Все о металле, его обработке и переработке
Партнеры
  • .

Перед продувкой

В современном кислородно-конвертерном процессе ванна ох­лаждается рудой редко из-за отмеченных в подразд. 5.2 недостат­ков метода. Поэтому будем рассматривать ход плавок, где в ка­честве охладителя используется стальной лом, а присадки руды являются лишь корректирующими.

Лом поступает в конвертерное отделение цеха в загрузочных совках вместимостью до 50 м3 или в нефутерованных стальных ковшах. При массе металлической шихты 350—400 т два совка обеспечивают быструю загрузку более 120 т лома (30 %) на плав­ку даже при низкой насыпной плотности (1,2 т/м3). На лом приса­живают известь в количестве 30—70 % об общего ее расхода, составляющего 5—9 % от массы металлической шихты (в зависи­мости от состава чугуна и извести, количества чугуна и основности шлака).

Система подачи извести и других сыпучих материалов в кон­вертер (конвейеры в крытой галерее, реверсивные конвейеры, рас­ходные бункеры, оборудованные вибропитателями, течками, доза­торами и затворами) обеспечивает их присадку без прекращения продувки, а также герметичность конечных узлов, необходимую в условиях работы без дожигания СО в камине.

При правильном соотношении различных видов лома в шихте и рациональной массе загружаемой до залива чугуна извести до­стигаются нормальная температура ванны в начальном периоде продувки, оптимальный ход плавки и шлакообразования в целом. В обычной металлошихте ориентировочное количество тяжеловес­ного лома и отходов, пакетов и брикетов, легковесного лома и отходов, прочих отходов со­ставляет соответственно 25— 30; 25—30; 30—25; 15—10 % от общей массы металлошихты.

Рис. 5.5. Изменение массы расплавленно­го лома Mp. л и температуры расплава ^pacn в кислородном конвертере во время слива чугуна и продувки ванны тсл. пр

На рис. 5.5 показано влия­ние вида лома на скорость рас­творения его в жидком метал­ле. Массу растворенного лома Л1р. л определяли методом ра­диоактивных изотопов, а также по балансу неокисляемых эле­ментов (меди и никеля). Легко­весный лом (кривые 1), кото­рый весьма быстро растворя­ется в железоуглеродистом расплаве, как уже отмечалось в I разделе, резко снижает температуру металла во время слива чугуна и в начале продувки, что замедляет шлакообразование и десульфурацию, повышает окисленность ванны. Уже во время слива чугуна в конвертер на­грев и расплавление значительной части легковесного лома (40—¦ 50 % от всей массы лома или 10—15 % от массы чугуна) обуслов­ливают охлаждение расплава на 100—150 К и падение его пере­грева относительно линии ликвидуса. Это вызывает большой угар железа в начале продувки (потери с дымом и увеличение количе­ства окисленного железа в шлаке) и выбросы металла и шлака по ходу продувки.

В случае использования тяжеловесного лома — обрези слябов (рис. 5.5, кривые 2), который растворяется медленно, температура расплава /раСп незначительно снижается в начальном периоде плавки, отмеченные выше отрицательные явления отсутствуют. Следовательно, при увеличении доли этого вида лома в шихте (или тяжеловесного лома и пресс-пакетов) не только уменьшается дли­тельность завалки, но и улучшается технология плавки.

После завалки лома и части извести чугун подают к конвер­теру в заливочных ковшах, установленных на перемещаемых тепло­возом тележках, и с помощью заливочного крана загружают в конвертер.

Равномерное распределение лома на днище достигается по окончании слива чугуна путем наклона конвертера в противопо­ложную от загрузки сторону.

Каждый конвертер оборудован двумя кислородными фурмами (рабочей и резервной), механизм подъема которых установлен на общей передвижной платформе, расположенной над камином. Ход фурмы в 350-т конвертере составляет около 17 м, поэтому на во­зобновление продувки после ее перерывов требуется значительное время, в результате чего заметно снижается производительность агрегата.

После заливки чугуна конвертер устанавливают в вертикаль­ное положение и начинают продувку, которая ведется по режиму «с полным дожиганием СО» или «без дожигания». Во втором слу­чае воздух в камин не подсасывается, что на целый порядок умень­шает объем отходящих газов, резко снижает сопротивление газо — отводящего тракта и позволяет в два-три раза увеличить интен­сивность продувки по сравнению с работой на полном дожигании [5—6 м3/ (т - мин) против 2—3 м3/(т-мин)].

По ходу продувки положение фурмы #ф (расстояние наконеч­ника от уровня спокойного металла) в ряде случаев меняют. На заводах для определения Яф сельсин предварительно тарируют.

Продувка («зажигание плавки») в 350-т конвертерах, имею­щих бездожиговые системы газоотводящего тракта, начинается при верхнем положении кольцевого уплотнителя («юбки»), В это время Hф = 4—4,5 м (H^jdc = 80—90 калибров, где dc — диаметр сопла). После устойчивого зажигания плавки кольцевое уплотне­ние переводится вниз и положение фурмы постепенно понижается: через 2—4 мин от начала продувки Яф = 2,3—2,5 м, в остальное ее время Яф = 1,7—2,1 м (30—40 калибров).

В ряде случаев Яф изменяют для регулирования шлакообразо­вания, уменьшения выбросов шлака или выносов металла из кон­вертера. При появлении выносов металла, свидетельствующих о неудовлетворительном ходе шлакообразования, фурму на корот­кое время поднимают выше заданного уровня (примерно на 10 ка­либров). В результате окисленность шлака увеличивается и раст­ворение в нем извести ускоряется. Этого можно достичь также при постоянном Яф за счет присадок плавикового шпата порциями.

При появлении выбросов шлака фурму опускают на 3—10 ка­либров ниже заданного уровня и присаживают небольшими пор­циями известь. Иногда продувку прекращают и скачивают шлак.

Если ход плавки спокойный и шлакообразование нормальное, в некоторых цехах всю продувку ведут при постоянном (некото­ром оптимальном) положении фурмы. Изменяют его кратковремен­но только в случае отклонения от нормального хода (выносы, вы­бросы и др.). Это, однако, не лучший вариант работы.

Сыпучие материалы (при охлаждении ломом — добавка изве­сти) в современных цехах присаживают в следующем порядке: до заливки чугуна, как отмечено выше, 30—50 % от общей нормы расхода; остальное количество — равными порциями через каж­дые 2 мин продувки; прекращают присадку за 4 мин до конца продувки. В большегрузные конвертеры новых отечественных це­хов («Азовсталь», Запсиб и др.) и ряда зарубежных до слива чу­гуна присаживают около 50 % извести от ее общего расхода; ос­тальное количество — двумя порциями в течение первой половины продувки (за 5—7 мин от начала продувки). При концентриро­ванной присадке извести уменьшается вынос металла, но увеличи­ваются выбросы шлака.

Шлакообразование в кислородно-конвертерном процессе с верх­ним дутьем протекает интенсивнее, чем при донной продувке возду­хом или другой кислородсодержащей газовой смесью. Это обуслов­лено тем, что в первом случае ход плавки более горячий, кроме того, в верхней части ванны вокруг внедренных в металл кислород­ных струй расположена высокотемпературная первичная реакцион­ная зона, в которой содержится большое количество окислов желе­за. При необходимости можно, поднимая фурму, повысить их кон­центрацию во всем объеме шлака в любой период продувки. Влияние указанных факторов обеспечивает раннюю наводку высокооснов­ного и железистого шлака, завершение дефосфорации металла при сравнительно высоком содержании в нем углерода и возмож­ность остановки продувки на заданном [С].

Изменение по ходу продувки состава металла и шлака в плав­ке, проведенной с охлаждением ванны ломом, показано на рис. 5.6. Внешние признаки периодов продувки почти отсутствуют, так как из-за непрерывного обильного пылевыделения пламя во время ин­тенсивного обезуглероживания металла не отличается ярко­стью. Не наблюдается и столь четкой последовательности окисления примесей, как при донной продувке. Все же деле­ние плавки на периоды (без четких границ) и здесь воз­можно.

В кислородном конвертере продувка имеет два периода при выплавке средне — и высо­коуглеродистой стали и три в случае производства низко­углеродистой. В первом перио­де быстро окисляются кремний (до сотых долей процента), марганец и фосфор (до опреде­ленной концентрации, завися­щей от состава шлака и темпе­ратуры), замедленно — угле­род. Во втором периоде интен­сивно окисляется углерод, а со­держания марганца и фосфора примерно стабильны (в конце периода восстанавливается значительное количество Mn и несколько увеличивается со­держание P вследствие повы­шения температуры). В треть­ем периоде продувки быстро окисляется и переходит в шлак железо. В связи с ростом (FeO) окисление марганца и фосфора ускоряется, а углеро­да замедляется из-за низко — го [С].

Третий период в кислородно-конвертерном процессе возможен и при выплавке среднеуглеродистой стали, если продувку ведут с передувом (до низкого [С]) и с последующим науглероживанием металла в ковше. При работе с передувом достигается стандарти­зация плавок, повышается производительность конвертеров (не нужна додувка по углероду), увеличивается вероятность получе­ния стали с заданным [С], так как в области низких концентраций изменение [С] во времени незначительное, а угар углерода, вво­димого в металла с коксом, антрацитом или с графитом, колеб­лется в узких пределах. Недостатками являются: увеличение угара железа и раскислителей, времени продувки и др.

TM;c

(CaOUSiDl), (MnO)1(FeO)1X

UO

CaO

1600

SiO,

1500

30

То

20

FeO

У

MnD

1300

10

[С], [Si], [Mn], %

MgO

Рис. 5.6. Обычное изменение состава ме­талла н шлака, температуры металла во время продувки мартеновского чугуна на низкоуглеродистую сталь и охлаждения ванны металлическим ломом (садка 350 т; расход лома 280 кг/т; стрелки указыва­ют время присадок сыпучих материалов)

1200

О

¦0,08 0,06 0,04- ОМ

Продувку прекращают при израсходовании заданного на плав­ку количества кислорода. Затем отбирают пробы металла и шлака и замеряют температуру ванны термопарами погружения. Чтобы сократить время ожидания результатов анализов, используют пнев­мопочту (позволяет быстро транспортировать пробы), приборы для определения содержания [С] методом термо — э. д. е., карбомет — ры или квантометры. Если содержание некоторых элементов выше заданного или температура металла ниже требуемой, то плавка до — дувается. В последнем случае и для гомогенизации шлака додувку проводят при высоком положении фурмы (сжигают железо). Пе­регретый металл охлаждают в ковше, погружая в него сляб. При разливке на машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) тем­пература металла перед выпуском должна составлять 1660— 1680 °С. Шлак часто перед выпуском металла загущают доломитом или известью (0,5—1 % от массы стали).

Металл выпускают через сталевыпускное отверстие диаметром 200—250 мм (в 350-т конвертерах). Такой диаметр, а также макси­мальный наклон конвертера в сторону сталеразливочного ковша обеспечивают минимальное попадание шлака в ковш. По оконча­нии выпуска металла отверстие закрывается отсекающим устрой­ством. Шлак, оставшийся в конвертере, сливают через горловину в шлаковую чашу на сторону, противоположную выпуску.

Зеркало металла в сталеразливочном ковше засыпают тепло­изолирующими материалами. В случае попадания шлака в стале — разливочный ковш на поверхность металла в конце выпуска при­саживают известь или доломит (0,2—0,3 % от массы металла). Продолжительность выпуска 350 и 150-т плавок составляет 5—8 (верхний предел относится к высококачественным сталям) и 3— 6 мин соответственно.

5.5. шлакообразование в кислородно-конвертерной

Ванне

Шлакообразование, как уже отмечалось, оказывает решающее влияние на ряд показателей конвертерной плавки. Раннее образо­вание активного, гомогенного основного шлака способствует уско­рению дефосфорации и десульфурации, значительному уменьше­нию выноса и выбросов металла и улучшению стойкости футе­ровки.

В последние годы возросла актуальность проблемы ускорения шлакообразования, так как с повышением интенсивности продув­ки массоперенос и шлакообразование несколько отстают от окис­ления примесей (если не принять специальных мер). Проблема усложнилась также в связи с тем, что используемая в качестве ох­ладителя железная руда повсеместно заменяется стальным ломом. При таком варианте технологии значительно понижается темпера­тура ванны в первой трети продувки, особенно при увеличении массы легковесного лома. Это, а также, то, что в конвертер не при­саживают окислы железа, уменьшились содержание марганца в чугуне и расход плавикового шпата (из-за дефицита в стране), обусловило замедление шлакообразования. Если не принимаются меры к ускорению шлакообразования, то известь растворяется мед­ленно и степень ее усвоения шлаком составляет лишь 60— 80 %.

Из рис. 5.7 следует, что от­ношения масс жидкой шлако­вой фазы Afm и растворенной окиси кальция Мсао к массе металлической шихты Ммлп изменяются симбатно. В пер­вом периоде продувки повыше­ние Мсао несколько отстает от роста Мш, который в это вре­мя обусловлен в основном окис­лением составляющих чугуна (Si, Mn, Fe) и растворением составляющих руды (при ох­лаждении рудой). В дальней­шем Мш увеличивается глав­ным образом за счет растворе­ния извести в шлаке.

Наибольшая скорость растворения окиси кальция в жидком шлаке и роста основности шлака наблюдается в начале и в конце продувки (см. рис. 5.6 и 5.7). Состав конечного шлака зависит от расхода извести, степени ее ассимиляции в шлаке, определяемой дутьевым режимом, порядком присадок извести и разжижителей шлака, составом чугуна и содержанием углерода в готовой стали (чем оно ниже, тем больше содержание окислов железа в конеч­ном шлаке).

Общее количество шлака, образующегося при продувке мало­фосфористого мартеновского чугуна, обычно составляет 10—12% от массы металла. Следовательно, при содержании в конечном шлаке {Са0)=50 %, в извести (Са0)изв = 90 % и степени усвоения окиси кальция 80 % необходимый расход извести равен 7—8,5 %. Конеч­ный шлак имеет такой состав, %: 40—50 CaO; 12—15 FeO; (до 20% при низком [С]); 2—5 Fe2O3; 5—10 MnO; 4—6 MgO; 15— 20 SiO2; 1—3 P2O5; 0,2—0,3 S; (Ca0)/(Si02+P205) =2,5—3,5.

На основе результатов многочисленных исследований и произ­водственных данных установлены пути улучшения шлакообразова­ния. Более быстрому и полному растворению извести и образова­нию активного шлака с высокой фосфоро — и серопоглотительной способностью способствуют следующие мероприятия.

Рис. 5.7. Изменение отношений Мш/ Мм т (кривые 1, /’), Мс*о/Мк. т (кри­вые 2, 2′) в ходе кислородно-конвер­терных плавок:

1,2 — охлаждение рудой, средние данные по 30 плавкам; Г, 2′ — охлаждение ло­мом, средине данные по 25 плавкам (стрелками показано время присадок сы­пучих материалов)

1. Обеспечение оптимального состава чугуна. При повышенном содержании кремния в чугуне и кремнезема в твердых материалах увеличивается время растворения извести в шлаке в результате увеличения ее расхода и образования на кусках извести тугоплав­кого ортосиликата кальция. Однако и чрезмерно низкие [SiJ4yr и (SiO2) ухудшают шлакообразование, так как уменьшается коли­чество шлака и увеличивается его вязкость, что затрудняет де - фосфорацию и десульфурацию металла. Оптимальное [Si]4yr при охлаждении металла ломом составляет 0,7—0,8 %, а рудой 0,3— 0,5 %. Повышение [Мп]чуг способствует ускорению растворения извести в результате роста (МпО), но приводит к снижению выхо­да жидкой стали. Поэтому целесообразно с точки зрения шлакооб­разования, чтобы [Мп]чуг=0,6—0,8 %• При очень низком [Мп]чуг шлакообразование замедляется, в результате чего происходит за — металливание фурмы и усиливается вынос металла. Продувка та­кого чугуна возможна при большом расходе плавикового шпата, других специальных разжижителей шлака или при подъеме фурмы.

2. Увеличение содержания закиси железа в шлаке. Закись же­леза является главным растворителем CaO в шлаке. Повышение (FeO), вызванное в основном подъемом фурмы, резко ускоряет шлакообразование. Одна;со при очень высоком (FeO) снижается выход жидкой стали за счет увеличения угара железа и количест­ва выбросов металла и шлака. Поэтому желательно поддерживать оптимальное (FeO).

3. Присадки окислов марганца в шлак. Закись марганца весьма сильный (после FeO) растворитель CaO. Ввод в шлак окислов мар­ганца, содержащихся в марганцовистых известняке и извести или марганцевой руде наиболее целесообразен при переделе чугунов с пониженным [Мп]чуг.

4. Обеспечение оптимального соотношения скорости выгорания углерода Vc и (FeO). Рост Vc и мощности перемешивания ванны, достигаемый путем опускания фурмы, при прочих равных условиях ускоряет шлакообразование, но вызывает снижение (FeO), в ре­зультате чего скорость шлакообразования замедляется. Поэтому для каждого периода плавки в зависимости от температуры ванны, типа фурмы и параметров дутья следует соблюдать оптимальные положение фурмы и соотношение Vc и (FeO), что позволит обеспе­чить необходимую скорость растворения извести в шлаке.

5. Улучшение качества извести. Максимальная скорость шлакооб­разования достигается при использовании мягкообожженной извес­ти, обладающей высокой реакционной способностью. Перспективно применение извести сортированной с ограниченными размерами кусков (10—40 мм), а также полученной в печах кипящего слоя. Вдувание порошкообразной извести значительно ускоряет шлако­образование за счет резкого увеличения суммарной поверхности твердых частиц. Внедрение такой сравнительно сложной техноло­гии целесообразно лишь при хорошем помоле извести, низком со­держании серы в ней и высоких [Si]4yr и [Р]чуГ-

6. Повышение (MgO) до оптимального предела. Использование магнезиальной извести и доломитизированного известняка улучша­ет шлакообразование в результате увеличения (MgO) до оптималь­ного значения (около 5 %), способствующего снижению вязкости шлака и ускорению растворимости в нем окиси кальция.

7. Повышение температуры ванны. Если высок расход лома и он вводится одной порцией, начало плавки протекает «холодно» (особенно при загрузке легковесного лома), что значительно замед­ляет шлакообразование. Как показали результаты проведенных на ждановском заводе им. Ильича исследований, загрузка всего или большей части лома после слива чугуна и 5 мин его продувки обес­печила резкий подъем температуры ванны в первой половине плав­ки (до 1500—1550 0C) и сохранение нормального ее уровня во вто­рой. Это обусловило значительное ускорение растворения извести, интенсификацию шлакообразования при сравнительно невысоком (FeO), увеличение скорости и степени десульфурации металла, а также выхода жидкой стали (в результате уменьшения выноса и выбросов металла). Дополнительный эффект и необходимое в от­дельных случаях удаление влаги из лома можно обеспечить пу­тем его предварительного подогрева до загрузки на жидкий чугун.

8. Ввод в шлак специальных флюсов-разжижителей. Доступ­ным разжижителем является боксит, но его эффективность неве­лика. Плавиковый шпат намного эффективнее боксита, так как он одновременно снижает вязкость шлака, температуру его плавле­ния и повышает a(Feo>. Однако широкое применение плавикового шпата ограничивается высокой стоимостью и дефицитностью, не­благоприятным (при массированном его вводе) влиянием на стой­кость футеровки и кратковременностью воздействия CaF2. Перспек­тивным и экономичным является использование в качестве разжи — жителей шлаковых отходов, содержащих CaF2, Al2O3 и другие ве­щества (конечные шлаки электрошлакового переплава, цветной металлургии и др.).

9. Использование синтетических шлакообразующих материалов. Брикеты, окатыши или агломерат, изготовленные из порошкооб­разных смесей извести с некоторыми окислами (Fe2O3, Al2O3, MgO или MnO), обладают низкой температурой плавления и большой поверхностью контакта частиц. Присадка таких материалов значи­тельно ускоряет шлакообразование.

10. Оставление во время выпуска плавки части конечного шлака в конвертере. Обеспечивает значительную экономию тепла и извес­ти и более горячий ход первого периода плавки, улучшает шлакооб­разование. Во избежание выбросов и даже взрывов необходимо перед сливом чугуна заморозить жидкий шлак присадками извести и лома. Хорошие результаты могут быть получены также при ис­пользовании в качестве флюса дробленого конечного шлака.

11. Создание оптимального режима присадок извести. Сосредо­точенный во времени ввод в ванну значительного количества из­вести способствует ее комкованию. Однако чем выше интенсив­ность продувки Io2, тем быстрее протекает шлакообразование, больше масса одновременно добавляемых порций извести и раньше заканчивается ввод присадок. Так, в 350-т конвертеры завода «Азовсталь» при сравнительно высокой /о2 = 4—5 м3/(т-мин) до заливки чугуна присаживают 45—50 % извести, на второй мину­те продувки 25—30 % и на пятой 25—30 % от суммарного количе­ства на плавку. При Zo2= 1,5—2 м3/(т-мин) число порций шлако­образующих материалов увеличивается и позже заканчивается их ввод в ванну конвертера.

Применение многоструйных фурм обеспечивает уменьшение сте­пени комкования извести, особенно на периферийных участках ван­ны, и ускоряет шлакообразование. Это обусловлено тем, что при рассредоточении дутья несколько увеличивается средняя окислен — ность шлака, более равномерно выделяется СО и перемешиваются металл и шлак в объеме ванны.

12. Борьба со свертыванием шлака. В середине продувки, при резком снижении окисленности шлака (см. рис. 5.6) и повышении по этой причине температуры плавления шлака, иногда происходит так называемое «свертывание шлака». Это крайне нежелательное явление обусловлено выпадением из пересыщенного расплава кри­сталликов ортосиликата и окиси кальция. Шлак становится вяз­ким, малоактивным и переходит в полутвердое состояние. Кисло­родная струя и выделяющаяся из реакционной зоны окись угле­вода перемещают его к стенкам конвертера. При з^ом, как уже отмечалось, металл оголяется, растут потери железа с дымом и выносами. В период свертывания шлака резко замедляется шлако­образование, снижается основность жидкой части шлака, что часто приводит к рефосфорации и ресульфурации металла.

Свертывание шлака можно предотвратить, если обеспечить на протяжении всей продувки получение легкоплавких шлаковых растворов. В начале плавки этого можно достичь, изменяя состав шлака по ферритному пути, а в дальнейшем (по мере повышения температуры ванны) — по ферритно-силикатному, так как чрез­мерное увеличение содержания окислов железа приводит к частым выбросам.

В некоторых случаях для глубокой дефосфорации и десульфу­рации металла осуществляют промежуточное скачивание шлака и последующую наводку нового. Такая технология удлиняет цикл плавки и снижает выход жидкой стали (при скачивании часть же­леза уносится со шлаком), поэтому при переделе обычного марте­новского чугуна она применяется редко, а низкое содержание се­ры в готовом металле обеспечивается в результате внепечной об­работки чугуна и стали.

5.6. удаление примесей металла при продувке

Механизм и место окисления (или удаления) примесей метал­ла при кислородно-конвертерном процессе подробно описаны в I разделе, поэтому здесь рассмотрим лишь влияние основных тех­нологических факторов на поведение элементов по ходу продувки.

Окисление кремния. Элементы Si и Mn окисляются в основном во вторичной реакционной зоне до весьма низких концентраций, так как активность окисла железа CZ(FeO) в начале продувки значи­тельна. Однако в других участках металлической ванны в усло­виях энергичного перемешивания со шлаком [Si] и [Mn] прибли­жаются к равновесию с главной массой шлака, окисленность ко­торого меньше, чем в реакционной зоне (особенно в слое, приле­гающем к металлу). При равновесии со шлаком

[ SiJp2BH. Ui=^(SiO2) M(FeO)Ksi - (5-1)

Окислению кремния способствуют малая a(sio2), высокие a(FeO) и константа равновесия /Csi (низкая температура ванны).

Как видно из рис. 5.6, в кислородно-конвертерном процессе кремний наиболее энергично окисляется в течение первых 20 % времени продувки. В основном шлаке a(sio2) весьма мала даже при сравнительно низкой основности (В = 1—1,5). В сочетании с высокими значениями lZCsi реакции [Si] -)-2(FeO) = (SiO2) + — j-2[Fe] (при относительно низкой температуре ванны в начале продувки) и Oi(FeO) малая a(sio2) обусловливает достаточно полное окисление кремния.

По ходу продувки кремний заметно не восстанавливается из шлака в металл даже в период интенсивного обезуглероживания, так как снижение Ksi (при повышении температуры) и a(FeO) с из­бытком компенсируется уменьшением A(Sio2) в результате увеличе­ния основности шлака (роста прочности силикатов кальция и па­дения концентрации в шлаке свободной SiO2).

Окисление-восстановление марганца. В начальном периоде про­дувки марганец быстро окисляется, что обусловлено низкой тем­пературой (высокая константа равновесия /Смп реакции [Mn] + + (FeO) = (MnO) -)- [Fe]), большой a(FeO) и малой a(Mnov По мере подъема температуры, повышения (MnO) и снижения (FeO) скорость окисления марганца падает из-за замедления массопере­носа в пограничных слоях металла и шлака. При этом система металл — шлак приближается к равновесию (однако последнее не достигается полностью), а содержание марганца в металле — к величине

[Мп]рав„. ш = (MnO)^(MnO) /(FeO)I(F^eO) Кмп — (5.2)

В середине продувки [Mn] стабилизируется, затем марганец, как уже отмечалось, восстанавливается до определенной макси­мальной величины, получившей название «марганцевый горб» (аналогичное явление наблюдается в томасовском процессе, см. рис. 4.4). Высота марганцевого горба при одинаковом содержании марганца в шихте в кислородно-конвертерном процессе значитель­нее, чем в томасовской плавке, что обусловлено меньшим количе­ством шлака, более высокими его основностью и температурой ванны.

На основе уравнения (5.2) можно объяснить восстановление марганца из шлака в металл (см. рис. 5.6) в конце второго перио­да продувки. В Зто время из-за разбавления окисла марганца окислами кальция и железа (MnO) снижается. Однако уменьше­ние Кмп в связи с ростом температуры и увеличение коэффициента активности V(MnO) из-за повышения основности шлака превалиру­ют над снижением (MnO), что и приводит к увеличению [Mn]. Следует также учитывать пониженную концентрацию FeO в слое шлака, прилегающем к металлу, в период интенсивного окисления углерода и раскисляющее действие углерода, протекающее по ре­акции (2.49).

В металле кислородно-конвертерного процесса содержание ос­таточного марганца значительнее, чем в мартеновской стали. Это обусловлено тем, что в конвертерах доля чугуна в металлошихте больше, основность шлака, а следовательно, v(MnO) выше, значи­тельнее температура ванны в конце плавки (ниже Кмп), меньше количество спущенного шлака.

При низком [С] в готовой стали заключительная часть кисло­родно-конвертерного процесса сопровождается окислением марган­ца, что объясняется резким увеличением (FeO) в конце плавки.

Окисление углерода. Максимальная скорость выгорания угле­рода достигается после полного окисления кремния и завершения начального периода частичного окисления Mn и Р. В это время (20—25 % продолжительности продувки) термодинамические и массообменные условия реакции углерода весьма благоприятны и на его окисление используется не только поступивший в ванну кислород дутья, но и значительная часть ранее накопившейся в шлаке закиси железа, что подтверждается одновременным рос­том Vc и снижением (FeO) (см. рис. 5.6).

Значение ис определяется интенсивностью продувки Io2 и ко­эффициентом использования кислорода дутья ^ncnj значение кото­рого зависит от конструкции и положения фурмы, а также от со­стояния шлака. Максимальную vc можно рассчитать по формуле

LOc шах — Лисп, шах 0,1-12/11,2/о2~0,1/ о2 1% С] мин, (5.3)

Где fencn. max « 1—0,05—0,05 « 0,9 — максимальный коэффициент использования кислорода дутья; 0,05 — доля потерь кислорода на частичное окисление СО до CO2; 0,05 — доля потерь кислорода на окисление до Fe3O4 испарившегося железа, количество которого составляет около 0,2 кг на 1 м3 O2; 12/11,2 — масса углерода, кг/1 м3 O2, окисленного по суммарной реакции [С] -(- 0,5(O2) = = {СО}.

В случае Io2 = 2—6 м3/(т-мин) Ucmax изменяется от 0,2 до 0,6 % С/мин. При [С] ниже концентрации 0,2—0,3 %, называемой критической, Vc резко уменьшается за счет расхода значительной части кислорода дутья на накопление кислорода в металле и FeO в шлаке. Если [С] = 0,05 %, значение Vc составляет при Io2 = = 2—6 м3/(т-мин) всего 0,03—0,1 [% С]/мин.

Кинетику обезуглероживания металла в конвертерах (как и в период плавления в мартеновском процессе) часто неправильно оценивают по изменению [С] в единицу времени. Такая оценка корректна лишь после завершения плавления лома. Если же мас­са жидкой части ванны увеличивается за счет плавления лома, то «кажущаяся» скорость выгорания углерода

LOc каж = ([С], — [С],),’(t2 — t1) (5.4)

Неточно характеризует интенсивность его окисления и степень ис­пользования вдуваемого кислорода (обе эти величины получают­ся завышенными), так как при этом не учитывается, что снижение [С] частично вызвано разбавлением жидкого металла расплавлен­ным ломом.

Если известна скорость растворения лома по ходу плавки, то Vc ист можно вычислить по уравнениям:

^mC окисл _^р>1[С]1-()Ир,1+ДЛ1р. л-ДЛ1уг])[С]8 , Дт ~ IOO(T2-T1) ‘

Г»с ист = lOOA/Wc окис., "/’AtTVfж. ст, (5.6)

Где AMc окис Л; AMp. л и AMyr — масса окисленного углерода, растворенного лома и выгорев­ших примесей металла в интер­вале времени %\—т2; Mp, i и мж. ст — масса расплава в мо­мент Ti и жидкой стали в кон­це плавки, кг; [C]i и [С]2—¦ содержания углерода в распла­ве в моменты времени Ti и T2-

Как видно из рис. 5.8, на протяжении почти всей продув­ки истинная скорость выгора­ния углерода исист значительно меньше кажущейся искаж. Они становятся одинаковыми лишь после полного растворения ло­ма. Критическую концентрацию углерода [С] Кр можно более пра­вильно определять не по кривой искаж, а по кривой исист: резкое падение vc наступает после 90 % времени продувки т0бщ или при [С] <0,2%, а начинается уменьшение с/с в момент достижения

80 % Тобщ.

В некоторых случаях (при холодном начале продувки и повы­шенном содержании закиси железа в шлаке) наблюдаются перио­дические ускорения (часто со значительными выбросами) и замед­ления выгорания углерода. Такой нежелательный режим обезугле­роживания обусловлен тем, что при повышении температуры ванны одновременно с увеличением степени использования кислорода дутья возрастает и скорость снижения (FeO), расходуемой на окис­ление углерода.

Рис. 5.8. Изменение скорости выгора­ния углерода в кислородно-конвертер­ной ванне, охлаждаемой смешанным ломом средней плотности, во время продувки с интенсивностью 3 м3/(т-мин)

Периодическое ускорение выгорания углерода может резко уве­личиваться при больших количестве и высоте слоя шлака (точнее слоя шлакометаллической эмульсии), так как в моменты такого роста Uc содержание корольков в шлаке (К) доходит до 30—50 %. По результатам лабораторных экспериментов максимальная ско­рость выгорания углерода в корольках (каплях металла, пребы­вающих в шлаке) приближается к иск = 0,1 % С/с. Даже при (К) = 10 % масса окисленного углерода в корольках значительна (при количестве шлака 10 % от массы металла) и составляет со­гласно расчетам 15—25 % от общего количества окисленного угле­рода в ванне во втором периоде. В моменты роста Uc и большого содержания корольков в шлакометаллической эмульсии при по­вышенной окисленности и достаточно высокой температуре шлака масса окисленного в корольках углерода и выделений из ванны СО «лавинообразно» возрастает, что в сочетании с количеством окисленного углерода в объеме металла вызывает резкое увеличе­ние общей интенсивности газовыделений и выбросы. Вспучивание ванны в это время значительное (отношение высоты ванны к глу­бине спокойного металла доходит до пяти-шести, обычно оно со­ставляет два-три).

Раскисление шлака и некоторое понижение его температуры (вследствие эндотермичности реакции окисления углерода закисью железа шлака) приводят к уменьшению Vc, последующему частич­но необратимому окислению железа, росту (FeO) и температуры шлака, что обусловливает повторение цикла. При достаточном перегреве металла и шлака указанная периодичность практически отсутствует, так как процесс обезуглероживания стабилизируется и равномерная Vc, соответствующая данной Io2, максимальному и постоянному коэффициенту использования кислорода дутья, уста­навливается при сравнительно невысоком (FeO). Равномерная Vc (после окисления Si и до [С] = 0.2—0,3 %) наблюдается во всех плавках с «горячим началом» процесса. В этом отношении весьма полезны увеличение доли тяжеловесного лома в шихте и загрузка лома после частичной продувки чугуна.

Вопрос о влиянии интенсивности продувки на коэффициент ис­пользования кислорода дутья klicn был до последнего времени ди­скуссионным. Многие зарубежные металлурги считали, что с ро­стом Io2 снижается kncn и что Uc пропорциональна /^5. Однако за последние годы на основе результатов лабораторных и промыш­ленных экспериментов советскими металлургами доказано, что при оптимальных размерах фурмы, форме и количестве сопел в ней и глубине погружения в ванну увеличение Io2 до 7 м3/(т-мин) со­провождается пропорциональным ростом vc. В практике эксплуа­тации 350-т конвертеров успешно внедрена технология продувки с интенсивностью 5—б м3/(т-мин). Длительность продувки обратно пропорциональна Io2 в первой степени.

Окисление фосфора. В отличие от конвертерных процессов с донной продувкой в конвертере верхнего дутья фосфор окисляется при высоком [Cl (см. рис. 5.6). Это определяется термодинами­кой и кинетикой реакций

2[Р] = 5(FeO) + З(СаО) = (ЗСаО • P2O3) + 5[Fe]; 2[Р] + (FeO] + 4(СаО) = (4СаО-PaO3) + 5[Fe].

Так как при равновесии металла со шлаком

[Р]равн. ш = 1/^Г^(4Са0 Р205) /(KV^FeO) ^CaO) , (5-7)

ТО С РОСТОМ Q(FeO) И O(CaO) И СНИЖеНИвМ Of4CaO-P2O5) уменьшается ОСТЭ-

Точное содержание фосфора в металле. Одновременно ускоряется дефосфорация стали в связи с повышением интенсивности массопе­реноса фосфора из объема металла к поверхности его контакта со шлаком.

Повышение температуры ванны Tb влияет отрицательно на сте­пень и скорость дефосфорации металла лишь при прочих равных условиях (из-за снижения Яр). Однако при высокой Гв дефосфора — цию можно улучшить путем увеличения O(FeO) и O(CaO). Имеется тес­ная связь между изменением содержания фосфора в металле и ди­намикой шлакообразования.

В первом периоде продувки (см. рис. 5.6) наблюдается быстрое окисление фосфора, обусловленное тем, что влияние высокой Gi(FeO) (обеспечивается подъемом фурмы) и большой Kp (из-за низкой тем­пературы металла) с избытком компенсирует обратное влияние низкой A(CaO). Окисление фосфора продолжается и в первой полови­не второго периода продувки, когда падение a(FeO) (из-за быстрого окисления углерода) и Яр (в связи с повышением температуры) с избытком компенсируется ростом а(саО) (вследствие быстрого раст­ворения окиси кальция в шлаке).

Во второй половине второго периода продувки наблюдается ста­билизация концентрации фосфора и даже некоторое его восстанов­ление из шлака в металл. Такое поведение фосфора обусловлено снижением a(FeO), ростом температуры (уменьшением Kp) и сродст­ва углерода к кислороду и замедлением подъема а(СаО) (при низком (FeO) резко тормозится растворение извести в шлаке). В конце вто­рого периода продувки возобновляется окисление фосфора, которое непрерывно протекает в течение всего третьего периода.

Высокая температура ванны в конечной стадии продувки термо­динамически неблагоприятна для дефосфорации из-за снижения Яр. Однако ускорение растворения извести (резкое увеличение Я(СаО) и рост A(FeO)1 особенно при выплавке малоуглеродистой стали, влияют сильнее на [Р], чем уменьшение Kp. В конечном итоге при высокой основности шлака (B^s2,5) и (FeO) ^ 15 % происходит достаточно глубокая дефосфорация металла ([Р]^0,01 %). Наиболее интен­сивно фосфор переходит из металла в шлак в начале и в конце про­дувки в периоды активного растворения извести (см. рис. 5.6, 5.7).

В конце продувки система металл — шлак приближается к рав­новесию по реакции окисления фосфора. Конечное [Р] и степень дефосфорации металла зависят от количества шлака, ai(FeO), ЩснО) (основности шлака) и температуры, влияние которой, как отмечено выше, двоякое.

Коэффициент распределения фосфора между шлаком и метал­лом Lp= (РгОб)/[Р] в конце кислородно-конвертерного процесса колеблется в пределах 200—400 (увеличивается с ростом A(FeO) и основности шлака). В связи с высокими значениями Lp степень де­фосфорации металла велика (особенно при спуске и смене первич­ного шлака) и составляет 80—90 %. При работе со скачиванием шлака степень дефосфорации еще повышается. Однако скачивание шлака удлиняет цикл плавки и ухудшает ее технико-экономические показатели, вызывая дополнительные потери железа и тепла. По­этому скачивание шлака целесообразно применять лишь при содер­жании фосфора в шихте более 0,2 %.

При попадании шлака в ковш возможно восстановление фосфо­ра (рефосфорация) в результате взаимодействия углерода металла и элементов-раскислителей со шлаком. Снижение (FeO) и основно­сти шлака (последнее за счет растворения в шлаке шамотной клад­ки ковша) сдвигает влево равновесие реакции окисления фосфора. Во избежание этого применяют различные способы отделения шла­ка. Наиболее распространенным способом является выпуск металла не через горловину, а через специальное отверстие. Во время выпус­ка конвертер максимально наклоняют в сторону ковша, не допус­кая слива шлака через горловину. В момент окончания слива метал­ла и появления в отверстии шлака конвертер поворачивают в об­ратную сторону. На некоторых заводах для отделения шлака используют полые покрытые огнеупорной массой металлические шары, средняя плотность которых меньше, чем металла, но больше, чем шлака. В конце выпуска плавки шар, плавающий в последнем тонком слое металла, закрывает отверстие. Иногда применяют от­секающие устройства шиберного типа. Указанные устройства не во всех случаях действуют эффективно.

Удаление серы. В подразд. 2.8 приведен теоретический анализ термодинамических и кинетических условий окисления серы (уда­ления в газовую фазу в виде SO2) и перехода ее из металла в шлак в форме устойчивых сульфидов (в основном в виде CaS).

В кислородно-конвертерном процессе удаление серы в газовую фазу происходит, вероятно, в объемах металла и шлака, близко расположенных к кислородной струе, где высок кислородный потен­циал, пропорциональный ро2 в газовой фазе и a(FeO) в шлаке.

В первичной реакционной зоне возможно прямое окисление се­ры в поверхностных слоях металл—кислород (при сжигании ме­талла), так как доля кислорода, израсходованного на это, равна удвоенной атомной доле серы в металле /Vs (Os : OFe = 2NS -. Nve). Элементарный расчет показывает, что при общем расходе кислорода на продувку 50 м3/т сера, окисленная в зоне дутья, составляет 40— 50 % от всей массы удаленной серы (до 25 % серы шихты).

В реальных условиях процесса при всплывании значительного количества SO2 в участках металла и шлака, расположенных за пределами первичной реакционной зоны, SO2 частично восстанавли­вается по реакциям {S02} +4(FeO) = [S] +2(Fe203); {S02} = = [S] + 2[0] и др. По этой причине указанные выше расчетные количества удаленной в газ серы реализуются в большей степени лишь при поверхностной боковой продувке, например в случае ма­лого бессемерования, когда струи окислительного газа неглубоко проникают в металл.

В обычном кислородном конвертере, по данным различных ис­следований, в газовую фазу переходит от 5 до 15 % общего количе­ства удаляемой за плавку серы. Следовательно, сера поступает из металла преимущественно в шлак, где она образует сульфиды, по­строенные из ионов.

Обессеривающая способность шлака оценивается коэффициен­том распределения серы между металлом и шлаком T]s = (S)/[S], Величина r|s в конце кислородно-конвертерного процесса колеблет­ся в пределах 5—10 и примерно в два раза больше, чем в конце мартеновских плавок. Главными факторами, влияющими на увели­чение r]s, являются: повышение основности шлака B = (CaO) /(SiO2) до 3—3,5; оптимальное отношение (FeO)/(CaO) да 0,3; наличие жидкоподвижного гомогенного шлака, обеспечивающего быстрое приближение системы металл — шлак к равновесию. Последнее до­стигается в результате присадок плавикового шпата или других эф­фективных разжижителей, а также соблюдения описанных в под­разд. 5.4 условий, обеспечивающих ускорение шлакообразования и гомогенизацию шлака.


О

0,02В

Г10

Рис. 5.10. Изменение температуры ме­талла, температуры ликвидуса и пе­регрева металла = —tлик, по хо­ду бессемеровской (а), томасовской (б) и кислородно-конвертерной плавки с продувкой сверху (в)

0,03и

Clr %

,___

/

X?

1),%

А-

5

\

20

40

60

80 Zn,

Рис. 5.9. Изменение в ходе 130-т кисло — родно-конвертерных плавок содержания свободной окиси кальция в шлаке: / — (СаО)св; 2 — (CaO)/(SiO)2; 3 — (S); 4- 2 (FeO); 5 — [SJ (средние данные по 30 плав­кам)


Изменение [S] по ходу плавки показано на рис. 5.6 и 5.9. На ос­нове результатов проведенных исследований М. Я. Меджибожский и В. И. Шибанов условно разделили всю плавку на три периода: первый — заметная десульфурации; второй — затухание процесса и некоторое повышение содержания серы в металле (ресульфурация); третий — активизация десульфурации.

Удаление серы в первые 20 % времени продувки (рис. 5.9) обус­ловлено гомогенностью шлака (величина (FeO) достаточна для разжижения малоосновного шлака), а большое значение фактиче­ского ris — высокими содержаниями в металле углерода и кремния, при которых коэффициент активности серы в металлическом рас­плаве значительно больше единицы.

Ресульфурация в период между 20 и 60 % времени от начала продувки совпадает с понижением в шлаке содержания окислов же­леза, а ускорение десульфурации в конце плавки — с резким увели­чением 2 (FeO). Это свидетельствует о том, что окисленность шлака оказывает решающее влияние на десульфурацию металла, хотя (FeO) отрицательно воздействует на термодинамику процесса. Дан­ные большого количества производственных плавок показали, что рост (FeO) и отношения (FeO)Z(CaO) до оптимального значения (около 0,3) способствует повышению фактического r\s и снижению [S] в конце продувки, что обусловлено получением гомогенного вы­сокоосновного шлака.

Конечное содержание серы в стали может быть вычислено по уравнению

(Si_____________________ Suim-Scn — Sr ф

1 J ст/^м. ших + 1Is Мш, Миш ших ‘

Где Smnx, Scn и Йг. ф — количество серы, внесенное шихтовыми мате­риалами, удаленной со спускаемым шлаком и в газовую фазу, % от массы металлической шихты Мм. ШИх; Мж. Ст и Мш — масса жидкой стали и конечного шлака.

Степень десульфурации металла в кислородном конвертере ко­леблется в пределах 30—40 %. Ее можно значительно увеличить пу­тем интенсификации формирования высокоосновного шлака и ран­него шлакообразования, обеспечиваемого оптимальным режимом присадок сыпучих материалов, вдуванием порошкообразной изве­сти, горячим ходом первого периода продувки.

В связи с тем, что степень десульфурации редко превышает 50%, выплавка стали с пониженным содержанием серы ([S] = = 0,01—0,02 %) возможна, как уже отмечалось, лишь при исполь­зовании десульфурированного в ковше чугуна.

Применение шлакоскачивающих машин не гарантирует полного удаления шлака из ковшей даже при больших потерях чугуна во время скачивания. Поэтому в случае выплавки низкосернистой ста­ли необходимо не только осуществлять глубокую дефосфорацию чугуна в ковше, но и наводить высокоосновный шлак, повышать расход плавикового шпата, использовать малосернистые лом и из­весть.

5.7. тепловой режим плавки

Согласно расчетам тепловых балансов реакций окисления при­месей чугуна (см. подразд. 1.3) в кислородно-конвертерном процес­се количество тепла, используемого ванной при окислении элемен­тов, больше, чем при продувке ее воздухом. Это обусловлено тем, что замена воздушного дутья техническим кислородом снижает по­тери тепла с отходящими газами с 23—29 % (в том числе 17—22 % на нагрев азота) до 6—9,5 % от общего расхода тепла.

Так как при продувке ванны техническим кислородом тепло на нагрев азота практически не расходуется, его экономия по сравне­нию с воздушным дутьем составляет около 42 МДж/100 кг чугуна. Это подтверждается сравнением тепловых балансов плавок, а так­же простым расчетом. Экономия тепла позволяет использовать в кислородном конвертере стальной лом в количестве около 42/1,4 = =30 % от массы чугуна или 23 % от массы металлической шихты (1,4 — теплосодержание стали, МДж/кг, при температуре 1600 °С). В зависимости от состава чугуна, температуры готовой стали и [С] в ней доля лома в металлической шихте современных конвертеров колеблется в пределах 21—28 %.

Кислородно-конвертерная плавка имеет более горячий ход, чем томасовская (рис. 5.10), в которой температура металла поднима­ется в основном в третьем периоде продувки за счет окисления фос­фора. Если в качестве охладителя используется железная руда, вводимая несколькими небольшими порциями (рис. 5.10,6 — штри­ховая линия), то плавка протекает сравнительно горячо и это спо­собствует более раннему шлакообразованию и дефосфорации метал­ла, чем в томасовском процессе.

Присадка лома одной порцией до слива чугуна (рис. 5.10,6 — сплошная линия), особенно при значительной доле легковесного, несколько ухудшает тепловой режим плавки, так как растворение большого количества лома может существенно снизить температуру и перегрев металла в первой половине продувки. Недостаток такого метода охлаждения кислородно-конвертерной ванны ломом можно устранить, увеличивая количество тяжеловесного и пакетированного лома или загружая большую долю лома после слива чугуна и ча­стичной его продувки.

Загружая же лом до слива чугуна, холодный ход первого перио­да плавки устраняют, поднимая фурму в течение 1—2 мин до уров­ня, в 1,5—2 раза превышающего обычный.

Весьма важной особенностью теплового баланса и температур­ного режима кислородно-конвертерного процесса является большая роль в нагреве металла реакций с участием углерода, который окис­ляется на 5—10 % до CO2 и на 90—95 % до СО. Так как при про­дувке кислородом окисление 1 % углерода обеспечивает подъем температуры ванны в среднем на 100 К, то в отличие от воздушных конвертерных процессов, где главный источник химического теп­ла— реакция окисления кремния (бессемеровский процесс) или фосфора (томасовский процесс), в кислородно-конвертерном про­цессе около 55 % всего тепла химических реакций приходится на до­лю окисления углерода. При содержании в чугуне около 4,5 % С этого тепла вполне достаточно для нагрева металла и шлака до не­обходимой конечной температуры. Следовательно, в кислородном конвертере тепло реакций окисления Si, Mn, P и части Fe можно использовать для переплава лома или для восстановления железа из руды.

В качестве охладителей металла в кислородном конвертере при­меняют лом, руду, известняк и пар. Лом — чисто физический охла­дитель, руда, известняк и пар — в основном химические охладители, так как отрицательный тепловой эффект при их усвоении ванной обусловлен главным образом теплотой диссоциации и в меньшей степени расходом физического тепла на нагрев продуктов диссоци­ации. Если принять охлаждающий эффект массы стального лома за единицу, то охлаждающий эффект руды и окалины будет равен 4— 4,5, известняка 4—4,25, пара 10—11.

В настоящее время считается наиболее целесообразным охла­ждать металл стальным ломом, так как он обеспечивает эффектив­ное использование избыточного тепла в ванне. Некоторые преиму­щества охлаждения железной рудой (получение дешевого восста­новленного из руды железа и улучшение шлакообразования) обесцениваются увеличением потерь металла за счет выбросов, а также значительным повыше­нием удельного расхода чугуна и себестоимости стали. Охлаж­дать металл паром и известня­ком нецелесообразно, так как при этом эндотермические ре­акции протекают без увеличе­ния выхода жидкой стали, кро­ме того, вдувание пара может вызвать повышение содержа­ния водорода в металле. Опти­мальный метод охлаждения—¦ применение лома и небольшие корректирующие присадки руды.

Если температура металла в конце плавки недостаточна, то для разогрева ванны прово­дят додувку при высоком (в 1,5—2 раза более обычного) положении фурмы, т. е. сжига­ют железо. На более холодных плавках для подъема температуры ванны присаживают силикомар — ганец, считая, что 0,3 % SiMn повышают температуру ванны на 30 К.

5.8. интенсификация продувки и плавки в целом

Теоретические и экспериментальные исследования (лаборатор­ные, полупромышленные и промышленные) подтвердили возмож­ность повышения интенсивности продувки Io2 до 10—15 м3/(т-мин) без значительного снижения коэффициента использования кислоро­да, т. е. без увеличения общего за плавку удельного расхода кис­лорода.

Наиболее резко сокращается длительность продувки тпрод и ра­стет производительность конвертера при Io2=I м3/(т-мин). Даль­нейшее повышение интенсивности продувки менее эффективно, так как при этом увеличивается доля загрузочно-вспомогательных опе­раций Тзаг. всп — Вместе с тем эффективность может резко подняться и при указанной интенсивности продувки, если одновременно сокра­тить Тзаг. всп. Об этом наглядно свидетельствуют кривые рис. 5.11 и результаты расчетов производительности конвертера П, получен­ные по уравнению

J-j__ ст_________ ст___________ ____ Mж_ ст Z0^__ ^

XS vO2, уд I1O2 + тзаг. всп ^O2, уд + тзаг. всп 1O2

10,0 IVMJZ(T-MUH)

Рис. 5.11. Влияние интенсивности продув­ки на ее длительность тпр (I), продол­жительность цикла плавки тц. пЛ (2) и относительную производительность кон­вертера П (3) при удельном расходе кис­лорода Vo2-55 м3/т и продолжительно­сти вспомогательно-загрузочных опера­ций 10 мин (2, 3), 15 (2′, 3′) и 25 мин (2", 3")

Где та — длительность цикла плавки; Vo2, уд — удельный расход кис­лорода, м3/т. Согласно анализу кривых и уравнения (5.9) можно сделать весьма интересный вывод: при наличии в цехе нескольких агрегатов с различной интенсивностью технологического процесса наиболее выгодно сокращать загрузочно-вспомогательные операции (завалку, слив чугуна и т. д.) на агрегате с высокой интенсивно­стью, где сэкономленное время (за счет сокращения тзаг. всп) исполь­зуется выгоднее.

Таким образом, увеличение интенсивности продувки в весьма широких пределах эффективно, если оно сочетается с сокращением длительности загрузочно-вспомогательных периодов. Однако при /o2i>5 м3,/(т-мин) шлакообразование ухудшается, усиливаются вы­бросы и вынос. Главными мероприятиями по устранению указанных недостатков являются увеличение числа сопел пс в фурме, сохране­ние оптимальных значений угла расхождения струй и других пара­метров сопел, обеспечивающих хорошее рассредоточение дутья (от­сутствие слияния струй кислорода). Но при увеличении пс необхо­димо уменьшить расстояние фурмы от уровня спокойной ванны Яф. В случае H^jdc ^const усложняются условия охлаждения фурм, что снижает их стойкость. Поэтому в фурме устанавливают не более четырех-шести сопел (в промышленных опытах 8—12), что ограни­чивает интенсификацию кислородно-конвертерного процесса. В пе­редовых цехах освоена продувка с интенсивностью 5 м3/(т-мин). При охлаждении плавок ломом можно рекомендовать Zo2 = S—¦ 7 м3/(т-мин), а при охлаждении рудой 7о2 = 5—б м3/(т-мин).

Для реализации неиспользованных резервов кислородно-конвер­терного процесса (возможность повышения производительности в 2—2,5 раза за счет роста Zo2 и сокращения тзаг. всп) необходимо уве­личивать мощность кислородных станций, пропускную способность вспомогательных пролетов и газоотводящего тракта, создавать мно­госопловые фурмы высокой стойкости, шире применять АСУ. Такие реконструктивные мероприятия экономически эффективнее строи­тельства новых цехов.

S.9. физические потери металла

К физическим потерям металла относятся потери с выбросами, выносом, корольками в шлаке и дымом.

Выбросами называются периодические переливы через горлови­ну конвертера шлакометаллической эмульсии, обусловленные рез­ким вспучиванием жидкой ванны, или выплески макрообъемов сме­сей металла и шлака в моменты взрывообразного ускорения окисле­ния углерода. Выбросы, протекающие неравномерно, могут вызвать значительные потери металла (в некоторых случаях они достигают 2—3 % и более от массы жидкой стали).

В результате выбросов и выноса металл забрасывается в камин конвертера, что обусловливает длительные остановки для очистки и ремонта элементов камина, охладительной системы и парового котла.

По ходу продувки кроме выбросов наблюдается непрерывный (но периодически усиливающийся) вынос мелких капель металла и шлака (брызгоунос), а также выделение дыма, содержащего мельчайшие частицы (менее 1 мкм) окислов железа. Потери метал­ла с брызгоуносом и дымом составляют около 1,5 % от массы

30-т конвертерных плавок; стрелки—присадки извести и охладителей)

Металла. Их трудно учесть отдельно, так как в отбираемых пробах газа или при взвешивании пыли после газоочистки определяется общая масса механически выносимых частиц и сконденсированных паров железа и его окислов.

Отсутствие выбросов и выноса свидетельствует о возможности форсирования процесса и характеризует так называемую «продува­емость» ванны, т. е. допустимую интенсивность продувки Io2, при которой потери металла еще незначительны. Основной общей при­чиной выбросов металла и шлака является вспучивание ванны, вы­зывающее повышение ее уровня и приближение его к горловине. Немаловажную роль в увеличении выбросов играют неравномер­ность выделения СО из ванны во времени и по ее сечению, возник­новение макрообъемов уходящих из ванны газов, способствующих образованию всплесков. По ходу продувки наблюдаются два-три максимума интенсивности выбросов, совпадающих часто с наиболь­шими значениями скорости выгорания углерода Vc и подъема уров­ня ванны (рис. 5.12). Интенсивность выбросов /выб максимальна в середине плавки.

Колебания по ходу плавки уровня ванны и интенсивности вы­бросов обусловлены совместным влиянием изменения скорости вы­деления газов из ванны (неравномерностью vc), количества шлака, его склонностью к вспениванию.

К существенным мерам борьбы с выбросами относятся: 1. Увеличение высоты и удельного объема внутренней полости конвертера и придание ей формы, способствующей отражению брызг (близка к шарообразной).

2. Уменьшение высоты слоев металла и шлака в конвертере за счет изменения и оптимизации садки.

3. Увеличение числа присадок сыпучих материалов, особенно руды, без повышения их общего расхода (способствует равномерно­му окислению углерода по ходу продувки и устранению резких ко­лебаний уровня ванны).

4. Замена руды, используемой в качестве охладителя, ломом. В последнем случае температура ванны изменяется более плавно, ко­лебания ис незначительны, меньше количество шлака и содержание SiO2 в нем, (FeO) резко не возрастает.

5. Ослабление вспениваемости шлака и сдвиг ее максимума к началу плавки путем ускорения шлакообразования и присадок ма­териалов (окислов марганца и др.), влияющих на поверхностные свойства шлака и стойкость пены. Наиболее сильно на вспенивае- мость конвертерного шлака влияет содержание в нем окислов желе­за. Поэтому желательно уменьшать окисленность шлака, особенно во втором периоде продувки, до некоторого оптимального предела. Переход через этот предел приводит к свертыванию шлака и воз­никновению выноса.

6. Проведение плавки по целесообразному температурному ре­жиму, отличающемуся горячим началом операции. Такой режим обеспечивается в результате увеличения доли тяжеловесного лома и загрузки значительной его части после слива чугуна. Холодное качало плавки ведет к заметному накоплению окислов железа в шлаке, обусловливающему при последующем разогреве ванны не­равномерное и очень интенсивное окисление углерода и выбросы.

7. Снижение интенсивности продувки сразу же после возникно­вения выбросов (или заранее в периоды достижения наибольшей ис) и присадки извести с последующим плавным увеличением рас­хода кислорода до нормального.

8. Непродолжительное опускание фурмы при возникновении вы­бросов (падает содержание FeO в шлаке). Кратковременный подъ­ем фурмы позволяет в ряде случаев «осаживать» пену, однако при длительном подъеме фурмы происходит переокисление шлака с по­следующим энергичным вспениванием ванны.

9. Изменение конструкции фурм и сопел: замена цилиндриче­ских и суживающихся сопел плавно расширяющимися соплами JIa — валя (повышается скорость струй, что приводит к осаживанию верхних слоев пены); увеличение числа сопел в фурме пс.

Частицы металла и шлака выносятся с разной интенсивностью непрерывно на протяжении всей продувки. Механизм возникнове­ния выноса рассмотрен в подразд. 1.1.

Вынос усиливается при интенсификации продувки и уменьшении диаметра конвертера и горловины, так как в этом случае увеличива­ется средняя скорость газов в рабочем пространстве и на выходе из агрегата

0,01.22,41»CAIMT 1,46. IO-6Uc M»T ®’r== 60-12-273-0,785D2 = W ‘ (5.10)

Где uc— скорость выгорания углерода, % С/мин; Mm — масса жид­кого металла, кг; T — средняя температура отходящих газов, К; D — диаметр ванны или горловины, м.

Размеры частиц, выносимых из участков ванны, максимальны вблизи фурмы, где локальные скорости газовыделения весьма вели­ки. Над каждой единичной реакционной зоной появляются всплес­ки, высота которых зависит от расхода кислорода на одно сопло Vo2, с

HBCnjI^kV°6li. (5.11)

Количество шлака и его состояние оказывают различное влия­ние на потери металла с выбросами и выносом. В начале плавки, когда шлака мало, и в середине продувки, когда шлак свертывает­ся, масса выносимых частиц металла максимальна, а количество выбросов минимально. С увеличением толщины слоя жидкого вспе­ненного шлака масса выносов уменьшается, а выбросов растет (рис. 5.13). Очевидно, что для минимизации суммарных механиче­ских потерь (точка 3 на рис. 5.13) необходимо достичь оптимально­го вспенивания шлака.

Таким образом, для снижения выноса металла целесообразно ускорить шлакообразование в начале продувки; сократить до мини­мума период свертывания шлака (кратковременный подъем фурмы, присадка разжижителя шлака); достичь оптимальных количества и толщины слоя шлака; увеличить число сопел в фурме, т. е. снизить расход кислорода на одно сопло (этот способ борьбы с выносом яв­ляется главным при интенсификации продувки).

Потери металла в шлаке в виде корольков колеблются в преде­лах 0,5—1 % от массы стали, но могут изменяться в более широком

Диапазоне в зависимости от количе­ства и свойств шлака. Уменьшению этих потерь способствует снижение вязкости конечного шлака. Другие мероприятия (выдержка металла в конвертере после окончания продув­ки, значительное уменьшение коли­чества спускаемого и конечного шла­ка) могут быть использованы, если они не отражаются на производи­тельности и содержании вредных примесей в стали.

Рис. 5.13. Схема влияния толщины слоя шлака на потери металла с выносом (1) и выбросами (2) во время продувки

Потери металла с дымом состав­ляют 0,8—1,3 % (в среднем около 1 %) от массы стали. Главной при­чиной образования пыли (бурого ды­ма) является интенсивное испарение железа и его окислов, образующихся в первичной реакционной зоне, тем­пература которой достигает 2600—2900 К в зависимости от темпе­ратуры ванны.

Основная составляющая плавильной пыли — окислы железа (бо­лее 90 %). В конвертерной пыли содержится, %: 61—67 Fe06i4 (в ви­де Fe2Oa, Fe3O4 и FeO, при работе без дожигания она частично включает свободное железо); 4,5—5,5 МпО; 0,8—1,5 SiO2; 0,3—- 2 CaO; 0,2—1 Al2O3.

На 1 м3 вдуваемого в ванну кислорода приходится железа в пы­ли ~ 0,2 кг, а пыли ~ 0,31 кг/м3 O2. Эти данные можно использо­вать для приближенного прогнозирования массы пыли и потерь же­леза с дымом.

Интенсивному пылеобразованию при продувке сверху по сравне­нию с донной способствует не только более высокая температура первичной реакционной зоны Тпр_3) но и расположение ее вверху. В этом случае уменьшается вероятность поглощения паров железа и окислов, а также частиц пыли при движении газов через ванну.

При постоянной поверхности кислородных струй с увеличением интенсивности продувки Io2 уменьшается удельная теплоотдача из первичной реакционной зоны в металл, в связи с чем должны повы­ситься Гп. р.з и количество пыли.

Однако, по данным новых цехов, интенсификация продувки не вызвала заметного повышения запыленности газов. Это обусловле­но, очевидно, тем, что рост Io2 в основном обеспечивают увеличени­ем числа сопел. Последнее в свою очередь способствует повышению суммарной поверхности реакционной зоны и коэффициента теплоот­дачи от первичной реакционной зоны к ванне, в результате чего со­храняется постоянство Гп. р.з. Кроме того, при подъеме уровня ванны (за счет роста Ус) усиливается фильтрация газов.

Основными направлениями решения важнейшей проблемы уменьшения пылеобразования при продувке кислородом являются снижение TVp..-! и повышение степени поглощения дисперсных частиц (фильтрации отходящих газов) жидкими фазами (металлом и шла­ком). Конкретными мерами по снижению запыленности отходящих газов могут быть:

1. Замена одноструйных фурм многоструйными и увеличение уг­ла расхождения сопел (рассредоточение дутья). Это обеспечивает более равномерное выделение газов в ванне и рост поверхности их контакта с жидкими фазами, что, с одной стороны, улучшает отвод тепла от реакционной зоны, снижает Tnp3 и упругость паров FeO и Fe, а с другой — повышает степень фильтрации газов.

2. Ввод в струю кислорода воды или ее пара. Вызывает резкое падение ГП. Р.3, рFeO, рFe и пылевыделение за счет расхода тепла на нагрев и диссоциацию H2O. Данный метод не получил широкого распространения из-за нерационального расхода тепла, снижения выхода и качества жидкой стали.

3. Ускорение формирования шлака. Способствует не только уменьшению выноса, но и пылевыделения за счет усиления фильт­рации газов.

193

4. Вдувание в струе кислорода порошкообразных руды, извест­няка или извести. Вызывает охлаждение первичной реакционной

7 193 зоны за счет расхода тепла на нагрев, диссоциацию вводимого в ванну материала и плавление конденсированных продуктов диссоциации. При температуре первичной реакционной зоны Тп. р.3 = 2773 К на единицу массы охладителя расходуется тепла, кДж/кг:

Fe2O3 CaCO3 CaO

7407 5524 4185

Видно, что наиболее действенными твердыми охладителями явля­ются порошкообразная руда и известняк. Однако руда оказывает значительное абразивное действие (истирает фурмы), а применение ее в большом количестве уменьшает возможности переработки ло­ма. Масса вдуваемого известняка тоже ограничивается тепловым балансом ванны. Поэтому наиболее целесообразно вдувать известь,, так как даже при полной замене кусковой извести порошкообразной (6—8 % от массы чугуна) баланс тепла в ванне не изменяется, а температура реакционной зоны и пылеобразование несколько сни­жаются.

5. Ввод в струю кислорода природного газа (0,2 м3 на 1 M3 O2) или жидкого топлива (так называемая топливно-кислородная про­дувка). Уменьшает запыленность газов в 1,5—2 раза за счет сни­жения Tп. р.з. Расчеты показывают, что почти полное прекращение пылеобразования происходит, если отношение {СН4}/{02} = 0,5.

Применение этого метода в кислородных конвертерах возможно лишь после устранения некоторых недостатков и трудностей, свя­занных с усложнением конструкции фурмы, увеличением длитель­ности продувки из-за падения Vc, невозможностью повышения Io2 в. связи с возрастанием количества газов и выбросов.

6. Ввод в ванну жидкого кислорода вместо газообразного. Зна­чительно снижает Гп. р.з и интенсивность пылеобразования, хотя и не исключает необходимость газоочистки. Данные расчетов тепло­вого баланса первичной реакционной зоны показывают, что расход тепла на испарение кислорода и его нагрев от 90 до 340 К, составля­ющий около 12,5 МДж/кмоль O2, относительно невелик и может обеспечить уменьшение массы испарившегося железа и его окислов на 15—20 % по сравнению с таковой при продувке газообразным кислородом.

Экспериментально установленное (в мартеновских печах Ком — мунарского завода) снижение запыленности газов в два-три раза объясняется тем, что вдуваемый жидкий кислород дробится на кап­ли и его испарение имеет микровзрывной характер, в результате чего усиливаются пульсации реакционной зоны и значительно интен­сифицируются перемешивание и отвод тепла от нее. Согласно пред­варительным данным, использование жидкого кислорода в конвер­терах с донным дутьем ослабляет пылевыделение в восемь-десять раз (по сравнению с продувкой сверху).

Применение жидкого кислорода в конвертерах заслуживает большого внимания, вместе с тем возможности этого метода еще не изучены в достаточной степени.

7. Увеличение давления в рабочем пространстве конвертера пу­тем его герметизации и регулировки отвода газов. В этом случае резко уменьшается интенсивность испарения железа и его окислов, что следует из уравнения, основанного на законе Дальтона:

Vpe = JM^Fe + VcO + VN, + ¦ ¦ • ) >общ = (i»FeVr)/(/?06M ~ PFe), (5.12)

Где Робщ—-общее давление газов в первичной реакционной зоне; Vv = Уобщ — VrFe — расход всех газов в первичной реакционной зоне (кроме паров Fe), м3/с. Пользуясь уравнением (5.12), можно также объяснить причину падения ^Fe со снижением [С] (уменьшается Fco в первичной реакционной зоне).

Реализация данного метода в промышленных условиях конструк­тивно и технологически сложна. Перспективность продувки под дав­лением не вызывает сомнения, так как наряду с ослаблением пыле — образования при повышении р0бщ опускается уровень ванны, устра­няются выбросы, расширяются возможности интенсификации процесса.

8. Механическое перемешивание ванны путем вращения конвер­тера или фурмы. Обеспечивает снижение интенсивности пылевыде — лениязасчет ускорения теплообмена между первичной реакционной зоной и ванной. В промышленных условиях вращающиеся фур­мы еще не изучали. Эффективность вращения конвертеров значи­тельна при малой интенсивности продувки и снижается с ее ростом.

9. Продувка кислородом снизу (в оболочке природного газа или другого топлива) и сверху с погружением фурмы в ванну. Это наи­более эффективные и радикальные способы ослабления пылеобра — зования. Донная продувка предпочтительнее, так как не требует во­дяного охлаждения фурм.

5.10. материальный и тепловой балансы плавки

В табл. 5.1, 5.2 представлены соответственно материальные и теп­ловые балансы плавок, проведенных в 350-т (охлаждение ломом) и 100-т конвертерах (охлаждение рудой) при продувке мартенов-

Таблица 5.1. Материальный баланс плавок в 350 и 100-т кислородных конвертерах на 100 кг металлической шихты и 100 кг чугуна соответственно

Статьи прихода

Поступило, кг, в кон­вертер

Статьи расхода

Получено, кг, в конвертере

350-т

100-т

350-т

100-т

Чугун жидкий

73,22

100,00

Жидкая сталь

90,90

92,60

Лом стальной

26,78

Корольки в шлаке

0 50

1,09

Футеровка

0,20

1.50

Шлак

10,49

13,30

Известь

5,91

7,36

Выбросы металла

1,00

2,00

Плавиковый шпат

0,30

Газы

8,68

10,72

Боксит

1,00

Окисленное железо

Железная руда

5,50

И мелкие капли в дыме

2,13

1,43

Технический кислород

7,29

6,84

Вынос извести

1,06

Итого

113,70

122,20

Итого

113,70

122,20

7* 195

Таблица 5.2. Тепловые балансы плавок в 350 и 100-т кислородных конвертерах на 100 кг металлической шихты и 100 кг чугуна соответственно

Приход тепла,

Расход тепла,

МДж,

B KOH-

МДж,

В Ii 0 H-

Статьи прихода

Вертере

Статьи расхода

Вертере

350-т

100-т

3.50-т

100-т

Энтальпия жидкого чу­

88,72

112,50

Энтальпия жидкой ста­

129,91

126,50

Гуна

(49,0)

(53,1)

Ли

(71,6)

(59,8)

Тепло реакций окисле­

92,41

99,00

Корольки и выбросы

2,13

4,6

Ния элементов и шлако­

(51,0)

(46,9)

Металла

(1,2)

(2,2)

Образования

Шлак

23,52

21,8

В том числе

(13.0)

(10,3)

Реакции окисления:

57,1

Газы

14,98

20,3

Углерода

(8,3)

(9,6)

(27,0)

Пыль в дыме

4,27

’2,1

Кремния

20,5

(2,4)

(1,0)

(9,7)

Восстановление железа

30,3

Марганца

6,1

Из руды

3,64

(14,4)

(Д9)

Потери тепла через гор­

4.2

Фосфора

2,9

Ловину и кладку

(2,0)

(1-9)

(M)

Нагрев воды в фурме

2,68

1,7

Железа в шлак и дым

12,4

(1,5)

(0.8)

(5,9)

Итого

181,13

211,5

Итого

181,13

211,50

(100,0)

(100,0)

(100,0)

(100,0)

Примечания: I. При садке конвертера 350 т сталь разливали непрерывным способом, температура чугуна составляла 1330 cC, жидкой стали перед, выпуском 1650 "С; при садке 100 т сталь разливали в изложницы, температура чугуна достигала 1220 "С, жидкой стали 1580 °С. 2. В скобках приведены данные прихода н расхода тепла в про­центах.

Ского чугуна и получении малоуглеродистой (0,12—0,15 % С) стали.

При охлаждении ломом механические потери металла (выбросы, корольки в шлаке) примерно в два раза меньше, чем в случае охла­ждения рудой, однако они тоже значительны. Снижение указанных потерь и массы железа в дыме является большим резервом повыше­ния технико-экономических показателей процесса.

В тепловых балансах за «нулевой» уровень при расчетах энталь­пий принимается 273 К. Приходная часть теплового баланса состо­ит из двух статей (табл. 5.2): энтальпии жидкого чугуна и тепла экзотермических реакций (окисление примесей металла, части же­леза с переходом его в шлак или дым и шлакообразование). На до­лю реакций окисления углерода приходится больше половины всего химического тепла процесса. Энтальпия чугуна и тепло химических реакций примерно равны между собой, но при охлаждении рудой несколько больше первый источник тепла (~ на 6 %), а при охла­ждении ломом — второй (~ на 2 %). Роль температуры чугуна зна­чительна. Повышение ее на 100 К позволяет увеличить долю лома на 6 %.

Расходная часть теплового баланса состоит из следующих ос­новных статей: энтальпии жидкой стали и теряемой в виде король­ков, выбросов; энтальпии шлака, газов, пыли в дыме, расхода теп­ла на диссоциацию твердого окислителя, потерь тепла через горло­вину и кладку и на нагрев воды в фурме.

В общем балансе тепла следовало бы учитывать начальное и ко­нечное по ходу плавки тепловое состояние футеровки (аккумуляцию тепла в активном слое кладки). Однако при современном высоком темпе работы (малых паузах между операциями) охлаждение клад­ки незначительно и расход тепла на нагрев активного слоя футеров­ки можно отнести к тепловым потерям. Последние колеблются в пределах 2—4 %. Они уменьшаются (на единицу массы металла) с ростом садки конвертера, что обусловливает возможность повы­шения доли лома в шихте по мере увеличения массы плавки (в 350-т конвертерах расход лома достигает 27 %).

Расход тепла на нагрев воды в фурме определяется из сообра­жений улучшения стойкости последней. В 300—350-т конвертерах расход воды в фурме составляет около 450 000 кг/ч. Нагрев воды в фурме AT = 20 К.

На нагрев газов в конвертере с кислородным дутьем расходуется 6—10 % от общего расхода тепла, что в три-четыре раза меньше, чем в конвертере с воздушным дутьем (23—29 %).

При расчете коэффициента полезного использования тепла (КПЙТ) необходимо сумму тепла полезных статей расхода (раз­ность энтальпий стали и чугуна, энтальпия шлака и расход тепла на восстановление железа из руды) разделить на суммарное тепло хи­мических реакций, причем в этой сумме надо учитывать тепло пол­ного сжигания углерода (С -j — O2 = CO2). В кислородных конвер­терах КПИТ составляет около 40—45 %. Это не намного больше, чем в мартеновских печах, что обусловлено малой степенью дожи­гания СО до CO2 над ванной конвертера. Устранение такого суще­ственного недостатка является значительным, но трудно реализу­емым резервом процесса, лимитируемым условиями службы футе­ровки.

Если в расчетах учитывать лишь реально достигнутую долю уг­лерода, окисленного до CO2, т. е. фактическое тепло реакций, то КПИТ будет равен 70—72 % (табл. 5.2), что значительно больше, чем в мартеновских печах и других сталеплавильных агрегатах.

S.11. внепечные доводочные операции

В последнее время в кислородно-конвертерном, как и в других сталеплавильных процессах, резко возросли садка агрегатов и сте­пень интенсификации продувки. Повысилась и скорость десульфура­ции металла, но она отстает от темпов роста Io2 и vc. Глубокая де­сульфурации в большегрузных и высокопроизводительных конвер­терах сопровождается увеличением продолжительности плавок, снижением производительности и ухудшением технико-экономиче­ских показателей. При раскислении и легировании металла в конвертере продолжительность плавки и расход ферросплавов уве­личиваются по сравнению с таковыми при раскислении в ковше. Некоторые рафинировочные процессы (глубокие десульфурация, раскисление и дегазация металла) в конвертере вообще технически неосуществимы.

Современные внепечные операции рафинирования, легирования и модифицирования стали имеют значительные преимущества по сравнению с проведенными в плавильном агрегате по скорости, пол­ноте протекания процессов и глубине очищения металла от вредных примесей. Необходимость совершенствования и широкого внедрения внепечного рафинирования стали связана также с увеличением ко­личества металла, разливаемого на MHJ13, к качеству которого в этом случае предъявляются особенно повышенные требования (ста­билизация химического состава и температуры, усреднение их по всему объему металла в ковше, снижение содержания неметалличе­ских включений, серы и газов).

Проведение ряда корректировочных операций (по составу, тем­пературе металла) в конвертере занимает много времени. Поэтому при переносе рафинировочных и тонких корректировочных операций в ковш резко увеличивается производительность конвертера, одно­временно упрощаются технология и контроль конвертерной плавки, повышается качество стали (благодаря стабилизации ее состава, температуры, облагораживанию). Ковш из простой емкости для жидкой стали превращается в активный технологический агрегат, а весь процесс — в своеобразный дуплекс-процесс (конвертер — ковш) .

Известны следующие доводочные операции в ковше: обычное раскисление и легирование стали; обработка жидким синтетическим шлаком; корректировка состава и температуры металла; обработка вакуумом для удаления газов и неметаллических включений; обра­ботка редкоземельными (РЗМ) и щелочноземельными (ЩЗМ) ме­таллами и другими специальными реагентами и модификаторами.