/Si^ ys-
-^уо,о/мМ1(т-о.о/мп^ у„я-^я^я)+
*<f<0,Msl^fe0-°’0fffnt>t v* -o.ofsitu v -Aec„ )+''
SiMn M/j ’ Si Met Si SiHn'
+ 0,0/ MK(/00r 0,0/Ус]. (2.14)
Тогда хшический состав стали после раскисления
*-С+М С +м с *М О(г.1Ы
ст Мп L mt ml ( • с)\ F,v„ /ы„ SMt * *'У
Mn--sr )(Мм Мт+М Мп +М Мпг )] (.г.16)
ст Н^ж тсп„ SiH„ ЛЖЦ’
Si=-h-(Hmy}(^Sic^MSic +MeuSi\- (2.17)
CV rfff ‘ St'1 FtMn FMh &Я ftSt StMn SiMn? *
18
£’4;VWAVW- (гЛ9)
Себестоимость раскисления стали определяется с использованием
данных табл. 2.8
ZeJ-4р]„“ [3]„^, (г.ао)
где Ц - оптовая цена ва If ведущего
р]„, ри - содержание элемента
Ния И ма повалив, <.
элемента (табл. 2.8), руб.-soft.I
соответственно после раскисло-*
Таблица 2.8
Оптовые цены на
(Прейскурант * 01-05, введен в
ферросплавы
действие о 01.01.82 г.)
Вад продукции Марка Стандарт или ТУ Ведущий элемент Оптовая .це- на за 1% ведущего элемента, руб.-коп»
J 2 г ... 4 5
Ферросилиций ФС90 ГОСТ 1445-78 Si 4-30
ФС75 То же 2-85
ФС65 н 2-80
ФС45 • 2-40
ФС25 и 2-10
ФС20 1-75
Силикомарганец СМн-26 ГОСТ 4666-77 Мп 5-90
20 Те же 5-05
14 И 3-80
26 й 2-40
20 Ч 2-06
14 п 1-05
Ферромарганец ФМн?8а ГОСТ 4755-80 И 6-40
78 я 4-00
75А й 6-26
75К п 3-90
75 н 3.^0
6 - 8783
19
Окожаняе табл. 2.8
I 1 г 1 3 t 4 1 5
Марганец металли- МРОО ГОСТ 6008-75 Мп 16-50
веский MPI 7-90
ЫР2 7-40
Феррохром низко- ФХ001А ГОСТ 4717-79 Сг 9-75
углеродистый Б То же 9-50
6А и 6-15
6Б 6-05
Феррохром сред- ФХ100А ГОСТ 4717-74 И 5-15
«©углеродистый 400А •» 4-60
650А а 4-30
800А а 3-15
Хром металличе-
СЕИЙ Х99 ГОСТ 5905-67 19-00
Ферровольфрам ФБ70 ГОСТ 17-293-82 W 175-00
Ферромолибден ФМобО ГОСТ 4759-79 Мо 159-00
Ферр.'ванадий ФЦд235А ТУ14-5-98-78 V 83-00
Феррониобий ФНо ГОСТ 16773-71 N* 251-00
Ферротитан ФТиЭОА ГОСТ 4861-80 Т1 29-00
Ферробор ФВ20 ГОСТ 14848-69 В 240-00
Ферросиликоцир- коний ФСЦрбО ТУ-5-63-77 тг 29-30
2-85
В реальных условиях проведения раскисления стали в ковше резуль-
таты процесса и его себестошость обеспечиваются точностью определения
расхода раскислителя. Эта величина, в свою очередь, зависит от правиль-
ной оценки угара раскислителя для конкретных исходных пираыетров про-
цесса.
Получение стали с минимальным содержанием легирующего элемента в
диапазоне, заданном химическим составом стали по стандарту, обеспечивает
необходимые для данной марки стали свойства. При этом расход раскисли-
телей и себестоимость стали уменьшаются. Эти моменты необходимо также
учитывать при проведении процесса раскисления и легирования стали.
При совместном раскислении кремнием и марганцем (например, сили-
комарганцем), приняв в продуктах раскисления (&(£ )*ЛГЛ' 50%, можно
рассчитать
£0
Г , 5ОК.
t+KK \Нп\'
О rlflU ь J
rv и л [//л] ) .
1X1
(2.ZJ)
(г. аг)
(г.гз)
где Kt - конетадга равновесного распределения кислорода мемду метал-
лом и идиом,
5<67- ,8 *°
< о ' IM! Г
Для выяснения влияния температуры процесса на раскислявшую спо-
еобность элементов-раскислителей расчет К проводится при темпера-
турах 1550, 1600 и 1650 °C.
Концентрация М в стали после раскисления приншаатся рав-
ной в диапазоне 0,002-0,01%.
2.2. Расчет равновесной концентрации кислорода
Равновесная концентрация кислорода для реакции (2.1)
L«J а
На уравнения (2.25) видно, что степень раскисления стали, опре-
деляемая равновесной концентрацией кислорода, вависнт от температуры
через ; концентрации элемента-раскислителя в металле ([A’] актив-
ности оксида в шлаке (a (RmOn_fi )(О* )).
Чем меньше активность окснца, тем нике равновесная концентрация
кислорода. На этом принципе основано пршененке комплексных раскисли-
телей, в которых содержится несколько элементов-раскислителей (силико-
марганец, силикокальций, алюминий, марганец, кремний и др.).
Для реакции раскисления марганцем константа равновесия
~ (2.26)
“(Miff)
6* 21
При содержании марганца в расплаве менее 0,8 % активность Nn О
в продуктах раскисления вследствие образования раствора'Jf^O
понижается. Поэтому при вычислении равновесной концентрации кислорода
_= 0,67+ 0,2{ Г//л]. (2.27)
\МпО) » L j
Для реакций раскисления углеродом, кремнием и алюминием актив-
ЯОСТь продуктов раскисления можно рассчитать из выражений
#-%** ❖ [f][Z7]—* 2,07; а.Ы)
+ <°’г8> !г'г9’
ЦК п*!даг 2Ц/7. (2.30)
г л?г°з * W ° Г
2.3. Варианты заданий на расчет
2.3.1. В соответствии с индивидуальным задвинем выбрать ферро-
сплавы для раскисления стали и рассчитать необходимое их количество
(индивидуальные задания приведены в табл. 2.9).
2.3.2. Рассчитать результаты раскисления; массы стали, ее хи-
мического состава после раскисления.
2.3.3. Проанализировать затраты на раскисление стали. Оценить
экономическую целесообразность выбора ферросплавов для раскисления
стали (оптовые цены на ферросплавы приведены в табл. 2.8).
2.3.4. Рассчитать равновесную концентрацию кислорода после
раскисления стали. Построить зависимость [#] - £ J ),
2.3.5. Проаналязаровать результаты расчета и сделать выводя.
3. РАСЧЕТ ПРОЦЕССОВ ДЕСУЛШРАЦИИ И РАСКИСЛЕНИЯ
СТАЛИ В КОВШЕ СИНТЕТИЧЕСКИМИ ШЛАКАМИ
3.1. Расчет процессов десульфурации стали
В настоящее время обработка металла жидким основным и маложеле-
зистым шлаком является наиболее эффективным методом глубокой десульфу-
рации стали. Это обусловлено следующими его преимуществами: десульфу-
рация сочетается с глубоким раскислением жадной стали; жадное состоя-
ние шлака и высокая его температура позволяют использовать для рафини-
рования металла большое количество десульфуратора (до 6% массы металла
22
ннннмнммннйНнЯнмймм
здчЧчЧЧЧЧЯЧЯчЛЯЯЧЧ8.
ooooooooooooooooooo
а з s я Ч Я Я 4 4 8.4 йЛ Я Ч Ч a. Ч Я
OOOOOOOOOOOOOOQOOOO
ооооооооооооооооооо
23
7 - 87аэ
Окончание табл. 2.9
388SSS38
gg83388»^
<=-444 4 4 4
348ss838
сч
8^йр|он?<3
Ч 4 3 о o'o'4 4
и выше) без охлаждения стали; длительное использование во время вы-
пуска плавки энергии падающей в ковши струи металла для эмульгирования
стали и шлака обеспечивает почти полное приближение к равновесию сис-
темы металл - шлак и максшальное использование десульфурирующей спо-
собности (сульфидной емкости) шлака.
Как правило, используются синтетические шлаки системы CttO~Al О*.
Содержащаяся в металле сера взаимодействует с СаО шлака к переходит
в шлак. Для глубокой десульфурации необходимо повышенное содержание
СаО, пониженное содержание 5iOt и FeO< 1%. Равновесный
коэффициент распределения серы между шлаком и металлом я =
к , s
особенно резко снижается даже при небольшом повышении концентрации в
немоксидов железа. Даже при в 2»5» FJ * 2& при (FeO)-
= Эъ. Наличие фосфора в синтетических шлаках исключается, так как
при обработке он переходит в металл.
В связи о большим отношением суммарной поверхности капель ме-
талла и шлака к объему металла в ковше и значительной длительностью
выпуска металла из печи в ковш термодинамическое состояние металла,
близкое к равновесию со шлаком. Поэтому содержание серы в металле
после его обработки синтетическими шлаками можно рассчитать по ба-
лансовые уравнениям.
Содержание серы в системе металл, печной и синтетический шлаки
перед обреботкой
V Мсш, (З.П
где содержание серы соответственно’в ме-
талле (ковше обработки), печном и синтетическом шлаиах, /Л.АС
jy ffr П'Ш
- масса соответственно металла, печного и синтетического
шлаков.
Содержание серы в системе после обработки металла синтетическш
шлаком
[Х5] Мсш, (3.2)
где [% 5} - содержание серм в металле в ковше после обработки, %*
/<и с)
Г? = i • равновесный коэффициент распределения серы лоске
у [% 5д
обработки металла синтетическим шлаком (с учетом влияния некоторого
повышения (F&O) при раскислении металла шлаком).
7»
26
Приравнивая правые части в уравнениях (3.1) и (3.2)» получаем
U 5U (^)пм, №с.ш мсаГ
7Д%5] Меш. (3.3)
Тогда содержание серы в металле после обработки
// I П" ‘> + I п
\МН Мм) 7S
Относительное количество синтетического шлака, необходимое для
достижения заданного можно рассчитать по следующему
уравнению, основанному на балансе серы в металле и шлаке при извест-
"« MVM„ '
3.2. Расчет раскисления стали
При использовании известково-глиноземистого синтетического,
шлака обеспечивается не только глубокая десульфурация металла, но
н одновременное раскисление стали.
Наличие большой поверхности контакта металла и шлака (100...
...300 и2/.3), а также турбулизация металла и шлака обеспечивает
резкое ускорение переноса кислорода из металла в шлак по сравнению
о переносом при диффузионном раскислении.
Конечное содержание кислорода (при известном количестве син-
тетического шлака) можно рассчитать на основе баланса массм кислорода
в конце обработки металла шлаком и приближением системы к равновесно
по кислороду:
1% а<ы> (% FeO) rfeff <=
= [(ZFeZ7) Z. <3-6’
L' W /У J ’ ^0 О
26
Решая уравнение (3.6) относительно п0’5ГчаеМ
(ал.
zvz—~~
оксида железа в олаже; л *
/ ***
шлаке; - коэффициент
и шлаком [%0Jmur
/+^0VFeO
где начальное содержание
коэффициент активности оксида железа в
распределения кислорода между металлом
начальное содержание кислорода в металле (до раскиоления).
3.3. Варианты заданий на расчет
3.3.1. Определить содержание серы в металле после обработки оте-
ли синтетическими шлаками (исходные данные в табл. 3.1).
3.3.2. Для исходных данных таблицы определить необходимое коли-
чество синтетического атака для получения в стали конечного содержа-
ния серы 0,005% и 0,01%.
3.3.3. Оценить влияние величины на конечное содержание
серы в металле при - = 0,001; 0,005; 0,01; 0.015; 0,02. Постро-
/ М \
ЙТЬ график зависимости [% S] I •
3.3.4. Оценить влияние величины (%5)с.и> на конечное содержа-
ние серы в металле при = 0,05; 0; I; 0,2; 0,5%. Построить гра-
фик зависимости [% 5 ] ~ / (% 5 )с и, -
3.3.5. Оценить влияние состава шлака (через а 60; 80; 100;
120; 140) на необходимое количество синтетического шлака для обеспе-
чения содержания серы в металле после обработки 0,01%. Построить
график зависимости.
3.3.6. Определить содержание кислорода в стали после обработке
заданным количеством синтетического шлака: (%Fe0)a 0,5;
= 0,03; Lq = 0,0023 (при = 1600 °C); = I. **
4. ДЕГАЗАЦИЯ СТАЛИ В КОВШЕ ПРИ ПРОДУВКЕ ИНЕРТНЫМ ГАЗОМ
Продувка металла инертными газами как метод повышения качества
металла получила широкое промышленное распространение. При продувке
металла инертными газами уменьшается химическая неоднородность стали
в ковше: уменьшается содержание газов в металле; происходит энергичное
27
Таблица 3.1
Индивидуальные задании
п/п Состав атака* % т Мм "н [%5]
СаО 5Юг FeO
I 2 3 Г 5 6 7 8 9 10 II 12
I 56 44.00 - - 150 0,010 0,06 180 0,04 од 0,10
2 56 44,00 - — 150 0,010 0,06 180 0,04 0,2 0,10
3 56 44,00 - • 150 0,010 0,06 180 0,03 од ОДО
4 56 44,00 — — 150 0,010 0,06 180 0,03 од 0,15
5 56 44,00 — — 150 0,010 0,06 180 0,04 од 0,15
6 56 44,00 — — 150 0,005 0,05 180 0,04 од 0,10
7 56 44,00 — — 150 0,005 0,05 180 0,03 од 0,10
м» 8 56 44,00 — — 150 0,005 0,05 180 0,03 од 0,10
S 9 56 44,00 — — 150 0,005 0,05 180 0,04 0,2 0,15
10 56 44,00 — — 180 0,005 0,05 iso 0,04 од 0,15
II 50 39,25 10,70 — 300 0,010 0,08 52 0,03 од 0,10
12 50 39,25 10,75 — 300 0,010 0,08 52 0,03 0,2 0,10
13 50 39,25 10,75 300 0,010 0,08 52 0,04 од 0,10
14 50 39,25 10,75 — 300 0,010 0,08 52 0,04 од 0,15
15 50 39,25 10,75 — 300 0,010 0,08 52 0,03 0,2 0,15
16 50 39,25 10,75 - 300 0,005 0,07 52 0,03 од 0,10
17 50 39,25 10,75 — 300 . 0,005 0,07 52 0,04 од 0,10
18 50 39,25 10,75 - 300 0,005 0,07 52 0,04 од 0,10
19 50 39,25 10,75 - 300 0,005 0,07 52 0,03 од 0,15
20 50 39,25 10,75 - 300 0,005 0,07 52 0,03 0,2 0,15
21 56 44,00 - - 300 0,005 0,06 180 0.04 0,2 0.10
Окончание табл. 3.1
2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 | 8 ! 9 1 10 1 II 1 V .
56 44,00 300 0,005 0,06 180 0,04 0,2 ОДО
56 44,00 300 0,005 0,06 180 0,03 ОД 0,10
56 44,00 - 300 0,005 0,06 180 0,03 0,2 0,15
56 44,00 300 0,003 0,06 ISO 0,04 ОД 0,15
50 39,25 10,75 — 150 0,005 0,07 52 0,04 0,2 ОДО
50 39,25 10.75 150 0,005 0,07 52 0,03 0,2 ОДО
50 39.25 10,75 150 0,005 0,07 52 0,03 0,2 ОДО
50 39,25 10,75 150 0,005 0,07 52 0,04 од 0Д5
50 39,25 10,75 - 150 0,005 0,07 52 0,04 од 0Д45
перемешивание расплава, облегчается удаление в шлак неметаллических
включений; снижается и выравнивается температура металла.
Для вдувания инертного газа используются дутьевые устройства,
через которые газ подводится сверху или снизу. Верхние погружные фур-
мы представляют- собой трубку с цилиндрическим соплом, футерованную
высокоглиноэемистш огнеупором. При подаче газа через дно применяются
дутьевые устройстве, устанавливаемые в затворе шиберного типа или
продувку производят через пористые пробки. В пористых пробках диа-
метр пор составляет мм. При продувке вблизи среза сопла форми-
руются газовые полости, которые увеличиваются в размерах за счет на-
грева газа до температуры металла и изменения ферростатического дав-
ления, приобретают грибовидную форму, пульсируют и могут распадатьск
на группы пузырьков меньших размеров.
Для условий продувки металла в ковшах вместимостью 100...350 т
средний размер образующихся пузырей моино определить по эмпирической
формуле:
где $ - объемный расход нейтрального газа через сопло, определя-
ется с учетом температуры газа перед соплом и давления, с которым по-
дается газ.
Ески радиус пузыря больше критического, пузырь разружается.
Вторичное дробление может происходить многократно до тех пор, пока
размер пузыря не станет меньше критического .
При вводе нейтрального газа через пористые донные блоки размеры
пузырьков можно оценить исходя из предположения, что к моменту отрыва
от поры его подъемная сила равна удерживающей силе поверхностного на-
тяжения по периметру поры. Тогда диаметр пузыря можно определить из
равенства
'Чире = з л(4-2’
где ^пор - диаметр пор, см; в - поверхностное натяжение, б
= 1200...1500 дин/см; Р , J> - плотность соответственно металла и
газа, г/см3. 2
Пренебрегая плотностью газа, получаем
3^
г ?
пузыря
(4.3)
30
4.1. Расчет удаления водорода
Продувка жидкой стали в ковше инертным газом сопровождается
удалением из металла растворенных в нем водорода и азота, В пузырьке
чистого газа, используемого для продувки (аргона), парциальные давле-
ния других газов, таких как водород, азот равны нулю, и поэтому эти
газы стремятся выделиться из расплава в пузырек инертного газа. Этот
процесс продолжается до тех пор, пока в пузырьке инертного газа пар-
циальное давление удаляемых газов не достигнет давления насыщения:
р - frrf.
Ч (Ч/ ’
(4.4)
(4.5)
При практическом использовании продувки мидкой стали аргоном
достигаемый результат по дегазации металла зависит от многих факторов:
температуры, способа продувки, расхода газа, наличия поверхностно актив-
ных примесей (кислорода, серы) в расплаве и др.
Процессу дегазации способствуют малые расстояния между отдель-
ными пузырьками инертного газа, большое время пребывания пузырьков
в расплаве, высокая стойкость диффузии удаляемых газов, большая по-
верхность раздела и высокий градиент концентраций удаляемых газов
между расплавом и пузырьком инертного газа. При постоянном расходе
продуваемого газа диффузионный путь растворенных в стали газов тем
меньше, чем больше число пузырьков, че. чем они мельче. Мелкие пу- .
зырьки всплывают медленнее и более длительное время находятся в
расплаве.
Для ориентировочной оценки эффективности обработки стали
аргоном можно воспользоваться уравнением Геллера, в выводе которого
использован равновесный закон Сивертса. В основу этого уравнения по-
ложены следующие соображения. Газ,используемый для продувки, практи-
чески нерастворим в расплавленной стали и не реагирует ни с ней, ни
с удаляемым газом; в стали растворен только один газ; в пузыре вду-
ваемого газа, имеющем бесконечно малые размеры, за время его всплы-
вания достигается равновесное давление насыщения удаляемого из распла-
ва газа.
Рассмотрим процесс удаления водорода из стали при продувке ар-
гоном. Пусть водород объемом растворен в металле.
31
При продувке аргоном и прохождении через металл пузырька аргона
объемом dr** последний увлекает с собой малый объем водорода d-V*.
Общее давление газа в пузырьке Р включает в себя парциальные давле-
ния водорода и аргона определяемые концентрациями этих
гавов в пузырьке. 2
Отношение объемных концентраций обоих газов в пузыре пропорцио-
нально отношению их парци&льшх давлений. Таким образом, для соотноив-
ния объемов водорода и аргона будет
или с учетом, что р*-р-рм.
Тогда в пузырь переходит растворений газ:
справедливо выражение
Рн
(4.6)
л_
P-R,
<4.71
* Р'Р.
civ. .
Л'
<4.8)
Объему водорода, растворенного в стали, соответствует вееовое
количество газа [% /У] ;
у тост^,н\гг^ •
> нм too ’ '
Сг - масса осади, г] _ молекулярная масса водорода,
з £• £2,4 & *• объем, занимаемый I кг-иояай водорода, или
В соответствии с законом Сивертса массовая концентрация
пропорциональна его парциальному давленюо над расплавом:
(4.9)
где
рода
(4.10)
водо-
где
- константа равновесия реакции растворения газа;
р =1%АТ
н
(4.II)
(4.12)
32-
Праравняв правые части в выражениях (4.8) я (4.10), получил
(4.13)
откуда о учетом (4.12) *
,iz _ ггусг Р^-\У-М} х/Г* и!
'dW-
(4.14)
ИЛИ
Делер в интегральной форме
(4.15)
им
t*"U
„ ,г
р^\
{'ин}асг
(4.16)
м
4{1К\,
где концентрация водорода соответственно до я
после продувки аргоном, %,
Итерирование выражения (4.16) в пределах исходной
й конечной концентрации удаляемого газа приводит к сле-
дующему уравнению для определения количества газа для продувки:
V [р^ м Л
Если давление Р выражено в паскалях, необходимо его значе-
ние разделить на коэффициент 9,9066-10^.
Удельный расход аргона Й = мЭ/т:
U.»,
=Г- - ^ГГ7. (4.19)
33
на
100 г
на
100 г
(4.20)
практк-
(4.21)
Концентрацию водорода принято выражать в миллилитрах
металла.
Перевод массовой концентрации водорода в.миллилитрах
и обратно можно производить, используя выражение (4.20):
Сопоставление результатов расчета по выражению (4.16) о
чвскими данными показывает, что уравнение Геллера дает заниженный
расход аргона. Поэтому в выражение (4.18) вводится поправочный коэф-
фициент Z , характеризующий степень приближения к равновесие про-
цесса удаления водорода при продувке аргоном, т.е,
/ //г *5, Р / / /
Z U%*U" [7.*L„
По данным практики, коэффициент L изменяется в интервале
0,5. ..0,75 для раскисленной и в интервале 0,8...0,9 - для перераскнс-
ленной стали. В последнем случае эффективность удаления водорода по-
вышается за счет дополнительного дегазирующего воздействия оксида
углерода. Коэффициент Z уменьшается с увеличением расхода аргона.
Приведенное уравнение Геллера для водорода справедливо для
всплывающих пузырьков продуваемого газа в тот момент времени, когда
они непосредственно достигают поверхности расплава.
Выло выведено дифференциальное уравнение, описывающее измене-
ние общего количества газа в пузырьках продувочного газа в зависи-
мости от высоты всплывания для любого момента времени:
(4.22)
где V# .* общее количество содержащегося в пузырьках газа,
моль; - высота всплывания пузырька со дна ковша к моменту вре-
мени т t сы»
6ЛИ КТ
(4.23)
J) - коэффициент диффузии удаляемого газа, ом^/с;
постоянная; R = 8,311*10^ г.см^ДсА моль-К) *, . -
ф - ускорение свободного падения, qm/c , Р ~ общее
зыре ко времени ft г/^см.с*); К$- константа рав-
R - газовая
Т - абсолютная
температура; ।
даьльнне на пузыре ко времени
ноьеснн реакции растворения удаляемого газа;
лекул продуваемого газа е одном пузырьке.
34
V\ - количество мо-
Ф
Согласно расчетам насыщение пузырьков небольшого размера (до
3 мм) удаляемдаи газами происходит очень быстро»
4.2. Расчет удаления азота
При продувке стали аргоном удаление азота рассчцумрается по фор-
муле, аналогичной (4.18):
ИЛ= ~Г " //Z Р 1%^ ) <4-24)
иля о учетом коэффициента t-
8К«*р (—L— _ < \
V L <4,86)
Величину можно найти из уравнения
to К = - <4.26>
< 7
Степень приближения к равновесно процесса удаления газов при
продувке аргоном будет определяться процессами их массопереноса в
жидком металле и десорбций с поверхности в газовый пузырек. Известно,
что скорости этих процессов для азота значительно меньше, чем для
водорода (например, коэффициент диффузии) водорода и азота в жидком
железе составляет соответственно 1,2*10“^ и 9,2«10“э с*Г/с)»
На основании практики вакуумирования стали, где условия дега-
зации близки к условиям продувки аргоном, степень удаления азота мо-
жет быть принята в 4-7 раз меныоей, чем водорода. Соответственно сле-
дует скорректировать и значения коэффициента Z в выражении (4.26).
4.3. Расчет снижения температуры металла
при продувке аргоном
При продувке металла в ковше аргоном происходит снижение темпе-
ратуры стали в результате подогрева аргона до температур жидкого ме-
талла и за счет поваленной теплоотдачи череэ^зеряало металла и шлака
и нагрева огнеупорной кладки.
Рассчитать затраты теплоты на нагрев аргона и снижение вследствие
этого температуры стали можно, используя балансовое уравнение
К С л £ Л?" (4.27)
4т 4т Мт сг ст cr9
где V*? - расход аргона, м3; С* t Сст - теплоемкость соответст-
венно аргона и стали; , ^сг “ 18Мв**вчив 0 процессе продувки
температуры соответственно аргона и стали, К; G сг “ масса стали, кг.
Значения теплоемкости можно принять следующими: -
0,932 кДж/м3; = 0,836 кДж/кг»
Принимаемся, что пузырьки аргона успевают нагреться аа время
всплывания до температуры стали.
Потери температуры при продувке стали в большегрузных ковшах
составляют 3,5...2 град/мин в первые 5...6 мин продувки и 1,5...
•..1,0 град/мин - в последующие 8...10 мин. Суммарное снижение темпе-
ратуры стали во время продувки колеблется в пределах 10,..20 К.
4.4. Варианты заданий на расчет
Задания на расчет каждому студенту группы приведены в табл. 4.1.
4.4.1. Определить снижение содержания водорода н азота при
веданном расходе аргона. Построить график зависимости и [%/V]
ОТ У'лг-
4.4.2. Определить падение температуры стали в ковше при про-
дувке инертным газом с расходами, приведенными в индивидуальном за-
дании.
4.4.3. Определить расход аргона, необходимый для снижения со-
держания водорода в стали с исходного значения до заданного.
4.4.4. Определить расход аргона, необходимый для снижения со-
держании ааота в стали с исходного значения до заданного.
4.4.5. Определить размеры всплывающих пузырьков аргона при за-
данных условиях продувки н расходе инертного газа.
4.4.6. На основании произведенных расчетов сделать выводы.
Индивидуальные задания
Таблица 4.1
» п/п Расход аргона, мэ/т смэ/100 г 4 0^ 8 г % Температу- ра стали в кояаа, °C
I 2 3 4 5 6 9
I 0,2 2 I 1580
2 0,4 3 2 1590
3 0,6 4 3 1600
4 0,8 5 4 1610
36
Окончание табл. 4.1
1 1 2 1 3. ।। 8 1 6 1 7
5 1,0 6 5 1620
6 I»! 7 5 1630
7 1,2 в 6 1640
8 1,3 9 6 1630
9 1,4 10 8 1620
10 1,5 0,002 0,001 1610
II 1.6 0,003 0,002 1600
12 1.7 0,004 0,005 . 0,003 1590
13 1,8 0,004 1580
14 1,9 0,006 0,005 1590
15 2,0 • 0,007 0,006 1600
16 ал — 0,008 0,007 1610
17 2,2 * 0,009 0,008 1620
18 2,3 - 0.010 0,009 1630
19 2.4 4 а 1620
20 2,5 5 2 1610
21 2,6 6 3 1600
22 2.7 7 - 3 1590
23 2.8 в 5 1580
24 2.9 0,007 0,005 1590
25 3,0 0,008 0,005 1590
5. РАСКИСЛЕНИЕ И ДЕГАЗАЦИЯ СТАЛИ ПРИ ВАКУУМНОЙ
ОБРАБОТКЕ
Обработка металла вакуумом (снижение давления над расплавом)
влияет на протекание тех реакций и процессов, в которых принимает
участие газовая фаза. Газовая фаза образуется при протекании реак-
ции окисления углерода (раскисление углеродом) и выделении растворен-
ных в металле водорода и азота.
Поэтому вакуумирование стали широко используется для раскисле-
ния металла и глубокого обезуглероживания, очищения стали от неметал-
лических включений, дегазации стали - снижения содержания водорода и
азота.
Успешное провецение этих операций обеспечивается на специальных
установках при глубоком вакууме процесса 0,1...1,0 кПа.
3?
В настоящее время наиболее распространенными способами обработ-
ки металла вакуумом в ковше являются:
помещение ковша с металлом в вакуумную камеру и последующее пе-
редваивание металла инертным газом;
парционное и циркуляционное вакуумирование;
вакуумирование при переливе из ковша в ковш или из ковша в из-
ложницу (струйное вакуумирование).
5.1. Удаление кислорода и обезуглероживание стали
Анализ ревновесия реакции углерод-киалород
[Г]+[0]— {СО} (6.1)
при пониженных парциальных давлениях оксида углерода можно выполнить
при
г
t8-a>
где PCQ вьфажвно в атмооферех (атм)
или
= [гпо] <8'3’
где Рп выражено в миллиметрах ртутного отолба.
Экспериментально установлено, что соотношения Вечера и Гамиль-
тона » 0,0025 в области давлений 20...300ммрт.ст. справед-
ливо. а в области давлений ниже 10 мм рт,ет наблюдаются отклонения
етой величины от значений 0,0025.
Ив уравнения (5.3) следует
3,3-fs6 Рсв. (вл)
Значение р в уравнении (5.4) выражено в миллиметрах ртутного
столба.
Таким образом, понижение давления в системе приводит к умень-
шению [Г] [0J, и это является действенным средствам в снижения кон-
центрации кислорода в жидкой стали.
При вакуумной обработке стали очень важно знать, как изменяете^
концентрация кислорода в стали при постоянном содержании углеройа в за-
висимости от давления.
38
При концентрации углерода в стали < О,К
\_0\~ 0,<K7S/Р^ (5.5)
В этом случае содержание растворенного в стали кислорода пропор-
ционально корне из парциального давления оксида углерода. Формула (5.5)
по записи аналогична формуле Сивертса.
При более высокой концентрации [С]> 0,1%
МЧ И/у
При
м=йЛ-
Таким образом, при повышенных концентрациях содержание кислорода
в стальном расплаве обратно пропорционально концентрации углерода и
пропорционально давление PCff.
к^^т-ко,оог£. <5.8)
* С-0
Если предположить, что конечное содержание кислорода в металле
после вакуумной обработки пренебрежительно мало по сравнен») с исход-
ным, можно рассчитать максимально возможное снижение концентрации
углерода: *• *цач
где З^З-Ю"3 - произведение [Г] [0] для реальных условий практики.
Если по Вачеру и Гамильтону 2,5»10"э, то выраже-
ние (5.9) примет вид
<5.Х'
» нач
5.2. Удаление водорода я азота
Согласно уравнению Сивертса растворимость газов (азота и водо-
рода) при постоянной температуре пропорциональна квадратному корню из
парциального давления*.
(5Л1’
<5-«>
39
Следовательно, снижение давления над металлом является дейст- венный средством уменьшения концентреции водорода и азота в стали. Значения , К* , можно найти на уравнений -,>577i 1Влз)
(S.I4)
/уК' -r~-^i,S¥3. Г С-0 Г (5.15)
5.3. Образованна газовых пузырей
Дегазация металла возможна при условии, что давление больше внешнего противодавления выделения
Р Р М Он ‘ (5.16)
t Давление наделения в пузыре соответствует внутреннему давления,
которое устанавливается в зависимости от концентрации соответствующих
элементов, Напряаер, давление насьцения (выделения) водорода Put*
мота , и окоида углерода рес устанавливаетса в аави-
емюоти от концентрации водорода [Н], asora f , кислорода [ 0]
И углерода [С].
Давление вадаланми определяется не приведенных ранее закономер-
ностей» п Г/Л
Р» - -У-; <5.i7>
' л*2
Р - ; <5.18)
р^^Лс^- ls-19’
Внешнее противодавление складывается из остаточного давления Р
в вакуум-каме.е, столба жидкости над пузырем Р$ и капиллярного Р^
Р. « Р+ Р+ Р" (5.ЙО)
Он J tf
• Капиллярное давление Р^ связано с поверхности^ каТяиеннем:
/^=~Г> (5.21)
40
где £ - поверхностное натяжение, дин/см, для сталей в диапазоне
концентрации кислорода 0,02-0,08^ % изменяется в интервале 1200.. •
...1500 дим/см; 2 - радиус пузыря, см.
Давление столба жидкости
(5.гг>
где р - плотность стали* г/смэ; £ - ускорение свободного падения,
см/са; h
Тогда
если
или в
Или
если
- высота столба жидкости, см.
выражение (5.20) можно представить в виде
Р, и Р< выражены в динах на квадратшй сантиметр (двд/см*)
граммах в сантиметрах на секунду в квадрате (г/(ом.с2)).
р ~р+±+2^10
8н мг
Р& выражено в атмосферах.
Из уравнения (5.24) следует, что критический радиус зародыша, ом!
(5.23)
(5.24)
_ г.ачв /оf . (5.2б>
*р р - р -
г8н г /42
Для пузырей оксида углерода при
(5.26)
запишем -
__
w\c\\0YP--fa ‘8,rl
При образовании пузырьков оксида углерода максимальная глубина
зарождения определяется из уравнения
/=^<У<Й7[С][Я]. (5.28)
Если принять давление насицення для водорода
Р - М КН
(5-29’
41
re размер критического зародыша пузырька водорода
„ .. г,<нб ю*
И! р
б<5 иг
Здесь [//] выражено в промилле; - в атмосферак.
Газ кз расплава можно выделить по двум принципиально отличным
схемам:
в готовую газовую фазу с поверхности расплава; в газовую пору
или пузырек другого газа, например, аргона;
г<шоген1шы зарождением и ростом собственного пузырька в объеме
расплава.
В первом случав внешнее противодавление будет определяться ве-
личиной парциального давления данного газа в имеющейся газовой фазе,
во втором случае - суммой
5.4. Варианты заданий на расчет
(6.30)
' 5.4.1. Определить необходимую глубину вакуума, обеспечивающую
удаление газов с поверхности расплава до следующей концентрации
при температуре процесса 1550, 1590, 1600, 1620 и 1650 °C (табл.5.1)..
5.4.2. Определить высоту слоя от зеркала металла, в котором
газ на расплава в готовую фазу можно выделить с - I им при
температуре металла 1590, 1600, 1620 °C; Р = 0,1 кПа (0,001 атм);
- 7 г/см3.
5.4.3. Оценить возможность гомогенного зарождения газовой фа-
вн М* и СО в объеме жидкого металла, для чего рассчитать
из уравнения (5.23).
Величина = 10“^ см; 10“^ см; Ю“® ом.
При расчете б = 1400 МН/м (для перевода в Н/см^ ввеоти мно-
житель 10 “5/9,8
Зарождение пузыря происходит в поверхностном слое металла с
0 и величиной можно пренебречь^ середине объема ковша
Л я 1,0 и; 1,4 м; 1,8 и.
5.5. Расчет концентрации кислорода при вакуумировании
в ковше
В производственных агрегатах равновесные концентрации углеро-
да и кислорода 4 .------------
,s"
43
О-
3-0 \г
(5.32)
г ( г ' т \ г /
где tA0 - атомный вес соответственно углерода и кислорода; -
исходные концентрации пастворекного кислорода; П = 0,0025; Р* -
внешнее давление, Н/см*.
Используя уравнения (5.31) к (5.32), можно получить конечные
значения концентрации углерода и кислорода при ковшевом вакуумирова-
нии. При этом могут быть рассмотрены два крайних случая:
перенашивание металла в ковше не происходит;
происходит полное перемешивание металла в ковше.
В первом случае вакуумированию подвергается лишь "активный" слой
металла высотой k, где ^со~ значение суммарного давле-^
ния в формулах (5.31) и (5.32) можно принять равным сумме остаточного
давления в камере и половине давления столба металла 1/2 *
Остаточные концентрации углерода и кислорода могут быть вычис-
лены усреднением по всему объему металла высотой Н , яапрюлер:
0 Oo(H-h) + Cpk
(5.33)
И
Во второй случае глубокому вакуумированию подвергается весь
объем металла, и давление можно принять равным остаточному давлении
в камере //£? ууЛ.
В реальных условиях эффективность вакуумной обработки в ковше
занимает промежуточное положение и определяется как степеньш при-
ближения процесса к равновесию, так и интенсивностью перемешивания
металла в ковше. В этой случав можно считать, что за счет частичного
переиешиванил весь объем металла за время вакуумирования пройдет
через "активный” слой.
5.6. Варианты заданий на расчет
5.6.1. Определить конечное содержание углерода и кислорода
для условий:
начальное содержание углерода (0,35; 0,30; 0,25; 0,20;
0,15; 0,10;
начальное содержание кислорода;
а) в нераскисленной стали
О = 0,00384 +
(5.34)
43
б) в раскисленной стаям, содержащей 0,10••«0,25% Si при
С « 1600 °C, из константы
Ks = [5<] [fl]*» - + Н.56, (6.35)
Высота металла в ковше \/У), и: 2,5; 3,5; 4,6.
Остаточное давление в камере 0,2, 1,0, 2,0 кПа.
Расчет выполнить для условий отсутствия перемешивания, частичного
я полного перемешивания стали в ковше.
5.6.2. Определить конечное содержание водорода и азота, считая,
что гомогенное образование пузырьков и на происходит, а де-
газация осуществляется за счет пуэмрьков СО, Исходное содержание
[//] - 0,0006%, 0,006%. Оценить роль дегазации стали за счет
пузырьков СО и с поверхности металла.
5.7. Расчет дегазации стали при порционном вакуумировании
При расчета раскисления углеродом при порционном вакуумировании
принимается, что за время выдержки порции металла в вакууматоре дости-
гаются равновесные для условий вакуумирования концентрации кислорода
Ор и углерода C?t которые ыожно определить по (5.31) и (5.32).
Прк этом внешнее давление следует принять равным сумме остаточного
давления в камере ( Р ) и половине давления приведенного столба ие-
галла в вакууматоре Л _ :
Р = Р+ .
' 2
(5.36)
Величину можно определить с учетом времени заполнения 2^
выдержки Сг и слива металла t3 из камеры:
где Н полная высота слоя металла в камере.
Значение остаточного давления в камере в процессе вакуумирова-
ния изменяется по емпиричеокии зависимостям
Р^ 4ехр (~Вп ), (6.36)
44
а ее среднее значение для чшола циклов /f мотет быть пршято:
п 10 20 30 40 50
. атт ест > Р . atM’’ 0,02 0,010 0,005 0,003 0,001
0,05 0,035 0,025 0,020 0,015
Допускается также, что при сливе порции металла из вакууматоре
она равномерно распределяется по всему объему ковша.
Тогда после первого цикла вакуумирования получим для среднего
содераання углерода Cf и кислорода
^ce-(9/e)c^(^s)cfi-, (5.Э9)
о = 0o-(?ls'i0o+ <5-«»
где С О •* исходная концентрация соответственно углерода к кисло-
рода; °* & - масса порции металла в вакууматоре; - масса металла
в ковше.
Для П -го цикла соответственно
Сп-Г (tlWn-ffy/Gfa+S}; (5.41)
°П= 4.,- (9/^- № («- Я ’ (Б-«>
где
Используя (5.41) и (5.42), можно получить выражения для концентра-
ции углерода к кислорода после ft -го цикла вакуумирования в виде
45
Суммируя РВДН (5.43) и (5.44), получаем
сп~ (/--$(5.45)
°п-^-i)n\°^Tc (а^^т/а-Л)-
По аналогии с рассмотренными выводами можно получить также фор-
мулы для определения среднего содержания водорода и азота после /7 -го
цикла вакуумирования:
[Л']п={7-/»уЛ?) (5.47)
Dv]„“ U-m$l6)n #,,, <5Л8)
где условно пржимаемое равновесное содержание соответственно
водорода з азота при достигнутой величине вакуума з камере,
<5-«>
Л/ « .-/р 7‘. (5.50)
Р М ' осг ’
т- доля металла, в которой и [Л']>Л^,где моле» происхо-
дить удаление водорода и азота*, высота этого столба металла рассчи-
тывается по известной методике.
При расчете равновесного содержания Нр и принято, что
а газовой фазе содержится 50-70% C0t 20-25% Н2 и 5-103 Л*.
5.6. Варианты заданий на расчет
5.6.1. Рассчитать конечные концентрации углерода и иислорода
после вакуумирования с числом циклов 10, 20, 30, 40, 60, 60. Исход-
ное содержание углерода Cq , %: 0,35; 0,30; 0,25; 0,20; 0,15; 0,10.
Исходное содержание кислорода:
для верескисленной стали
О . о.ооаи . 0,00384!
% с
для раскисленной стали, содержащей 0,10...0,26% Sit при темпе-
ратуре 1600 °C - по значению
46
Принять вместимость ковша 6 100, 250 и 350 т, вместимость каме-
ры = 0,1 Er f высоту слоя металла 400.,.600 мм (в расчете можно опре-
делить оптимальное значение ). Остаточное давление в камере в зави-
симости от числа циклов приведено ранее.
5.8.2. Рассчитать конечное содержание водорода и азота в стали
после вакуумирования с числом циклов 10, 20, 30, 40, 50, 60. Исходное
содержание водорода н азота, %:
- 0,0008 0,0006 0,0004
V - 0,008 0,006 0,004
о ’
Остаточное давление в камера в зависимости от числа цшшов
приведено ранее.
5.9. Расчет дегазации стали при циркуляционном
вакуумировании
При расчете вакуум-углеродного раскисления принимается, что в
вакуумной камере достигается равновесие расплав - газовая фаза с
учетом внешнего давления, и равновесные значения содержания углерода
и кислорода можно определить из выражений (5.31) и (5.32).
Уравнение мгновенного балансе примеси (углерода или кислорода)
в ковш можно представить в виде
С dC *= CpQmdf - С Qmdi, (5,50
где G - масса металла в ковше; Е - текущая концентрация примеси
в ковше; - равновесная концентрация примеси при выходе из вакуума-
тора; - массовый расход жидкого металла через вакуумную камеру
(скорость циркуляции).
Уравнение (5.51) приводится к стандартному виду:
££_^г=-^- с (5.вг)
di G & fi
Обозначив решением дифференциального уравнения, по-
лучим * at
е di). (5.53)
О
Используя (5.32) к (5.31), можно написать уравнения для текущих
концентраций кислорода и углерода в ковше, имея в виду, что в форму-
47
лах (5.31) и (5.32) вместо начальных концентраций должны быть поставле
мы текущие концентрации углерода и кислорода.
Учитывая* что
7е 4“(5-54)
*0 о
Тогда уравнения для текущих концентраций углерода и кислорода
можно представить в ваде
<в-“>
(5.6?)
<?w= ё**(#'-$ \^а-в}е^г}. «.ба»
После несложных преобразований и интегрирования получим
C(tt= е ** (а * (а+ #) (efi- /)] ; (5.59)
' <»•«»
Внешнее давление Р в (5.41) и (5.42) прин№»ается равным поло-
вине суммы барометрического Pfap и динамического Pgpp напоров
столба жидкости и остаточного давления Р^сг в камеР® вакуума-
тора. Барометрический уровень обычно составляет Л_ - 0*2 м.
Динамический уровень
L У*
п^~ ’
где г - скорость жидкости в рукаве, м/с, можно принять к »
* 0*5..,0,15 и/с; - 0,56 - коэффициент расхода; & = 9,8 м/с^ -
ускорение свободного падения.
48
Соответственно давление, Н/аЛ:
р - р = ^9им
Sap f дин ‘ '
Остаточное давление в камере по опытнш данным изменяется за
время вакуумирования i по зависимости, Н/см^*.
Ресг = 0,/3 ехр (- ¥,вГ-/0^г). (5.6D
Тогда среднее за период вакуумирования ^осг ыожно рассчитать
из графика функции ^rref(i). Приближенно значение можно
принять равным:
t „иИ 4'6 8 10 12
P^j. 0,06 0,02 0,006 0,001 0,001
р 0,008 0,04 0,025 0,015 0,010
гср '
Дря расчета концентрации водорода и азота в стали в процессе
вакуумирования соответствующую зависимость можно представить в виде
jMp е9*<&) (5.62)
О
иля
Ир (5.63)
Равновесные значения Нр и tip определяются аналогично расче-
ту порционного вакуумирования [си. (5.8)],
5.10, Варианты заданий на ресчет
5.10.I. Рассчитать конечные концентрации углерода я кислорода
при циркуляционной вакуумировании в течение 2, 4, 6, 8, 10, 12 мин.
Исходное содержание углерода и кислорода принять таким же, как в рас-
чете порционного вакуумирования. Значение давления Pg^ определяется
по изложенной ранее иетодике. Скорость циркуляции Qm для ковшей
вместимостью 50.,.400 т иожно принять 20...I40 т/иин.
5.10.2. Рассчитать конечное содержание водорода и азота в стали
после вакуумирования в течение 4, 6, 8, 10, 12 мин. Исходное содержа-
ние водорода и азота в стали, %:
Но 0,0008 0,0006 0,0004
N 0,008 0,006 0,004
49
Остаточное и среднее давления а камере в зависимости от времени
циркуляции приведены ранее.
Таблица 5,1
№щивццуалыше аадания
д/д Начальные условия {Содержание элементов после 1 обработки
|[d[o] Н«
I 0,0008 0, 000?
2 0,0008 0.UU06
3 0,0006 о.иоиь
4 0,0006 0,0004
б 0,0005 0,0004
6 0,0005 0,0003
7 0,0005 и.0002
в 0,0004 и,0003
9 ' 0,0004 0,0002
10 0,007 0,006
II 0,007 0,005
12 р.ооб 0,005
13 0,006 0,004
14 0,005 0,004
16 0,005 0,003
16 0,004 0,003
I? 0,004 0,002
18 0,0033 0,0025
19 0,0033 0,0020
20 0,0033 0,0015
21 0,0033 0,0010
22 0,0033 0,0005
23 0,0033 0,0003
24 0,0033 0,0001
50
СПИСОК ЛЮЕРАТУРЫ
1. Кнюппель Г. Раскисление и вакуумная обработка стаи, 4.1. Тер-
модинамические и ккютические закономерности / Пер. с ней. Г.Н,Еланско-
го. - 3.: Металлургия, 1973. - 312 с.
2. Кнюппель Г. Раскисление и вакуумная обработка стали» Ч, 2.
3. КряковскиЙ D.B. Разливка и кристаллизация стальных слитков:
Учеб, пособие. - М., 1986. - 38 с.
4. Меджибожсяий М.Я. Основы термодинамики и кинетики сталеплавиль-
ных процессов. - К.°, Донецк*. Выща як., Головное изд-во, 1996. - 280 о.
' ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение .................................................... 3
I. Расчет снижения температуры стами в ковше.......... 3
2. Раскисление и легирование стали....................... II
Э. Расчет процессов десульфурации и рескисления
стали в ковше синтетическими шлаками ........................... 32
4. Дегазация стали в ковше при продувке
инертным газом................................................. 27
5. Раскисление я дегазация стали при вакуужой _
обработке .......................................... »............ 37
Список литературы........................................ Й