Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали

Московский Государственный институт Стали и Сплавов Кафедра металлургии стали Учебное пособие по курсу: Металлургия стали Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали Москва, 1998

Эффективность производства металлопродукции в значительной мере определяется выбором технологической схемы производства стали. В свою очередь выбор технологической схемы зависит от производства заданной марки стали и требований, предъявляемых к качеству стали, а также существующего в условиях данного производства технологического оборудования (системы подготовки шихтовых материалов, типов сталеплавильных агрегатов, оборудования для внепечной обработки, наличия установок непрерывной разливки). Требования к выплавляемой стали регулируются Государственным Стандартом (ГОСТ) и (или) техническими условиями (ТУ), согласованными с заказчиком.

В качестве задания на курсовую работу студенту предлагается разработать и обосновать технологическую схему производства определенной марки стали в соответствии с ГОСТом или ТУ. В отдельных случаях могут быть сформулированы дополнительные условия выполнения курсовой работы экономического, технологического и экологического характера.

Отчет о курсовой работе должен содержать следующие разделы:

характеристику заданной марки стали, производственную продукцию (лист, сорт, заготовки и т. д.), требования (ГОСТ, ТУ) к свойствам стали;

выбор сталеплавильного агрегата, его характеристика и расчет основных его параметров;

материальный и тепловой баланс выплавки стали в сталеплавильном агрегате;

расчет производительности агрегата;

материальный и тепловой баланс раскисления и легирования стали;

характеристика основного используемого оборудования и описание технологии внепечной обработки стали;

расчеты степени рафинирования стали при внепечной обработке;

расчет температуры металла на основных этапах технологии;

выбор типа машины непрерывного литья заготовок, расчет радиуса металлургической длины, описание технологии разливки и производительности МНЛЗ;

заключение

состоящее из технологической схемы с указанием количества и вида расходуемых материалов, состава и температуры металла на всех этапах производства, а также таблицы, содержащей расходные коэффициенты.

1. Характеристика заданной марки стали выбор сталеплавильного агрегата

Дается характеристика марки стали по степени легирования и назначению. Приводится химический состав и основные требования по служебным свойствам в соответствии с ГОСТом. На основании анализа влияния примесей на свойства стали обосновываются требования ТУ. Дается характеристика металлопродукции из стали заданной марки.

В виде таблицы дается сравнительная характеристика основных сталеплавильных агрегатов, их преимущества и недостатки. В таблице необходимо отразить производительность агрегата, расходные коэффициенты, возможности рафинирования соотношения лом-чугун, экологию производства. Основные параметры агрегата рассчитываются на ЭВМ и демонстрируются схемой.

2. Выплавка стали в кислородном конвертере

Выплавка стали в конвертерах производится из жидкого чугуна с добавлением некоторых количеств металлолома при продувке технически чистым кислородом. Нагрев металла осуществляется за счет тепла, выделяющегося при экзотермических процессах окисления железа и его примесей. Целью процесса является получение металла с заданным содержанием углерода и температурой; при этом регламентируется содержание ряда других примесей (серы, фосфора и т. п.). Для получения шлака необходимой основности в шихту вводят известь. Продуктами плавки являются жидкие сталь и шлак, а также выделяющиеся из конвертерной ванны газы.

2.1 Используемые шихтовые материалы и предварительная оценка состава стали перед выпуском

Составляется таблица (табл.1), в которой отражается средний состав шихтовых материалов, количество удаленных примесей, состав металла перед выпуском. Расчет ведется на 100 кг металлической шихты. Средний состав шихты рассчитывается по уравнению:

(1)

где — среднее содержание i-го компонента, а также его содержание в чугуне и в ломе, %

— доля лома в металлической части шихты.

Таблица 1. Изменение состава при выплавке стали

Примечание: состав других используемых материалов приведен в приложении.

Важнейшим моментом при составлении таблицы является установление состава металла перед выпуском из конвертера. Предварительная оценка производится следующим образом:

а) Содержание углерода оценивается по среднему марочному составу за вычетом углерода, вносимого ферросплавами в предположении, что повышение содержания марганца и хрома на 0,1% при использовании высокоуглеродистых ферросплавов сопровождается увеличением содержания углерода на 0,01%, при использовании среднеуглеродистых — на 0,003%, малоуглеродистых — на 0,001%. При этом принимаем, что содержание хрома перед выпуском составляет — 0,05%

б) В условиях кислородной продувки кремний окисляется до следов в) Содержание марганца на выпуске оценивается по окисленности шлака через константу равновесия реакции [Mn]+(FeO)=(MnO)+Fe:

(2)

и уравнение материального баланса

(3)

Заменяя (MnO) из уравнения (2), получаем

(4)

где G_шх, G_м, G_шл — количество металлошихты, жидких металла и шлака перед выпуском из конвертера, кг

[Mn]_шх, [Mn]_м — содержание марганца в металлошихте и в металле перед выпуском из конвертера, %

(Fe)_общ — содержание железа в конечном шлаке

_FeO, _MnO — соответствующие коэффициенты активности в конечном шлак

55, 56, 71 и 72 — соответственно атомный и молекулярный вес Mn, Fe, MnO и FeO

В оценочных расчетах предполагается:

t^o_мет на выпуске — 1650С; выход жидкой стали (отношение массы жидкой стали к массе металлошихты) — 0,9; количество шлака — 12% от веса металлошихты.

Содержание железа в шлаке определяется через основность шлака, содержание углерода в металле и его температуру

(Fe)_общ=(4В++10^-6(t^o)²+1,25) (5)

где — основность шлака В соответствии с теорией регулярных ионных растворов:

(6)

где х_Si — мольная доля SiO₂ в шлаке. По литературным данным в сталеплавильных шлаках эта величина колеблется в пределах 0,13−0,16 при основности 3 и 0,15−0,18 при основности 3,5

г) Содержание фосфора перед выпуском можно рассчитать через коэффициент его распределения между металлом и шлаком L_p:

(7)

Уравнение баланса фосфора имеет вид:

(8)

Отсюда

(9)

При оценке содержания фосфора в металле перед выпуском стали принимаем (CaO)_шл=45−47%

д) Содержание серы перед выпуском оценивается по балансовому уравнению, где в приходной части баланса, помимо серы металлошихты, учитывается сера, попадающая в конвертер с миксерным шлаком:

(10)

Отсюда:

(11)

На основании производственных данных L_s в конце продувки принимаем в пределах 3−5, количество миксерного шлака 0,4−0,7% от веса чугуна, содержание серы в миксерном шлаке 0,30−0,45%.

В том случае, если содержание серы в металле перед выпуском заметно (более, чем в 1,5−2,0 раза) превышает марочное содержание серы, необходимо рассмотреть вариант внедоменной десульфурации чугуна с последующей десульфурацией стали. Десульфурацию чугуна проводят магнием, карбидом кальция или содой.

Расход магния для десульфурации чугуна определяется уравнением

(12)

где и — начальное и конечное содержание серы в чугуне;

— коэффициент использования магния, равный 0,30−0,40

При этом добавка 1 кг магния на 1 т стали вызывает снижение температуры чугуна на 10С. При оценке содержания серы в металле перед выпуском необходимо учитывать попадание в конвертер около 0,1% образовавшегося шлака содержащего 2−3% серы от массы чугуна. Для оценки используют уравнение (11), в котором количество миксерного шлака и содержание в нем серы заменяют на количество шлака, попадающего в конвертер после десульфурации чугуна, и на содержание серы в этом шлаке.

2.2 Краткая характеристика технологии конвертерного производства стали

Краткое описание конвертерного процесса включает:

характеристику и подготовку шихтовых материалов, порядок их загрузки в конвертер;

источник шлака, его роль в сталеплавильном процессе;

дутьевой режим;

особенности окисления примесей;

способы контроля момента окончания продувки;

длительность отдельных периодов;

производительность агрегатов.

2.3 Материальный баланс конвертерной операции

Приходная часть материального баланса включает расход жидкого чугуна, расход металлолома, расход извести, расход технического кислорода, количество перешедшей в шлак футеровки, загрязнений металлолома и попавшего с чугуном миксерного шлака. При этом соотношении чугун-металлолом в шихте определяется заданием, количество футеровки, перешедшей в шлак, принимается равным 2,0−3,0 кг/т стали, количество загрязнений лома 1% от веса лома, количество миксерного шлака 0,4−0,7%.

Расходная часть баланса включает количество получаемой жидкой стали, количество образующегося шлака и количество выделяющихся газов и потери с пылью и корольками.

2.4 Определение расхода извести и состава конечного шлака

Количество и состав образующегося шлака в значительной мере определяет эффективность конвертерного процесса и качество производимой стали.

Общее количество образующегося шлака составляет:

(13)

где — соответственно количество образовавшихся оксидов при окислении Si, Mn и Р металлошихты, количество оксидов Fe, добавленной извести, разрушенной футеровки, миксерного шлака, загрязнений металлолома.

Количество окислившихся примесей на 100 кг шихты составляет:

(14)

где 2,14; 1,29; 2,29 — соответствующие стехиометрические коэффициенты пересчета количества окислившихся примесей в количество образующихся оксидов.

Одной из важнейших характеристик шлака является его основность, определяемая как отношение концентраций CaO и SiO₂:

(15)

Основность шлака характеризует его способность к рафинированию стали (прежде всего к дефосфорации и десульфурации), а также стойкость футеровки. Для достижения заданной основности в конвертер добавляют известь (основностью шлака необходимо задаваться в пределах 3,0−3,5).

CaO поступает в шлак из извести, миксерного шлака и футеровки конвертера:

(16)

Состав извести, футеровки, миксерного шлака и других источников CaO и кремнезема приведен в приложении 1.

SiO₂ поступает в шлак за счет окисления кремния металлошихты, содержания SiO₂ в извести и миксерном шлаке и загрязнении металлолома:

(17)

где [Si] - содержание кремния в шихте

2,14 — стехиометрический коэффициент пересчета Si в SiO₂

Уравнения (15)-(17) позволяют рассчитать количество вводимой извести:

(18)

Для определения общего количества образующего шлака и его состава необходимо составить следующую таблицу:

Таблица 2. Количество и состав шлака

На первом этапе составления таблицы в нее вписываются все указанные компоненты без окислившегося железа. Содержание общего железа определяется по уравнению (5), из которого 80% составляет FeO и 20% Fe₂O₃.

Тогда содержание оксидов железа составит:

(FeO)=(Fe)_общ1,280,8 и (Fe₂O₃)=(Fe)_общ1,430,2

где 1,28 и 1,43 — стехиометрические коэффициенты пересчета содержания железа в шлаке в соответствующие оксиды Общее количество шлака рассчитывают исходя из того, что количество шлака без оксидов железа отвечает (100-х)%, где х — сумма содержаний (FeO) и (Fe₂O₃) в шлаке.

Определение выхода жидкой стали.

В ходе продувки расплава в конвертере кислородом масса жидкого металла уменьшается в результате:

окисление примесей чугуна и металлолома (углерода, кремния, марганца, и фосфора) окисления железа и перехода его в шлак потери железа с пылью в виде Fe₃O₄

потери железа в шлак в виде металлических корольков загрязнения металлолома

(19)

В свою очередь

(20)

(21)

Потери металла с пылью принимают равными 1,5−2,0% от металлической части шихты, в виде корольков 6−10% от массы шлака, в виде загрязнений металлолома — 1−2% от его массы.

Выход жидкой стали

(22)

Рассчитав массу шлака, его конечный состав и выход жидкой стали следует уточнить конечный состав стали (содержание марганца, фосфора и серы).

Содержание марганца следует определить по уравнению (4) и (6) с учетом уточненных данных.

Содержание фосфора следует уточнить по уравнениям (7)-(9) с учетом количества шлака и его состава (Fe_общ, CaO) и выхода жидкой стали.

Содержание серы следует уточнить по уравнениям (10)-(11) с учетом количества шлака и выхода жидкой стали.

2.5 Определение расхода кислорода

В конвертерном процессе основным источником кислорода для рафинирования расплава является технически чистый кислород (99,5%), вдуваемый через фурму в металлическую ванну. Часть кислорода поступает из окалины металлолома. Кислород расходуется на окисление примесей шихты, окисление железа, переходящего в шлак, а также на образование пыли. Расход газообразного кислорода можно рассчитать из балансового уравнения:

(23)

Количество кислорода, необходимое для окисления примесей, составляет:

(24)

где — доля углерода, окисляющегося до СО₂ (эта величина составляет обычно 0,10−0,15).

Количество кислорода, необходимое для образования оксидов железа в шлаке, составляет:

(25)

где 0,238 — стехиометрический коэффициент пересчета массы окислившегося железа на требуемую для этого массу кислорода в предположении, что в составе оксидов железа 80% FeO и 20% Fe₂O₃.

Количество кислорода, необходимое для образования пыли, состоящей из Fe₃O₄, составляет:

(26)

Количество кислорода, поступившего в конвертер с окалиной металлолома (в ее составе 30% FeO и 70% Fe₂O₃) составляет:

(27)

где 0,27 — стехиометрический коэффициент пересчета окалины на кислород.

По уравнению (22)-(26) можно рассчитать общую массу газообразного кислорода, необходимое для проведения конвертерного процесса. При этом следует учитывать его содержание в техническом кислороде и коэффициент его использования (0,96−0,98).

(28)

где {%O₂} - доля кислорода в техническом кислороде, %

К — коэффициент использования кислорода Объем технического кислорода м³, требуемого на проведение конвертерного процесса, составляет:

(29)

где — число киломолей в техническом кислороде

22,4 — объем одного киломоля, м³

2.6 Определение количества отходящих газов

Источником отходящих газов являются продукты окисления углерода, недопал при разложении извести и неусвоенный кислород:

(30)

При этом:

(31)

(32)

где %СО₂ и %Н₂О — их содержание в извести

(33)

(34)

где к — коэффициент использования кислорода Объем отходящих газов определяют по соотношению:

(35)

где G_i — масса i-го компонента отходящего газа

M_i — его молекулярный вес По результатам расчета определяют состав отходящих газов:

(36)

Результаты расчетов материального баланса сводят в таблицу, табл.3.

Таблица 3. Материальный баланс конвертерной плавки

Для увеличения приходной части теплового баланса есть два пути:

— увеличение доли чугуна

— увеличение степени дожигания СО до СО₂

Для определения необходимой степени дожигания СО до СО₂ величину Q_с, рассчитанную по уравнению (38), увеличивают на недостаток тепла в тепловом балансе. Затем это уравнение решают относительно требуемой по тепловому балансу степени дожигания СО до СО₂.

3. Тепловой баланс конвертерной плавки

Приходная часть теплового баланса включает физическое тепло чугуна, химическое тепло экзотермических реакций окисления примесей, тепло шлакообразования. Расходная часть баланса включает тепло стали и шлака, тепло отходящих газов и теплопотери, связанные с прогревом футеровки конвертера и теплопередачей через нее в атмосферу.

Приход:

а) Физическое тепло: чугуна б) Тепло экзотермических реакций в) Тепло шлакообразования г) Тепло миксерного шлака

Расход:

д)Энтальпия стали е) Энтальпия шлака ж) Тепло, теряемое с отходящими газами з) Теплопотери в окружающую среду.

По результатам расчета составляется тепловой баланс конвертерной плавки, табл. 4.

3.1 Приход тепла

а) Физическое тепло чугуна.

(37)

где С^тв, С^ж — теплоемкость твердого и жидкого чугуна (соответственно 0,746 и 0, 838;)

_ч — теплота плавления чугуна, равная 218 кДж/кг

t_пл, t_ф — температуры плавления чугуна и фактическая температура чугуна перед заливкой в конвертер, С

G_ч — масса чугуна, кг

б) Химическое тепло окисления примесей и железа.

Окисление углерода:

(38)

где и — тепло, выделяющееся при окислении углерода до СО и СО₂, (соответственно 10,47 и 34,09, МДж/кг)

— доля углерода, окислившегося до СО₂

[C] - количество окислившегося углерода, %

G_м.ш. — вес металлошихты, кг Окисление кремния:

(39)

где q_Si — теплота окисления кремния, 31,1 МДж/кг Окисление марганца:

(40)

где q_Mn — теплота окисления марганца, 7,36 МДж/кг

Окисление фосфора:

(41)

где q_p — теплота окисления фосфора, 25 МДж/кг Окисление железа:

(42)

где , — тепло, выделяющееся при окислении железа до FeO и Fe₂O₃ (соответственно 4,82 и 7,37 МДж/кг)

— доля железа, окислившегося до Fe₂O₃

в) Тепло шлакообразования.

Для реакции 2(CaO)+(SiO₂)=2CaOSiO₂

(43)

где q_2CS — теплота образования 2CaOSiO₂, 2,04 МДж/кг

(SiO₂) — содержание SiO₂ в шлаке, %

Для реакции 4(CaO)+(P₂O₅)=4CaOP₂O₅

(44)

где q_4CP — теплота образования 4CaOP₂O₅; 4,7 МДж/кг

(P₂O₅) — содержание P₂O₅ в шлаке, %

г) Тепло миксерного шлака.

(45)

где С_{микс.шл.} — теплоемкость, 1,20

t — температура, С

G_{микс.шл.} — количество миксерного шлака, кг

— теплота плавления миксерного шлака; 208 кДж/кгград

3.2 Расход тепла

а) Теплосодержание стали:

(46)

где — теплоемкость твердой и жидкой стали (соответственно 0,7 и 0,838)

— температура плавления стали и температура стали на выпуске из конвертера

— теплота плавления стали, 242 кДж/кг

G_ст — масса стали, кг

10^-3 — пересчет кДж в МДж

б) Теплосодержание шлака:

(47)

где С_ш — теплоемкость шлака; 1,25

t_ш — температура шлака, равная (+50), С

_ш — теплота плавления шлака; 209,5 кДж/кг

G_ш, G_к — масса шлака и масса корольков в шлаке, кг

в) Тепло, теряемое с отходящими газами:

(48)

где G_i, C_i — соответственно количество (кг) и теплоемкость () каждого из составляющих отходящих газов: С^СО=1,467; =2,367; =1,84; =1,45; =1,534

— температура отходящих газов, принимаемая как среднее между температурой чугуна и температурой стали на выпуске из конвертера

г) Потери тепла за счет теплоизлучения через горловину конвертера и теплопроводность футеровки принимаются равными 3−4% от прихода тепла.

Таблица 4. Тепловой баланс конвертерной плавки

Примечание: Если теплопотери по расчету оказываются больше или меньше этой величины, следует предложить технологические мероприятия, позволяющие сбалансировать приходную и расходную составляющие баланса.

4. Производительность конвертера

Производительность конвертера Р (т жидкой стали/год) рассчитывается по формуле:

(49)

где М — вместимость конвертера, т;

— продолжительность цикла плавки, мин;

1440 — количество минут в сутках;

А — длительность ремонтов в сутках.

Продолжительность цикла плавки складывается из операций, длительность которых приведена ниже (мин):

Простои конвертера (сутки) можно определить из выражения:

(50)

где к — стойкость футеровки конвертера, число плавок;

_р — длительность одного ремонта, сутки.

Общая продолжительность ремонта рабочего слоя футеровки _р складывается из длительности следующих операций:

5. Внепечная обработка стали

Непрерывное повышение требований к качеству стали, снижению расходных коэффициентов при раскислении и легировании, повышению технико-экономических показателей производства привели к появлению в технологической цепи стадии внепечной обработки. Современная внепечная обработка позволяет решать целый ряд задач, а именно:

достижение низких и ультранизких концентраций примесей (углерода, серы, фосфора, кислорода, азота, водорода и неметаллических включений);

легирование усреднение металла в ковше по составу и температуре.

Различные виды внепечной обработки как правило сочетаются вместе, чем достигается два эффекта: сокращение длительности обработки и повышение ее эффективности. При этом одна и та же задача может быть решена различными способами.

5.1 Выбор технологической схемы и оборудования для внепечной обработки

Технологическая схема внепечной обработки должна быть обоснована и обязательно включать:

отсечку окислительного шлака;

раскисление и вакуумирование стали;

продувку металла в ковше нейтральным газом;

установку ковш-печь;

контроль процесса — отбор и анализ проб, измерение температуры металла.

Кроме того, в зависимости от требований ГОСТа и ТУ на данную марку стали выбираются способы десульфурации, вакуумирования стали. В разделе дается краткое описание технологического оборудования и технологии внепечной обработки.

5.2 Расчет раскисления и легирования стали

При выборе типа используемых раскислителей и легирующих исходят из их состава и стоимости. Особое внимание при производстве низкоуглеродных сталей уделяют содержанию в ферросплавах углерода, а при выплавке высококачественных и высоколегированных сталей — также и содержанию фосфора. Обычно при выплавке высокои среднеуглеродистых сталей применяют высокоуглеродистые ферросплавы при выплавке малоуглеродистых сталей — средне и низкоуглеродистые ферросплавы.

В качестве раскислителей используют, главным образом, ферросилиций, силикомарганец и алюминий. Расчет ведется на 100 кг жидкой стали.

Как правило, легирование стали марганцем, хромом и кремнием осуществляют при выпуске металла из сталеплавильного агрегата в ковш при максимоальном предотвращении попадания в ковш окислительного шлака.

Количество вводимых легирующих рассчитывается по уравнению :

(51)

где — содержание легирующего компонента в стали конечное, перед выпуском и в ферросплаве;

q_ф — коэффициент усвоения легирующего компонента;

G_ст — вес жидкой стали, кг.

Величина q_ф зависит от способа ввода ферросплавов в сталь. При раскислении и легировании ферромарганцем, феррохромом и ферросилицием в ковше величина q_ф соответственно равна 0,80−0,85; 0,85−0,90 и 0,70−0,75 (нижнее значение относится к попаданию в ковш со сталью повышенного количества шлака).

При этом необходимо откорректировать содержание углерода и фосфора, вносимые ферросплавами

(52)

где — содержание углерода или фосфора соответственно в стали перед выпуском, конечное;

— повышение содержания i-го компонента при введении ферросплава в сталь.

В свою очередь:

(53)

Угар алюминия при раскислении зависит от исходного (перед раскислением) содержания кислорода в стали, количества и окисленности конвертерного шлака, способа ввода алюминия и температуры металла в ковше, которая на 30−50 ниже температуры в конвертере. В том случае, если раскисление производится при выпуске стали в ковш совместно с легированием, необходимое количество алюминия можно рассчитать, учитывая расход алюминия на раскисление (связывание кислорода), повышение его содержания в стали и его угар (в шлак, в результате взаимодействия с атмосферой, с огнеупорами ковша):

(54)

где q_Al — коэффициент использования алюминия на раскисление и повышение его содержания в стали, равный 0,80 при раскислении кусковым алюминием и 0,85 при раскислении алюминиевой проволокой.

определяется заданным технологией конечным содержанием алюминия (в тех случаях, когда это не оговорено ГОСТом):

(55)

В свою очередь:

(56)

где (57)

Фактическое содержание кислорода в стали перед выпуском из конвертера можно принять средним между равновесным с углеродом и со шлаком, рис.1:

(58)

Равновесную с углеродом концентрацию кислорода можно определить через константу равновесия реакции [C]+[O]={CO}:

(59)

Содержание кислорода, равновесное со шлаком определяется окисленностью шлака перед выпуском в соответствии с константой равновесия реакции Fe+[O]=(FeO):

(60)

Величину a_FeO можно оценить соответственно теории регулярных ионных растворов:

(61)

где (62)

Равновесную с алюминием конечную концентрацию кислорода в стали можно определить в соответствии с константой равновесия реакции 2[Al]+3[O]=(Al₂O₃):

(63)

В свою очередь:

(64)

где — параметры взаимодействия кислорода по углероду, кремнию, марганцу, хрому и алюминию.

Величины приведены ниже:

=-0,41; =-0, 13; =-0,02; =-0,038; =-3,9.

Величину параметров взаимодействия при других температурах можно определить по уравнению:

(65)

В том случае, если сталь раскисляют алюминиевой проволокой на установке доводки металла или ковш-печь, исходное (перед введением алюминия) содержание кислорода определяется не содержанием углерода, а содержанием кремния в соответствии с константой равновесия реакции [Si]+2[O]=SiO₂:

(66)

Через активность кислорода и параметр взаимодействия (уравнение 65) можно рассчитать исходную концентрацию кислорода и по уравнениям (56, 63, 64, 65, 54) найти расход алюминия.

Содержание различного типа оксидных неметаллических включений рассчитывают для случая раскисления стали кусковым ферросилицием и последующим раскислением алюминиевой проволокой по следующей схеме:

в момент раскисления ферросилицием образуются первичные включения кремнезема в количестве:

(67)

где [O]₀ — исходное перед раскислением содержание кислорода

— содержание кислорода, равновесное с содержанием кремния при температуре раскисления.

при последующем раскислении алюминием образуются первичные оксидные включения глинозема:

(68)

где — содержание кислорода, равновесное с алюминием при температуре раскисления.

при стали до температуры ликвидус образуются вторичные включения глинозема:

(69)

где — содержание кислорода, равновесная с алюминием при температуре ликвидус.

при охлаждении стали до комнатной температуры образуются кристаллизационные и послекристаллизационные (третичные и четвертичные) включения глинозема:

(70)

На завершающем этапе расчетов раскисления и легирования уточняется содержание фосфора в стали, изменившееся в результате процессов, протекающих во время выпуска.

Раскисление стали вызывает перераспределение фосфора между металлом и шлаком, попавшем из конвертера в ковш. При нормальной организации отсечки шлака его толщина в ковше составляет 30−50мм. Это означает, что вес конвертерного шлака, попавшего в ковш, составляет:

(71)

где d — диаметр ковша, м

— плотность шлака, равная 3,0−3,5 т/м³

h_шл — высота слоя шлака в ковше, м Если предположить, что в результате раскисления весь фосфор перейдет из шлака в металл, то его содержание в стали увеличится на:

(72)

Таким образом, конечное содержание фосфора в стали складывается из содержания фосфора в стали перед выпуском из конвертера [P]_м, приходом фосфора с ферросплавами и из конвертерного шлака :

(73)

5.3 Десульфурация стали шлаковыми смесями

Процесс десульфурации можно представить уравнением реакции:

[S] + (CaO) = (CaS) + [O]

Константа равновесия реакции равна:

k_p = (74)

В результате можно записать:

[S] = (75)

Выразим значение X_CaS — мольную долю сульфида кальция в шлаке через концентрацию серы, тогда

X_CaS = (76)

где — сумма молей компонентов шлака — CaO, CaS, SiO₂, Ai₂O₃ и др. в 100 г. шлака. Подставляя выражение (3) в ур-ние (2) получим:

(77)

В результате логарифмирования ур-ния (4) получаем:

lg L_S = lg (78)

В этом ур-нии первое слагаемое является величиной постоянной при неизменной температуре, второе слагаемое определяется основностью шлака, а третье — активностью кислорода и коэффициентом активности серы в расплаве.

При рафинировании простых, не легированных сталей можно принять значение f_S = 1 и ур-ние (78) запишется в виде:

(79)

При экспериментальном изучении распределения серы между жидким металлом и шлаками системы CaO — MgO — Al₂O₃ — SiO₂ для коэффициента распределения серы L_S получили эмпирическое уравнение, имеющее ту же структуру, что и уравнение (6)

(80)

Эффективность процесса десульфурации обычно оценивают степенью десульфурации — (в долях)

.

Выведем соотношение между L_S и. Для этого запишем два уравнения:

где: m_ме и m_шл массы металла и шлака при обработке стали в ковше.

Из ур-ния (82) получаем:

m_ме([S]_H — [S]_K) = m_шл(S)_K = m_шлL_S[S]_K. (84)

Поделив выражение в уравнении (84) на [S]_H получим:

m_ме = m_шлL_S (85)

Введем в ур-ние (85) величину кратности шлака (в долях) тогда получаем из ур-ния (85):

Принимая, имеем:; и тогда:; или

Таким образом соотношение между и L_S имеет вид: (в долях или в процентах при умножении на 100).

Из анализа ур-ния (80):

следует, что величина L_S — коэффициента распределения серы между рафинировочным шлаком и металлом определяется в основном двумя факторами:

а) основностью шлака

б) активностью кислорода в металле в процессе рафинирования шлаком в ковше.

Существенное влияние на величину L_S должна оказывать величина a_O. Учитывая, что одновременно с рафинированием стали шлаком происходит процесс ее раскисления ферромарганцем, ферросилицием и алюминием, необходимо предварительно рассчитать значение a_O в раскисленном металле. При получении конструкционного металла элементом, определяющим величину a_O в стали является алюминий, содержание которого для этого класса сталей составляет в среднем 0,05%. По величине K_Al=[Al%]²[a_O]³ можно рассчитать равновесную с алюминием активность кислорода — a_O. Однако, при этом необходимо иметь в виду, что используемое для расчета a_O значение K_Al будет различным при обработке в ковшах с различной огнеупорной футеровкой; что было установлено экспериментально с использованием кислородных зондов для измерения активности кислорода. Результаты этих исследований представлены в таблице № 1.

Таблица 1. Значения K_Al=[Al]²[a_O]³

Ниже представлены расчеты коэффициента распределения серы при обработке стали в сталеразливочных ковшах синтетическими шлаками и ТШС.

5.4 Обработка стали синтетическими шлаками

Попробуем рассчитать значения L_S и при обработке стали синтетическим шлаком в сталеразливочном ковше с различной огнеупорной футеровкой.

Задание № 1: Рассчитать величины L_S и при обработке стали в ковше синтетическим шлаком состава: CaO = 55%, Al₂O₃ = 35%, SiO₂ = 5%, MgO = 5%, FeO = 1%. Расход синтетического шлака равен 40 кг/т. Концентрация алюминия в стали Al = 0,05%. Расчеты провести для двух вариантов: а) обработка металла в ковше с шамотной футеровкой, K_Al = 10^-12

б) обработка металла в ковше с высокоглиноземистой футеровкой, K_Al = 10^-13. Температура металла в обоих случаях равна 1600^OC

Вариант а). Рассчитаем активность кислорода в расплаве K_Al=[Al]²[a_O]³=10^-12, при этом = 0,75%. В этом случае:

lg L_S = ;

L_S=160 .

Вариант б). Рассчитаем активность кислорода в расплаве K_Al=[Al]²[a_O]³=10^-13, при этом = 0,34%.

В этом случае имеем:

lg L_S = -2,78 + 1,65 + 3,79 = + 2,56.

L_S=330,

т. е. еще более высокие степени десульфурации, практически недостижимые на практике.

В обоих случаях расчетов получили очень высокие значения L_S, однако недостигаемые на практике.

Причиной столь значительного расхождения значений L_S и, рассчитанных по ур-нию (80) и наблюдаемых на практике, по нашему мнению, заключается в том, что в проведенных расчетах не учитывается процесс заметного разбавления состава рафинировочного шлака за счет попадания в него продуктов реакции раскисления стали, разрушения футеровки ковша, а в ряде случаев и попадания печного шлака при выпуске металла. Полный баланс шлака при рафинировании металла в сталеразливочном ковше можно записать так:

= M_{сил. шл.} + М_оксиды + М_{печной шлак} + М_{футеровка}

Ниже сделана попытка показать влияние разбавления рафинировочного шлака на коэффициенты L_S и .

Задание № 2: Рассчитать значения L_S и при обработке стали в сталеразливочном ковше синтетическим шлаком предыдущего состава в количестве 40 кг/т. Условно задаемся, что в ковш попадает 5 кг/т печного шлака состава CaO = 45%, SiO₂ = 15%, MnO = 25%, Al₂O₃ = 5% и из футеровки ковша состава SiO₂ = 50% и Al₂O₃ = 30% переходит в процессе обработки 2 кг/т материала футеровки в рафинировочный шлак. Расчет количества оксидов, переходящих в рафинировочный шлак в результате процесса раскисления металла ведем исходя из следующих условий проведения процесса: раскисление марганцем проводим исходя из условий получения в стали 0,4% Mn, угар Mn принимаем равным 15%; содержание кремния в стали задаем равным 0,45% Si, угар кремния задаем 20%, алюминия = Al = 0,05%, угар алюминия задаем 80%. Результаты расчетов представлены в таблице № 2.

Таблица № 2. Количество оксидов, образующихся при раскислении (расчет на 1 т. стали)

Изменение состава рафинировочного шлака к концу обработки представлено в табл. 3.

Таблица № 3 Изменение состава рафинировочного шлака.

Рассчитаем значения L_S и после разбавления синтетического шлака продуктами раскисления, попадания ковшевого шлака и футеровки ковша для двух вариантов футеровки а) шамотной K_Al=10^-12

б) высокоглиноземистой K_Al=10^-13. ^** в случае высокоглиноземистой футеровки небольшая ошибка будет за счет другого состава футеровки.

Вариант а). Принимаем состав конечного рафинировочного шлака из табл. 3, a_O = 0,75% (футеровка шамотная)

L_S=32,7

Вариант б). Состав конечного рафинировочного шлака принимаем так же, a_O = 0,16% (футеровка высокогл.)

L_S=151

Усредненные значения коэффициента L_S при обработке синтетическим шлаком составили. Следовательно, величины, характеризующие десульфурирующую способность синтетического шлака — L_S и существенно снижаются к концу обработки за счет заметного обогащения шлака кислыми (SiO₂) и полукислыми (Al₂O₃) компонентами и значения L_S и приближаются к практическим данным, что и является подтверждением необходимости расчета значений L_S и по ур-нию (80) с учетом протекания процессов разбавления исходного синтетического шлака оксидами — продуктами раскисления металла, печным шлаком и продуктами эрозии футеровки. Влияние процесса разбавления исходного рафинировочного шлака за счет указанных выше источников должно еще более сильно проявиться при использовании ТШС — твердошлаковых смесей для десульфурации стали. Связано это с тем обстоятельством, что расход ТШС обычно составляет в пределах 8 — 17 кг/т. стали, что примерно в 3 — 5 раз меньше, чем расход синтетического шлака из-за сильного охлаждающего эффекта.

5.5 Обработка стали ТШС

В последнее время для внепечной обработки стали с целью десульфурации вместо синтетического шлака все чаще используют так называемые ТШС — твердо — шлаковые смеси.

Основным требованием к выбираемому составу ТШС является обеспечение таких составов шлаковой рафинировочной смеси, чтобы после присадки ТШС в ковш она как можно быстрее переходила в жидкое состояние т. е. чтобы T_пл образующейся шлаковой смеси была ниже температуры металла в сталеразливочном ковше, что повышает кинетические возможности развития процесса десульфурации, что особенно важно при обработке ТШС.

Составы и способы ввода ТШС на различных металлургических заводах сильно различаются в зависимости от конкретных условий работы.

Так на Руставском металлургическом комбинате комплексная технология обработки стали в ковше включает продувку металла инертным газом и одновременно подачу ТШС.

Шихтовые материалы ТШС включали известь (45 — 65%), отходы ПВА (производство вторичного алюминия) (20 — 45%), вулканический шлак (10 — 20%), доломит (10 — 20%). В результате расплавления получали усредненный состав рафинировочного шлака: CaO = 50%, SiO₂= 10%, Al₂O₃ = 36%, MgO = 3%, FeO = 1%. Температура плавления этого шлака составляла 1350^O С. Время плавления навески массой 1% от массы металла составляла 5 мин. [2]

На комбинате «Азовсталь» сравнивали различные режимы раскисления трубного металла алюминием при обработке ТШС и синтетическими шлаками. В результате экспериментов установили, что с точки зрения экономии расхода алюминия наиболее оптимальными являются технологии с раскислением металла алюминием не в сталеразливочном ковше, а на УДМ. Однако, степень десульфурации металла в ковше при обработке ТШС при этом уменьшается, т. е. еще раз подтвердился тезис о лучшей десульфурации глубоко раскисленной стали. [3]

Задание: Рассчитать значения L_S и при обработке стали смесями Руставского металлургического комбината т. е. CaO = 50%, Al₂O₃ = 36%, SiO₂ = 10% и MgO = 3%. Обработку стали проводили в ковше с шамотной футеровкой т. е. принимали K_Al=10^-12, расход ТШС принимали равным 10 кг/т.

Решение: Рассчитываем значение L_S — коэф. распределения серы при обработке ТШС в сталеразливочном ковше:

L_S = - 2,78 + 0,86 — lg a_O = - 2,78 + 1,36 + 3,125 = 1,68;

Величина = 48,5 и = 32%.

Полученные расчетные значения и достаточно хорошо совпадают с практическими результатами, полученными на Руставском металлургическом заводе. Технология операции внепечной обработки при этом была следующей: продувку металла инертным газом через дно начинали сразу с момента появления металла на желобе. После наполнения металлом 1/5 — ¼ высоты ковша производили присадку ферросплавов, а затем вводили ТШС в кол-ве 10 кг/т. Величины на отдельных плавках при этом изменялись от 29,4 до 40,2% при среднем значении, равном = 34,8%. Если бы обработка стали ТШС указанного состава проводилась бы в высокоглиноземистых ковшах или в ковшах со смолодоломитовой футеровкой, расчетная величина L_S составила бы:

L_S = - 2,78 + 1,36 + 3,79 = + 2,37; L_S = 234 и = 0,7 (70%).

Однако, при обработке стали ТШС, также как и при обработке синтетическим шлаком, одновременно проходит процесс разбавления рафинировочного шлака продуктами раскисления, что также должно приводить к снижению L_S, причем более резкому, чем при обработке синтетическим шлаком, так как расход ТШС примерно в 4 раза меньше чем синтетического шлака.

Задание: Рассчитать изменение величины L_S при обработке ТШС заданного состава и при условии, что раскисление стали проводится теми же раскислителями и с такими же угарами, как и в случае обработки металла синтетическим шлаком.

Решение: Полный баланс разбавленного рафинировочного шлака представлен в табл. 4.

Таблица № 4

Рассчитаем значения L_S и для периода окончания обработки металла ТШС с разбавлением рафинировочного шлака при а_O = 7,510^-4 (шамотная футеровка)

Вариант 1. (шамотная футеровка)

Вариант 2. — высокоглиноземистая футеровка

Для варианта обработки стали ТШС в высокоглиноземистом ковше имеем следующие значения при а_O = 0,16%

Усредненные значения коэффициентов распределения L_S при обработке металла ТШС (10 кг/т) в шамотном ковше составят

При обработке металла в высокоглиноземистом ковше ТШС (10 кг/т) величина

Полученные расчетные результаты можно сравнить с данными, полученными О. К. Токовым с соавторами при обработке конвертерной стали ТШС состава (CaO: CaF₂ = 3: 1) с расходом ТШС от 8 до 19 кг/т стали.

Степень десульфурации стали на плавках без продувки аргоном изменяется в пределах 21 — 30%, с продувкой аргоном 41 — 50%, что совпадает с результатами расчетов в ковшах с шамотной футеровкой. С увеличением расхода ТШС с 7 до 18 кг/т, величина возрастала с 30 до 45%. Содержание алюминия в стали оказывало заметное влияние на при обработке ТШС. Так увеличение Al в стали с 0,004 до 0,012% приводило к росту с 35% до 48 — 50%. При обработке низкоуглеродистых («передутых») плавок степень десульфурации заметно падала:

В работе Токового О. К. было установлено заметное изменение состава рафинировочного шлака в процессе слива металла. (табл. 5)

Таблица № 5

Эффективность десульфурации стали ТШС уменьшалась с понижением исходного содержания серы в металле, так при [S]_нач = 0,030%, = 40%; при [S]_нач = 0,020%, = 35%; и при [S]_нач = 0,10%, = 30%.

6. Перемешивание и дегазация стали в ковше при продувке нейтральным газом

сталь обработка выплавка марка Перемешивание в ковше необходимо для усреднения состава и температуры металла, в том числе при вводе различных реагентов, при необходимости охлаждения и нагрева металла, а также рафинирования покровным шлаком. Лишь после перемешивания отобранная проба металла и измеренная температура характеризуют состояние металла в целом.

С целью перемешивания нейтральный газ (аргон или азот) подают сверху или снизу. Сверху газы вдувают через погружную фурму, снизу — через пористые огнеупорные пробки в днище ковша.

Важнейшей характеристикой процесса является время полного перемешивания, характеризующее 95% гомогенизации расплава.

Время полного перемешивания можно оценить по уравнению:

=k^-n (86)

где k=600 100

k — константа, составляющая по данным различных исследований 600 800

n — показатель степени, колеблющийся в пределах -0,25 -0,40.

Для нахождения времени полного перемешивания необходимо определить удельную мощность перемешивания (кВт/т):

(87)

где V — расход газа, м³/мин Т — температура металла, К

G_ст — масса стали, т

— плотность металла, кГ/м³

g — гравитационное ускорение, м/с²

Н — глубина погружения фурмы, м Р — давление поступающего газа, Па Для жидкой стали =7000 кГ/м³ и тогда:

(88)

Следует учитывать, что глубина погружения фурмы должна быть не менее, чем на 0,5 м меньше, чем высота металла в ковше. Расход газа зависит от емкости ковша и составляет в среднем для ковшей 80 т 0,6 м³/мин; 160 т — 1,0 м³/мин; 330 т — 1,4 м³/мин.

При продувке нейтральным газом в ковше образуется газометаллическая эмульсия. В связи с ограниченностью объема ковша расход нейтрального газа ограничен. Если принять запас вместимости ковша 5−10% (это соответствует 0,007−0,012 м³/т стали), то в каждый момент времени в объеме ковша может быть не более G_ст (0,007−0,012): м³ аргона при температуре стали, что соответствует 0,001−0,002 м³ при комнатной температуре.

Максимально возможный расход аргона составляет:

(89)

где _ст — плотность стали, кг/м³

Н — глубина погружения фурмы, м

W — скорость всплывания пузырей, принимаемая равной 0,3 м/сек Размеры ковшей приведены в приложении 2.

За время выпуска и продувки происходит падение температуры металла связанное с потерей тепла, связанной с прогревом футеровки ковша и теплопередачей в атмосферу (при продувке интенсивность прогрева футеровки и теплопередача в атмосферу увеличиваются) и с теплом, уносимым нейтральным газом.

При отсутствии продувки во время выпуска в ковш падение температуры металла составляет 25−40С (меньшие падения температуры относятся к предварительно хорошо прогретым ковшам). При продувке нейтральным газом падение температуры металла составляет: в первые 3−4 мин продувки от 2 до 4/мин, в последующие — около 1/мин.

Охлаждение металла за счет нагрева нейтрального газа можно рассчитать из уравнения теплового баланса:

(90)

или

V_гС_гТ_г=М_стС_стТ_ст (91)

где V_г — расход газа, м³/кг С_г — теплоемкость газа, кДж/кг Т_г — температура нагрева газа, К М_ст — масса стали, кг С_ст — теплоемкость стали, кДж/кг Т_ст — изменение температуры стали, К Теплоемкость аргона С_Ar=0,93 кДж/м³, азота С_N2=0,78, стали 0,87 кДж/кг. Температуру инертного газа, удаляемого из стали, можно принять равной температуре стали.

В процессе продувки пузырьки нейтрального газа экстрагируют из жидкой стали растворенные в ней газы (водород и азот). Снижение содержания растворенных газов описывается уравнением Геллера, в упрощенной форме имеющего вид:

(92)

где V_г — расход нейтрального газа, м³/т;

М_г — молекулярная масса удаляемого газа;

— константа растворения газа (реакция ½Г₂=[Г];

);

Р — давление над расплавом, МПа;

[Г]_н и [Г]_к — начальное и конечное содержание растворенного в стали газа.

Константы равновесия растворения газов равны:

(93)

(94)

На основании полученных результатов делается вывод о том, возможно ли на практике достигнуть требуемого содержания газов при продувке нейтральным газом.

На следующем этапе необходимо определить время продувки для получения требуемого содержания растворенных газов при максимальном расходе нейтрального газа (уравнение 84). Полученные результаты относятся к случаю, когда достигается состояние равновесия. В реальных условиях такое состояние не достигается. Степень приближения к равновесию составляет =0,7−0,8. Тогда фактическое время, необходимое для требуемого снижения содержания газов, составляет:

(95)

7. Изменение температуры стали в ходе внепечной обработки

Важной задачей является определение оптимальной температуры выпуска металла из конвертера. Исходной точкой при этом является необходимая температура разливки. Затем учитывают изменение температуры металла при выпуске, раскислении и легировании стали, продувке нейтральным газом, вакуумировании и во время разливки стали. Ход изменения температуры во время внепечной обработки позволяет принять решение о том, необходимо ли для конкретных условий использование установки ковш-печь.