Все о металле, его обработке и переработке
Партнеры
  • .

Конвертерные процессы производства стали

Страница 2 из 41234

5.11.4. Обработка вакуумом

При обработке жидкого металла вакуумом в результате сни­жения внешнего давления удаляется значительная часть водоро­да, кислорода и некоторое количество азота. Вакуумирование обеспечивает дегазацию металла (снижение [Н] и [N] за счет уменьшения рн2 и Pn2), глубокое раскисление (раскисляющая спо­собность углерода во много раз усиливается при малом рсо) и удаление неметаллических включений.

Общим для всех типов вакууматоров стали является наличие герметизированной, но сообщенной с металлом вакуумной каме­ры, в которой разрежение атмосферы (вакуум) достигается с по­мощью вакуумных насосов. Установка пароэжекторных насосов создает остаточное давление в камере 66—133 Па.

Вакуумирование занимает особое место среди многих вариан­тов внепечного рафинирования стали и служит незаменимым сред­ством повышения качества шарикоподшипниковых, рельсовых, электротехнических и ряда других сталей. Особенно необходимо ва­куумирование при производстве металла с заданным низким содер­жанием водорода (для устранения флокенов) и глубоком раскис­лении стали углеродом.

В зависимости от требуемого количества вакуумированного металла и производственных условий применяют различные спо­собы вакуумирования жидкой стали (рис. 5.14). По первому спо­собу, предложенному А. М. Самариным и Л. М. Новиком в 1941 г., ковш со сталью помещают в теплоизолированную вакуумную ка­меру, после чего ее закрывают крышкой с газоплотным затвором и откачивают газы (рис. 5.14, а). Вакуумирование в ковше длится 10—15 мин, за это время температура металла снижается в зави­симости от вместимости ковша на 30—60 К-

Вакуумирование в ковше достаточно эффективно используется для дегазации кипящей или не содержащей сильных раскислите — лей стали, так как в этом случае кипением в ковше обеспечивается массоперенос водорода, азота и кислорода в верхние слои металла,

Где ферростатическое давление не препятствует его дегазации и раскислению. Содержание водорода снижается до 2—3 см3/100 г металла, в крупных ковшах эффективность дегазации меньше. При сочетании вакуумирования стали с продувкой аргоном или с электродинамическим перемешиванием металла увеличивается эффективность и расширяется возможность вакуумирования в ковше.

По второму способу, так называемому «струйному вакуумиро — ванию» (рис. 5.14, б, б), сталь обрабатывается вакуумом во вре­мя ее переливания из ковша в ковш или в изложницу, установлен­ные в вакуумной камере. Предварительно разогретый пустой ковш помещают в вакуумную камеру, после чего на нее ставят крышку, в которой имеется отверстие, закрываемое для герметичности алю­миниевым листом. Сверху на крышку камеры устанавливают про­межуточный ковш, принимающий металл из разливочного ковша. После открытия стопора промежуточного ковша струя металла прожигает алюминиевый лист и попадает в разреженное простран­ство камеры, где разрывается газами на капли и дегазируется раньше, чем достигнет ковша или изложницы. Температура метал­ла при переливании снижается на 30—60 К. Струйное вакуумиро — вание наиболее эффективно, если в камере находится изложница, так как в этом случае разливка совмещается с вакуумированием (охлаждение металла не является отрицательным фактором), вто­ричное поглощение металлом газов во время разливки не проис­ходит. При остаточном давлении 667 Па вакуумирование указан­ным способом обеспечивает снижение [Н] в два раза (до 2 см3/100 г стали).

На рис. 5.14, г показана схема вакуумирования металла в про­цессе выпуска из печи. При таком варианте струйного рафиниро­вания металл не переливается из ковша в ковш, в результате чего в меньшей степени снижается температура металла.

На рис. 5.14,5 приведена схема вакуумирования металла пор­циями, забираемыми из открытого ковша в подвешенную к мосто­вому крану вакуумную камеру. При опускании футерованной тру­бы в ковш в камеру засасывается небольшая порция металла (10—¦ 30 т), которая вакуумируется в течение 30 с. При подъеме камеры дегазированная сталь выливается в ковш. Такие циклы повторя­ются до тех пор, пока металл не будет дегазирован до желаемого

Предела. Дегазированный металл более плотный, чем металл в ковше. Поэтому падающая из трубы струя стали проникает до дна ковша, а засасываемые в камеру порции содержат больше га­зов. Это обеспечивает равномерную дегазацию всего объема ме­талла. Порционное вакуумирование можно применять в ковшах — большой вместимости, так как отпадает необходимость в строи­тельстве глубоких камер, а вакуумирование небольших порций металла позволяет пользоваться менее мощными вакуумными на­сосами.

На рис. 5.14, е приведена схема циркуляционного вакуумиро — вания. В металл, наполняющий ковш большой вместимости, опус­кают две футерованные трубы, соединенные вверху с вакуумной камерой. В одну из труб под малым давлением вдувают неболь­шое количество аргона. По этой трубе металл поднимается вверх, а по другой опускается вниз, что обусловлено разностью плотно­стей эмульсии металл — пузырьки и непродуваемого металла.

Рассмотренными способами вакуумируют шарикоподшипнико­вую, рельсовую, трансформаторную, конструкционную и другие специальные стали. Дегазируя сталь в вакууме, удается снизить содержание [Н] на 40—60 %, [О] на 50—70 %, [N] на 5— 10 %, а также уменьшить количество неметаллических включений. Брак стали по флокенам и шиферному излому при этом резко па­дает.

В крупных кислородно-конвертерных цехах внедряются порци­онный и циркуляционный способы вакуумирования, позволяющие достичь необходимой производительности при обработке больших количеств металла. Скорость вакуумной обработки на циркуляци­онной установке составляет 50 т/мин, следовательно, за 20 мин можно обеспечить трехкратное вакуумирование в ковше 300-т плавки. Однако эти способы имеют также существенные недостат­ки. Так, для компенсации значительных потерь тепла во время обработки требуется большой перегрев металла, возникают за­труднения в регулировании температуры металла, а широкое вне­дрение МНЛЗ обусловливает необходимость регулирования в очень узких пределах. Известный способ вакуумирования с подо­гревом применяется лишь для обработки небольших порций ста­ли. Не решена также и проблема стойкости футеровки ковшей.

5.11.3. Корректировка состава и температуры металла

В современных конвертерных цехах, производящих высококаче­ственные низко — и среднелегированные стали, в частности на заводе «Азовсталь» и HJIM3, действуют специальные установки (стенды), на которых усредняют состав и температуру металла по объему ков­ша; корректируют температуру (охлаждение до заданной темпера­туры с точностью ±2 0C) и состав стали с точностью ±0,01 % (по [С]), ±0,05 (по [Mn], [Si], [Cr]), ±0,005 % (по Al); рафинируют сталь порошкообразными материалами.

Состав и температуру металла усредняют по объему ковша пу­тем продувки аргоном на всех плавках независимо от марки выплав­ляемой стали. Для продувки используют фурму, состоящую из аргонопроводящей головки, полого металлического стержня с тол­щиной стенки 10 мм, футерованного высокоглиноземистыми стопор­ными трубками. К нижней части стержня прикрепляется однока — нальная, пористая или многоканальная высокоглиноземистая пробка.

Давление аргона в сети — более 1 МПа, перед фурмой — более 0,3 МПа. В начале продувки расход аргона составляет 30—40 м3/ч; по мере погружения фурмы на заданную глубину (0,3—0,4 м от дни­ща ковша) расход увеличивают и поддерживают в пределах 40—¦ 80 м3/ч. Выравнивание свойств жидкой стали по объему ковша обес­печивается перемешиванием ванны при использовании работы рас­ширения всплывающих пузырей аргона, которое сначала происхо­дит политропически, а после нагрева пузырей до температуры металла — изотермически. Общий расход аргона на обработку ме­талла составляет (при длительности продувки 15 мин) около 0,04 м3/т стали.

Неоднородность конвертерного металла в ковше (при продувке сверху) обусловлена специфичностью кислородно-конвертерного процесса (наличием концентрированной перегретой и обедненной примесями реакционной зоны). В этих условиях роль продувки ар­гоном примерно такая же, как чистого кипения мартеновской ван­ны, обеспечивающего при небольшом по интенсивности, но равно­мерном по объему выделении и всплывании пузырей быстрое вы­равнивание температуры и состава огромных по объему и массе ванн. Однако отличительным преимуществом продувки аргоном яв­ляется сочетание облагораживания металла с его защитой от кон­такта со шлаком и атмосферой, состав которых нежелателен для качества стали.

После первых 2—3 мин продувки (для предварительного усред­нения стали по температуре) замеряют температуру термопарой по­гружения ПР-30/63 и отбирают пробу стали для определения массы корректирующих добавок, которую рассчитывают по заданному

Содержанию С, Mn, Si, Cr и Al после получения результата анализа, используя номограммы, основанные на уравнении (5.13).

Принимается, что во время корректирующих присадок (в раскис­ленный металл при наличии на его поверхности изолирующей сме­си) угар Cr, Mn и Si равен нулю и масса усвоенного углерода со­ставляет 77 % от массы угля и 87 % от массы коксика.

Охлаждающие эффекты ферромарганца, феррохрома и метал­лической сечки примерно равны между собой и составляют около j 1,7 0C на 0,1 % присадки (при ^m= 1650 0C). Введенный углерод ox — J лаждает металл (0,5 0C на 0,01 % С). Ферросилиций нагревает.1 металл (3,5—50C на 0,1 % присадки).

После расчета суммарного охлаждающего эффекта корректи­рующих добавок ферросплавов определяют необходимое снижение температуры металла Д 4еобх за счет продувки аргоном, присадки металлической сечки или погружения сляба: ^

Где tnач, ^koh — температура металла после предварительного ее ] выравнивания и полной обработки металла; А ^фспл — снижение I температуры после присадки ферросплавов. |

Если A tBeo6x^10 °’С, то металл охлаждают, продувая его арго­ном. Приближенно считают, что 1 мин продувки снижает темпе­ратуру металла на 1,5 °С. При Akeoex^lO0C одновременно с про­дувкой в расплав вводят металлическую сечку или сляб.

После погружения в металл сляба (сечением 1,5X0,25 м) на глубину 2—2,5 м в первые 5—6 мин скорость падения температу­ры металла составляет вначале 5° С/мин и постепенно уменьша­ется до 2 °С/мин. Во время пребывания в жидком металле (около 10 мин) сляб не оплавляется (металл охлаждается только за счет прогрева сляба). Это очень удобный метод охлаждения, так как одним и тем же слябом можно пользоваться много раз.

При охлаждении сечкой без каких-либо затрат (кроме стоимо­сти сечки) может быть переплавлено значительное количество ме­талла (от 0,5 до 2 %).

Для корректировки химического состава металла используют необходимые ферросплавы (ферромарганец, ферросилиций, фер­рохром, ферросиликохром) с размерами кусков не более 50 мм; порошкообразный углеродсодержащий материал, получаемый при размоле антрацита или коксика (фракции 0—2 мм, содержание золы не более 20 %, серы не более 2 %); смесь порошков углерод — содержащих материалов, извести и плавикового шпата.

Ферросплавы вводят в ковш, одновременно продувая металл аргоном (расход 40—80 м3/ч). Для обеспечения равномерного рас­творения сплавов в объеме металла масса каждой порции не дол­жна превышать 500 кг. После окончания присадки ферросплавов металл продувают аргоном в течение 2—3 мин. Это очень важное условие полного выравнивания химического состава металла.

Углеродистые порошкообразные добавки вводят в металл в струе аргона с помощью специального высоконапорного аэрозоль­ного пылепитателя в любой из периодов продувки стали в ковше,

Кроме первых 3 мин, когда предварительно усредняется состав металла. При этом параллельно могут выполняться и другие опе­рации. После прекращения науглероживания металла продувку продолжают в течение 1 мин для выравнивания концентрации уг­лерода.

Содержание алюминия корректируют, подавая в металл алю­миниевую катанку, намотанную на барабан. Количество добавлен­ного алюминия контролируют по числу оборотов барабана или времени его вращения. Когда алюминий вводят в сталь, продувку плавки аргоном прекращают, так как при оголении металла в от­дельных местах происходит угар алюминия (окисление кислоро­дом воздуха).

Обработка металла аргоном является в настоящее время од­ним из наиболее массовых и перспективных методов облагоражи­вания металла.

5.11.2. Обработка стали жидким синтетическим шлаком

Широко используемая в нашей стране для внепечного рафини­рования стали обработка жидким синтетическим шлаком позволя­ет, наряду с глубокой десульфурацией металла, существенно сни­зить содержание в нем кислорода и неметаллических включений. Этот метод обработки стали впервые был предложен в СССР А. С. Точинским и успешно испытан в 1928—1929 гг. Массовое внедрение обработки металла жидким синтетическим шлаком на­чато в 1958 г. под руководством С. Г. Воинова.

Шлаки для внепечного рафинирования стали в настоящее время выплавляют в дугоьой электрошлакоплавильной печи непрерывного действия типа ОКБ-1320. Подина и стены печи футерованы уголь-

Таблица 5.3. Химический состав синтетического шлака

Условное обозначение шлака

Содержание, % по массе

CaO

Al2O3

SiO2

MgO

FeO + MnO

С

I

11*

53-56 53-57

37-41

28-32

2-3 8-12

2-3 4-6

0,5-1 0,5-1

0,05 0,05

* Разрешается присадка CaF2 в количестве 5-8 % сверх 100 %.

Кыми блоками, что обеспечивает получение (FeO) <С 1 % в распла­ве окислов. Вместимость печи — около 75 т. Ее производительность позволяет получать жидкий шлак в количестве, достаточном для обработки до 800 тыс. т стали в год с удельным его расходом 40— 50 кг/’т металла.

Шихтовыми материалами для производства жидкого синтетиче­ского шлака служат свежеобожженная высококачественная из­весть, глиноземистый полупродукт (отходы абразивного производ­ства и ферросплавных заводов), содержащий 60—70 % А120з, иног­да шамот.

Наиболее эффективны известково-глиноземистые шлаки (шлак Ir табл. 5.3). Коэффициент распределения серы между металлом и та­ким шлаком r]s=(% S)/[% S] превышает 50. В некоторых случа­ях [ (SiO2O %, (FeO) <1 %] значение Tis достигает 160—200. Со­держание серы в металле после обработки жидким синтетическим шлаком [SJkoh можно рассчитать по известному балансовому урав­нению

[S]K0H = [S]Ha4/(l + O1OlTis тш),

Где [S]нач — содержание серы в металле перед обработкой жидким синтетическим шлаком; тш = 4 — 6 % — отношение массы синте­тического шлака к массе металла, %• При тт = 4 % и минималь­ном значении tis = 50 степень десульфурации металла

Г _ [SUn - ISh0fi __ 0-01-9S тш дес— [S]„a4 1 +O1Olrls тш

Составит 0,667, a [SJk0h = 0,333 [SJila4. Это значит, что при указан­ных составе и количестве жидкого синтетического шлака [S] снижа­ется в три раза (например, при [SJira4=O,03; [S]koh=0,01). Резуль­таты подобных расчетов близки к опытным данным, пол ученным в отделении внепечного рафинирования стали кислородно-конвертер — ного цеха завода «Азовсталь», а также С. Г. Воиновым и сотрудни­ками, согласно которым при = 6% и [SJna4 = 0,028— 0,033 [SJкоп = 0,006—0,009.

Иногда для экономии дефицитного глинозема используют жид­кий синтетический шлак с повышенным (SiO2) (табл. 5.3, шлак II). В этом случае снижаются Tis и степень десульфурации металла.

Одновременно с десульфурацней металла происходит и его диф­фузионное раскисление. В связи с очень малой O(FeO) достигается и весьма низкое [О], так как по закону распределения

[О] = A(Fe0)A0 , (5.15)

Где O(FeO) = (FeO) iY(FeO) — активность FeO в шлаке; Y(FeO) — коэф­фициент активности закиси железа в шлаке; L0 — коэффициент рас­пределения кислорода между металлом и шлаком (при 1873 К ^o = = 0,0023, если aFeo выражена в %).

В момент равновесия системы металл — шлак [0]Кон будет меньше [О] нач, а (FeO) кон — больше (FeO)na4- На основе матери­ального баланса системы при [0]КОн= (FeO)KOHy(FeO)Ao получаем

Roi — "^(FeO) lO {16(FeO)начтш + [0]нач7200} 1 Jkoh~ 1бтш + 7200Т(РеО) I0 ‘ (5ЛЬ)

Если, например, [0]Нач = 0,02; (FeO)ira4 = 0,5 %; тш = 4 %; T(FeO) =1; L0 = 0,0023, то [О]кон = 0,0023 (32+144)/(64+16,6) = = 0,005 %•

Технология внепечного рафинирования стали с помощью жидко­го синтетического шлака сводится к следующему. Жидкий синтети­ческий шлак, имеющий температуру 1650—1750 °С, выпускают в на­гретый (900—IOOO0C) передаточный ковш (за 10—15 мин до вы­пуска плавки из конвертера). За 3—5 мин до выпуска плавки шлак переливают в сталеразливочный ковш. Металл при этом энергично перемешивается со шлаком и обе жидкие фазы дробятся на мелкие капли, что увеличивает поверхность контакта и ускоряет приближе­ние системы к равновесию. Для увеличения степени использования рафинирующей способности шлака время выпуска качественной стали из большегрузного конвертера увеличивают до 8—10 мин. В некоторых случаях дополнительно повышают степень десульфу­рации, раскисления металла и глобуляризации неметаллических включений тем, что во время выпуска в струю стали вводят порош­кообразные раскислители (FeSi, SiCa, алюминиевая дробь), а после предварительного усреднения химического состава и температуры продувают металл в ковше аргоном в течение 2 мин, погружая фур­му ниже уровня шлак — металл. Для лучшей десульфурации ме­талла не допускают попадания конвертерного шлака в ковш в на­чале и конце выпуска.

В некоторых случаях (производство стали для труб большого диаметра в северном исполнении) одного только рафинирования жидким синтетическим шлаком недостаточно для получения требу­емой ударной вязкости стали при низких температурах. Необходимо понизить [S] до 0,003—0,005 %, что достигается на НЛМЗ в резуль­тате комплексной обработки металла, включающей десульфурацию чугуна вдуванием гранулированного магния, обработку стали жид­ким синтетическим шлаком с отсечкой на выпуске конвертерного шлака и последующую ее продувку аргоном с одновременным вду­ванием кальцийсодержащих материалов и РЗМ. Как отмечено в ра­ботах Центрального научно-исследовательского института черной металлургии (ЦНИИЧМ), выполненных под руководством Н. П. Ля — кишева и А. Г. Шалимова, при такой технологии не только умень­шается [S] (менее 0,005 %), но примерно в три раза снижается об­щая загрязненность металла включениями всех видов, а оставшиеся принимают глобулярную форму.

5.11.1. Обычное раскисление и легирование стали

После окончания продувки конвертер плавно наклоняют, спу­ская максимальное количество шлака в шлаковую чашу. Затем от­бирают пробу металла для определения содержания С, Mn, ShP на квантометре и пробу шлака для определения содержания CaO, SiO2, FeO, МпО, MgO, Al2O3, Feoeui, FeMeT, P2Os, S и основности. Пе­ред выпуском в металле должно содержаться не менее 0,07 % С (за исключением электротехнической стали) и в шлаке не более 18 % FeO, так как передувка снижает стойкость футеровки, повышает угар раскислителей и содержание неметаллических включений в стали. В этот период при разливке на MHJ13 температура углеро­дистых и низколегированных сталей должна находиться соответст­венно в пределах 1635—1650 и 1640—1655°С. При обработке метал­ла в ковше твердыми шлакообразующими смесями необходимо, что­бы температура стали была на 10—15 0C выше указанных пределов. Если температура металла ниже заданной, в конвертер присаживают силикомарганец и плавку додувают, если выше—добавляют чи­стый стальной лом либо корректируют температуру в ковше описан­ными ниже методами.

При [С] <0,07%, а также после додувок для некоторого рас­кисления и загущения шлака в конвертер иногда вводят термоант­рацит или кокс (1—1,5 кг/т) и известь (3—6 кг/т).

Металл из 350-т конвертера выпускают в ковш через сталевы — пускное отверстие диаметром 180—200 мм. Продолжительность опе­рации составляет 5—8 мин для углеродистой и 6—10 мин для низ­колегированной стали. Во избежание значительного угара раскис — лителей и легирующих элементов в ковше, а также восстановления фосфора необходимо снизить до минимума или полностью устра­нить попадание шлака в сталеразливочный ковш. Это достигается отсечкой шлака.

Металл раскисляют и легируют в сталеразливочном ковше сле­дующими ферросплавами (в скобках указаны марка и содержание главных элементов): силикомарганцем (СМн 17; 1,7 % С; 72 % Mn; 17—19% Si; 65 %-ным ферросилицием (ФС65; 63—68 % Si); 45 %-ным ферросилицием (ФС45; 41—47% Si; 2% Al); фер­ромарганцем (ФМн75; 7% С; 75 % Mn; 2 % Si); ферротитаном (ТИ1; 28—35 % Ti; 0,4% V); феррониобием (ФНЗ; 15 % Si; 5 % Al; 50—70 % Nb; 8% Ti); феррованадием (BD1; 0,75% С; 2% Si; 1 % Al; ^35 % V); силикокальцием (СК15; 55 % Si; 1,5 % Al; 15— 20 % Ca); алюминием (АВ86; 5 % Si; ^86 % Al). В сплавах, для которых содержание углерода не указано, его концентрация состав­ляет 0—0,2 %.

Максимальный размер кусков ферросплавов не должен превы­шать 50 мм. Перед присадкой в ковш их прокаливают до 900 0C и выше. При наполнении ковша металлом на 1/3—1/4 высоты ферро­сплавы и другие добавки начинают вводить в такой последователь­ности: термоантрацит, ферромарганец, силикомарганец, ферросили­ций, алюминий, феррованадий, феррониобий, ферротитан, азотиро­ванный марганец, силикокальций. При выпуске «передутых» плавок ([С] <0,07%) часть алюминия (15—20 % от общего расхода) ре­комендуется вводить до начала подачи ферросплавов. Присадка ферросплавов и алюминия заканчивается к моменту наполнения ме­таллом ковша на 2/3 его высоты.

Количество ферросплавов Мфспл рассчитывают по известной формуле

ЛЯфспл — [Е]фспл(100 —/Су) ‘ ‘

Где Mж. ст — масса жидкой стали, кг; [Е]гот. ст и [Е]п. р — содержа­ние элемента в готовой стали (среднезаданное) и перед раскисле­нием, %; [Е]фспл — содержание элемента в ферросплаве, %; Ky — угар элемента при раскислении (легировании) зависит от окислен­ности металла и шлака, количества конвертерного шлака, попавшего в ковш, и в среднем составляет 25 % для Si; 10 % для Mn; 45 % для С, входящего в состав термоантрацита.

После окончания присадок ферросплавов и алюминия в ковш присаживают теплоизолирующую засыпку с таким расчетом, чтобы слой на зеркале в ковше имел толщину 80—100 мм, а слой конвер­терного шлака не превышал 50 мм.

Для ускорения растворения ферросплавов и усвоения их метал­лом в последнее время на ряде заводов используют легкоплавкие комплексные лигатуры. В состав лигатур, обеспечивающих также получение хорошо удаляющихся из металла неметаллических вклю­чений с низкой температурой плавления, входят некоторые элемен­ты (Ca, Mg и др.), которые в свободном виде при температуре жидкой стали летучи и плохо усваиваются металлом. 1

Если масса присаживаемых в ковш раскислителей и легирующих | материалов велика (более 2 %), применяют жидкие или экзо — | термические ферросплавы. Это позволяет избежать резкого охла — j ждения стали. Ферросплавы расплавляют в дуговой электростале — | плавильной печи (раньше использовали вагранку, но это сопрово­ждалось не всегда желательным науглероживанием сплава). j

Экзотермические ферросплавы изготовляют в виде брикетов или! смесей измельченных материалов. Кроме основного ферросплава j (FeMn, FeCr и т. д.), они содержат окислители (натриевая селитра, 1 марганцевая руда), восстановители или горючие материалы (алю — ! миний, углерод, богатый ферросилиций, силикокальций и др.), свя — j зующие вещества (техническая канифоль, каменноугольный пек, ] жидкое стекло и др.). Брикеты или смеси экзотермических ферро — : сплавов укладывают на дно ковша. Во время выпуска и в дальней — j шем в контакте с жидким металлом они разогреваются и плавятся j как вследствие теплообмена со сталью, так и за счет тепла экзотер — 1 мических реакций в сплавах.

Главными преимуществами экзотермических ферросплавов пе­ред обычными является то, что они, контактируя с металлом, выде­ляют значительное количество тепла, позволяющее получать нор­мальную температуру стали к началу разливки даже при больших присадках в ковш твердых материалов; раскисляют и легируют ме­талл только в ковше, что резко снижает угар элементов; дают воз­можность при обычном расходе сплавов увеличить долю лома в шихте.

Во время плавления и реагирования экзотермических ферро­сплавов из ковша выделяются дым и токсичные окислы азота. Этот недостаток легко устраняется при сооружении несложной газоочист­ной установки.

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.

4.3.1. Продувка воздухом, обогащенным кислородом

При продувке чугуна снизу технически чистым кислородом на­блюдается резкое снижение стойкости днищ. Участки днищ в зоне дутья и вблизи ее быстро изнашиваются под влиянием высокой температуры и большого количества закиси железа. Эксперимен­тально установлено, что стойкость днищ не уменьшается, если про­дувать металл смесью 30—40 % O2 и 70—60 % N2 или смесями O2 — f H2O, O2 + CO2.

Экономически наиболее выгодно обогащать воздух до 30— 35 % O2: сокращается продолжительность продувки примерно на 30 %, повышается доля лома на 10—12 %, улучшается шлакообра­зование, снижается [N], [Р] и [S] в готовой стали и сохраняется достаточно высокой стойкость футеровки стен конвертеров (400— 500 плавок) и их днищ (60—90 плавок).

В случае уменьшения количества N2 в дутье резко снижается расход тепла на его нагрев и увеличивается доля стального лома в шихте. Наибольший эффект снижения [N] в готовой стали до­стигается при сочетании обогащения дутья кислородом с присад­кой железной руды, окалины или известняка по ходу продувки ([N] = 0,005—0,008 %). Такие присадки ускоряют шлакообразо­вание, в результате чего [S] снижается до 0,023 % и [Р] до 0,034 % (при воздушном дутье обычно получают [Si = 0,034 %; [Р] = = 0,046 %).

Для предотвращения роста [N] по ходу томасовского процесса максимально обогащать дутье кислородом (обеднение азотом) наиболее целесообразно во второй половине продувки, так как при высокой температуре и низком [С] резко уменьшается ско­рость окисления углерода (промывающее действие СО), увеличи­вается растворимость азота в металле и ускоряется поглощение азота ванной.

При добавлении к вдуваемому в металл кислороду водяного па­ра или углекислого газа резко снижается температура в зоне про­дувки, так как значительное количество тепла расходуется на дис­социацию H2O и CO2.

Из результатов расчетов, согласующихся с экспериментальны­ми данными, видно, что в рассматриваемом случае температуры металла вблизи сопел примерно такие же, как и при продувке воздухом. Хорошая стойкость днищ достигается при следующих составах смесей (цифры обозначают объемные, а в скобках — массовые проценты):

49(63)02 + 51(37)Н20; 49(41)02 + 51(59)С02.

С указанными смесями в ванну вводится кислорода на единицу объема вдуваемого газа значительно больше (примерно в три ра­за), чем с воздухом. Это позволяет при меньшей интенсивности продувки не увеличивать и даже сокращать ее длительность.

Известно несколько технологических приемов продувки тома­совского чугуна парокислородной смесью. В случае использования одного из них ванну продувают с интенсивностью 10 м3/(т-мин) в течение 7,5—8 мин. При [Р] = 0,05—0,08 % прекращают про­дувку, скачивают шлак и производят додувку в течение 15 с атмо­сферным воздухом или воздухом, обогащенным до 30 % O2. Про­дутый металл содержит около 0,02 % S, до 0,025 % Р, 0,01— 0,004 % N.

В другом варианте металл в течение 3 мин продувают возду­хом, обогащенным до 30 % O2, с интенсивностью около 20 м3/(т-мин). Затем в течение 2—3 мин ведут продувку парокис- лородной смесью либо воздухом с добавкой смеси [воздуха 10— 13 м3/(т-мин), пара 1,3 кг/(т-мин), кислорода 2—2,5 м3/(т-мин)]. В конце процесса в течение 6 мин ванну продувают воздухом с па — рокислородной смесью либо одной смесью [пара 10 м3/(т-мин), кислорода 8 м3/(т-мин)]. Перед раскислением металл содержит 0,015—0,025 % Р, 0,015—0,02 % S, до 0,005 % N. Низкоуглероди­стый металл обладает очень высокой пластичностью (штампуемо- стью) при температуре +20 °С.

В случае продувки парокислородной смесью стойкость смоло — доломитовой футеровки составляет 320—350, стойкость днищ 50— 60 плавок, что несколько меньше, чем при продувке воздухом. Кислорода расходуется 35—45 м3/т стали, остальное количество необходимого для рафинирования чугуна кислорода (около 20— 30 м3/т) вводится с паром.

Главными преимуществами парокислородной продувки являют­ся: очень низкое содержание азота в парокислородной смеси, что позволяет получить минимальное [N]; отсутствие бурого дыма (от­падает необходимость установки газоочистных устройств); спо­койный ход продувки (сокращается ее длительность до 7 мин и достигается высокая производительность конвертеров).

Если при производстве среднеуглеродистых сталей используется парокислородная смесь, [Н] несколько увеличивается, так как с ростом парциального давления водорода в газовой фазе рщ по­вышается [Н] = Кв. Урв.2- Однако в обычном томасовском процес­се, где продувка заканчивается при [С] ^ 0,05, такая опасность исключена (повышенное содержание кислорода в металле (0,07— 0,09 %) обусловливает резкое снижение константы растворимости водорода в нем Kn). Известно также, что водород значительно ухудшает качество стали только при повышенном содержании в ней углерода.

Продувка чугуна смесью кислорода с углекислым газом при­меняется в одном из томасовских цехов Бельгии с 1955 г. Известны несколько вариантов продувки этой смесью. Наиболее рациональ­ным из них является продувка воздухом, обогащенным кислоро­дом, до конца второго периода и смесью кислорода с углекислым газом в третьем периоде. Расход смеси колеблется в пределах 30— 60 м3/т чугуна в зависимости от длительности вдувания.

Главным преимуществом применения смеси кислорода с угле­кислым газом является получение стали с очень иизким содержа­нием водорода (0,5—1 см3/100 г). При продувке смесью [N] в три-шесть раз ниже, чем в томасовском процессе на воздушном дутье, и несколько меньше, чем в мартеновской стали, где [N] = = 0,003—0,006 %. При использовании смесей кислорода с паром или с углекислым газом удаление фосфора протекает в основном в период передувки, т. е. ход дефосфорации мало отличается от томасовского процесса на воздушном дутье.

Описанные варианты томасирования с использованием обога­щенных кислородом газовых смесей обладают следующими общи­ми недостатками по сравнению с продувкой сверху технически чи­стым кислородом: малой интенсивностью шлакообразования (до начала третьего периода); низкой долей лома в шихте. К их недо­статкам следует также отнести то, что фосфор окисляется после углерода.

4.4. боковая продувка в конвертерах

Процесс получения жидкой стали путем боковой продувки чу­гуна воздухом в бессемеровских конвертерах малой садки — ма­лое бессемерование —начал применяться с 1884 г. В настоящее вре­мя конвертера малого бессемерования садкой 1—3 т используются в фасонно-литейных цехах машиностроительных заводов. Преиму­ществами таких агрегатов являются небольшие капиталовложения в их строительство, возможность пуска и остановки в любое вре­мя и получение необходимых для литья небольших порций стали. В последние годы они заменяются электропечами.

Особенности конструкции конвертера (рис. 4.6) заключаются в следующем. Он имеет глухое (без сопел) днище 1, в боковой стенке, примерно на уровне спокойной ванны, расположены в один ряд сопла 2, соединенные с воздушной коробкой 3. Угол наклона сопел и расстояние между ними и поверхностью металла можно регулировать путем отклонения конвертера от вертикального поло­жения на 5—15° в сторону, противоположную фурменной зоне. Футеровка стен и днища выполняется из динасового кирпича.

Высота столба металла над соплами невелика (поверхностная продувка) и поэтому для преодоления ферростатического напора не требуется высокое давление дутья. Избыточное давление дутья в воздушной коробке составляет 0,02—0,05 МПа, т. е. в 4—10 раз меньше, чем в конвертерах с донным дутьем. Рас­ход воздуха составляет около 500 м3/т чугуна, что примерно в 1,5 раза выше, чем при донном дутье. Это обусловлено дожиганием СО в CO2 в полости конвертера.

Удельные потери тепла достигают 10—14 %, что в четыре-пять раз превышает таковые в боль­ших конвертерах, где они составляют лишь 2— 3 % от общего прихода тепла. Для компенсации потерь тепла применяют чугун с повышенным содержанием кремния (1,6—2,5%). Концентра­ция других примесей (0,6—1,3 % Mn; до 0,07 % Р; до 0,04 % S) примерно такая же, как и в бессемеровских чугунах.

Рис. 4.6. Схема конвертера боково­го дутья (малого бессемерования)

При боковой продувке высокая температура металла, необходимая для получения качествен­ного литья, обеспечивается за счет дожигания над ванной СО до CO2 по приведенной ниже ре­акции и повышенного угара железа.

2 {СО} + (O2) = 2{С02}; Atf298 = —557,8 МДж/кмоль O2

Отличительными особенностями процесса малого бессемерова­ния являются: значительная концентрация окислов железа в шла­ке (20—40 %), обусловленная поверхностной продувкой (высоким содержанием CO2 и O2 в отходящих газах); периодическое измене­ние скорости окисления углерода i>c, сопровождающееся подъемом и падением пламени над горловиной соответственно при повыше­нии и снижении Vc (рис. 4.7). В русском варианте малого бессе­мерования, разработанном И. Р. Кряниным, высокая начальная температура чугуна (около 1700 К) и футеровки позволяет про­вести продувку при большой Vc без резких ее изменений, подъемов и падений пламени, сократить длительность операции и потери металла.

W

А — обычный процесс; б — русский вариант

Как и в большом бессемеровании, фосфор и сера не переходят из металла в шлак, так как последний является кислым. По дан­ным И. Р. Крянина, при боковой продувке некоторая часть серы (до 15—20 %) удаляется из металла и шлака в газовую фазу.

Качество стали, продутой сбоку, значительно выше качества ме­талла, полученного при донном воздушном дутье. В металле мало­го бессемерования сравнительно мало неметаллических включений, что обусловлено особой направленностью циркуляционных пото­ков (в верхних горизонтах металла), не вызывающей накопления шлаковой эмульсии в объеме стали.

Второй особенностью качества металла является низкое содер­жание азота [N] = 0,005—0,008 %, что близко к его концентрации в мартеновской стали [N] = 0,003—0,006 % и в три-четыре раза меньше, чем в металле большого бессемерования и томасирова- ния. Сравнительно низкое содержание азота в стали объясняется тем, что струи воздуха проникают в металл на незначительную глубину. Последнее обусловливает малую удельную поверхность контакта струй и пузырей воздуха с металлом SM. r/V\, и небольшое парциальное давление азота в газовой фазе Pn2- Это оказывает существенное влияние на термодинамику и кинетику процесса поглощения азота металлом, скорость которого описывается урав­нением

= — rf[N]/rfT = Pini{/CN [N]}Sm. r/Vm. (4.8)

Имеют значение также и адсорбционные явления. Наличие на га­зовых пузырьках шлаковых (из FeO) и адсорбционных пленок ме­талла, насыщенных кислородом, способствует замедлению массо­переноса азота из газа в металл. При донной продувке эти пленки растворяются в металле за время, меньшее периода всплывания пузырьков азота. При боковой же продувке в связи с малой глу­биной проникновения струй воздуха в металл пузырьки азота всплывают до того, как пленки полностью растворятся в металле, что уменьшает A[N] = U[N]T.

Технико-экономические показатели малого бессемерования ха­рактеризуются следующими данными: садка конвертеров 1—2,5 т и более, расход воздуха около 500 м3/т, угар металла 12—15 %, выход годной стали 84—86 %. Большой угар металла обусловлен высокими [Si] в чугуне и (FeO).

Кислородное дутье в малом бессемеровании имеет следующие преимущества по сравнению с воздушным. При его использова­нии достигается более низкое содержание азота в стали ([N] да да 0,002 %); избыток тепла в ванне, обусловленный устранением расхода тепла на нагрев азота воздуха, позволяет уменьшить со­держание кремния в чугуне и присадки ферросилиция, а также ути­лизировать стальной лом. Недостатком бокового кислородного дутья является низкая стойкость фурм (10—20 плавок). Ее можно повысить, улучшая качество огнеупоров или применяя водяное ох­лаждение.

Расход кислорода достигает 60—70 м3/т стали, длительность продувки ванны вместимостью 1, 2 и 3 т составляет соответственно 8—10, 10—12 и 12—16 мин. На некоторых заводах применяют воз­душное дутье, обогащенное кислородом до 30—40 % O2.

На заводах КНР для производства слитков выплавляют сталь в конвертерах бокового воздушного дутья с основной футеровкой (смолодоломитовый или смолодоломитомагнезитовый кирпич). Наилучшие технико-экономические результаты получены при ис­пользовании конвертеров бокового дутья грушевидной формы — так называемых турбоконвертеров. В последних были достигнуты удовлетворительные показатели плавок при продувке как мало­фосфористых (0,15—0,35 % Р), так и высокофосфористых чугунов

Раннее начало выгорания фосфора позволяет работать без третьего периода (передувки), выплавлять, не науглероживая сталь в ковше, средне — и высокоуглеродистые стали с низким [Р], повы­шать качество стали и снижать угар железа. Процесс малого бес­семерования не получил широкого распространения, так как стой­кость футеровки и производительность малых конвертеров значи­тельно меньше, чем больших.

5.1. история возникновения и развития процесса

Первые полупромышленные опыты по применению технически чистого кислорода для продувки чугуна сверху были проведены в СССР в 1933 г. Позже в нашей стране и за рубежом были по­ставлены эксперименты по продувке чугуна в ковшах техническим кислородом или воздухом, обогащенным кислородом. В 1944 г. на машиностроительном заводе в Мытищах и в 1945 г. на Кузнецком металлургическом заводе провели плавки в конвертерах малой садки с продувкой чугуна через днище технически чистым кисло­родом или дутьем с различной концентрацией в нем кислорода.

Все эти эксперименты показали, что главными преимущества­ми кислородного дутья по сравнению с воздушным является повы­шение качества стали (в первую очередь за счет резкого снижения содержания азота), расширение сортамента применяемых чугунов и возможность использования значительного количества стального лома за счет избытка тепла, обусловленного устранением расхода его на нагревание азота. Однако использовать указанный способ продувки чугуна для массового производства стали не позволяли низкая стойкость керамических трубок при подаче кислорода свер­ху и сильный износ днищ и фурм при донной продувке.

Некоторые исследователи предложили продувать чугун кисло­родом через водоохлаждаемые металлические (медные) трубки. Однако для донной продувки их не применяли из-за опасности взрывов при прогаре сопел. Исследования показали, что металл безопасно продувать сверху через вертикальную водоохлаждаемую стальную фурму с медным наконечником.

161

Создание рациональной конструкции водоохлаждаемой фурмы высокой стойкости способствовало широкому внедрению кислород­но-конвертерного процесса с продувкой сверху в больших агрега­тах в промышленных масштабах. Первые кислородно-конвертерные цехи с продувкой сверху были построены в Австрии на заводах

6 193 в Линце и Донавице в 1952—1953 гг. Так как кислородно-конвер­терный процесс выгодно отличается от воздушных конвертерного и мартеновского, то он был быстро внедрен на заводах ряда промыш — ленно развитых стран. Так, в США, Англии, Франции, ФРГ и Япо­нии доля кислородно-конвертерной стали (в % от общего ее про­изводства) в 1963 г. соответственно достигла 7,8; 6,7; 7,6; 7,8; 38,6, а в 1975 г. 55; 57; 54,5; 60 и 83,4. В странах Европейского экономи­ческого сообщества доля томасовского, мартеновского, электро­сталеплавильного и кислородно-конвертерного процессов в 1960 г. составила соответственно 38; 50; 10 и 2 %, в 1978 г. 1; 7; 20 и 72 % (в том числе в кислородных конвертерах с донной продувкой 7 %)- В настоящее время в этих странах томасовский процесс практиче­ски не применяется, выплавка в мартеновских печах снижена до 3,5 %, в Электропечах она достигает 23, в кислородных конвертерах с донной продувкой 8 и с верхним дутьем 67 %.

За границей кислородно-конвертерный процесс с продувкой сверху называют ЛД процессом. Садка первых кислородных кон­вертеров составляла 25—35 т, в настоящее время она увеличилась до 350—400 т.

На основе проведенных в 1954—1955 гг. в СССР обширных экс­периментов в конвертерах садкой 8—15 т были спроектированы и введены в эксплуатацию первые кислородно-конвертерные цехи на днепропетровском заводе им. Петровского (1956 г.) и на Криворож­ском металлургическом заводе (1957 г.). За прошедшие годы по­строили мощные кислородно-конвертерные цехи с агрегатами сад­кой 130—400 т на НТМК, ждановском им. Ильича, Криворожском, Новолипецком (НЛМЗ), Енакиевском, Челябинском, Западно-Си­бирском (Запсиб), Карагандинском, «Азовсталь», Череповецком и днепровском им. Дзержинского заводах. На некоторых из них дей­ствуют по два цеха (Криворожский, НЛМЗ и Запсиб). В настоя­щее время в СССР доля кислородно-конвертерной стали составля­ет около 30 % от общего производства.

Развитие кислородно-конвертерного процесса в мировом мас­штабе показано на рис. 5.1. Производство стали в бессемеровских конвертерах до 1880 г. было превалирующим (80 % от мирового производства стали), за последующие 20 лет этот процесс частично заменили томасовский и мартеновским. К началу 50-х гг. XX в. бессемеровский процесс почти полностью, а томасовский в значи­тельной степени были вытеснены основным мартеновским (в 1950 г. выплавлено мартеновской основной стали около 80 % от ее миро­вого производства). В 1955—1980 гг. томасовский процесс почти не применяли, намного сократился выпуск стали основным марте­новским способом, значительно увеличилось производство стали электросталеплавильным и особенно кислородно-конвертерным (около 60 % мирового производства) способами.

Такие темпы развития кислородно-конвертерного процесса обу­словлены рядом его преимуществ, которые заключаются в следую­щем:

1. Содержание азота, фосфора, серы и неметаллических вклю­чений в кислородно-конвертерном металле намного ниже, чем в стали, выплавленной с исполь­зованием донного дутья возду­хом, поэтому качество стали по всем показателям выше бессеме­ровской, томасовской и не уступа­ет мартеновской.

2. Конструкция конвертера значительно проще, а производи­тельность выше, чем мартенов­ской печи, поэтому капитальные затраты на строительство кисло­родно-конвертерного цеха значи­тельно меньше, чем мартеновско­го (при одинаковой в обоих слу­чаях годовой выплавке стали).

3. Можно перерабатывать чу — гуны любого состава, в том числе «химически холодные» (с низким содержанием кремния) и высокофосфористые, что расширяет сырь­евую базу для выплавки чугунов.

4. Избыток тепла в ванне позволяет перерабатывать значитель­ные количества стального лома и железной руды и снижать удель­ный расход чугуна (эти показатели кислородно-конвертерного про­цесса лучше, чем воздушных конвертерных, но пока еще уступают показателям мартеновского процесса).

5. Раннее шлакообразование и надежная дефосфорация метал­ла при высоком содержании в нем углерода обеспечивают меньшую окисленность продутого металла, чем при донной продувке возду­хом или дутьем, обогащенным кислородом.

6. Производительность конвертера на один порядок больше, чем мартеновской печи такой же садки; удельная производительность (на единицу садки агрегата) практически не зависит от садки кон­вертера.

7. Значительно облегчена автоматизация управления процес­сом.

Рис. 5.1. Динамика изменения доли различных сталеплавильных процес­сов (Дст. пр, о/о) в общемировом про­изводстве стали:

1 — бессемеровский; 2 — кислый мартенов­ский; 3 — томасовский; 4 — основной мар­теновский; 5 — электросталеплавильный; 6 — кислородно-конвертерный

6*

163

Недостатками кислородно-конвертерного процесса являются: большая интенсивность пылевыделения, что обусловливает необхо­димость сооружения газоочистных установок; значительные поте­ри железа с дымом и иногда с выбросами; недостаточное (при от­сутствии котлов-утилизаторов) использование физического и хими­ческого тепла отходящих газов, содержащих в основном окись углерода; меньшая доля стального лома в металлической шихте и больший удельный расход чугуна по сравнению с этими показате­лями в мартеновском процессе.

5.2. схема конвертера, подвод дутья, общее описание технологии

Конвертер для продувки кислородом сверху (рис. 5.2) в отли­чие от конвертера с нижним дутьем имеет глухое днище, сопла в нем отсутствуют. Кислород подается по водоохлаждаемой фур­ме под давлением от 1 до 1,5 МПа. Интенсивность продувки кис­лородом на тонну садки колеблется от 2 до 6 м3/(т-мин). Удель­ный расход кислорода для окисления примесей металла составля­ет около 50 м3/т, длительность продувки 10—25 мин (чаще 15— 18 мин).

Кислородная фурма (рис. 5.3) состоит из трех концентрически расположенных стальных труб 2, 4, 5, к которым приварен мед­ный наконечник 1. Вода под давлением 0,6—1 МПа подается че­рез патрубок 6 по промежуточной трубе 4, отводится по наружной трубе 2 в патрубок 3. Расход воды составляет 50—125 л/с в зави­симости от размеров наконечника. Кислород поступает по внут­ренней трубе 5 и соплу 7.

Односопловой фурмой с периферийным охлаждением наконеч­ника пользовались до начала 60-х гг. В дальнейшем начали при­менять многосопловые фурмы, в которых сопла расположены в пе­риферийной части. В таких фурмах торец центральной части нако­нечника обычно глухой, кислород чаще всего вводится по трубе 5,

Рис. 5.2. Схема конвертера для продувки Рис. 5.3. Схема односопловой во — кислородом сверху: доохлаждаемой фурмы кислород-

/ — корпус конвертера; 2 — фурма; 3 — горловина ИОГО конвертера 4 — сталевыиускное отверстие; 5 — кислородная струя

А вода подается по щели между трубами 5 я 4. Известны и другие конструкции фурм и методы подачи фаз.

Футеровка кислородного конвертера выполняется в основном из смолодоломитовых кирпичей, что позволяет наводить по ходу процесса основные шлаки, осуществлять дефосфорацию и десуль — фурацию металла.

Плавка в кислородном конвертере при невысоком содержании фосфора в чугуне (до 0,3 %) проводится следующим образом. При наклонном или горизонтальном положении конвертера в него загружают стальной лом и часть извести, заливают чугун; затем переводят конвертер в вертикальное положение, опускают фурму и продувают ванну. Остальную известь вводят порциями через гор­ловину по ходу продувки. Последовательность окисления приме­сей чугуна примерно такая же, как и в томасовском процессе, за исключением окисления фосфора, который в кислородном конвер­тере можно удалить при любом содержании углерода в металле, увеличивая в начале плавки расстояние фурмы от уровня спокой­ной ванны и подбирая оптимальное его значение по ходу процесса. В результате этого окисленность шлака в начальной стадии про­дувки кратковременно повышается, обеспечиваются быстрое раст­ворение в нем извести и дефосфорация металла без передува, т. е. при [С] >0,1 % • В случае недостаточно отработанного автомати­ческого контроля технологии попадание в заданный анализ дости­гается тем, что при [С], немного превышающим заданное (на 0,1—0,2%), поднимают фурму, выключают дутье, переводят кон­вертер в горизонтальное положение, отбирают пробы металла и шлака и замеряют температуру ванны с помощью термопары по­гружения (т. е. проводят промежуточную повалку конвертера). Ожидая анализ, несколько поворачивают конвертер, при этом ста- левыпускное отверстие поднимается выше уровня ванны, затем его разделывают. Получив анализ металла, производят додувку, дли­тельность которой определяется отношением избытка углерода А [С] к известной по данным предыдущих плавок скорости выгорания углерода Vc. При хорошо налаженной технологии плавок и нали­чии автоматического контроля с помощью ЭВМ большинство пла­вок ведут без додувок.

После окончания продувки и отбора проб сталь сливают через отверстие в ковш, а шлак — в чашу. Раскисляют и легируют ме­талл в конвертере и в ковше, чаще всего в последнем.

При высоком содержании фосфора в чугуне в середине плавки сливают промежуточный шлак и наводят второй, иногда использу­ют конечный шлак, часть которого оставляют в конвертере после слива предыдущей плавки. Длительность всего цикла плавки ко­леблется в пределах 30—45 мин.

5.3. шихтовые материалы кислородно-конвертерного

Процесса и требования к ним

Для кислородного процесса в СССР применяют чугун следую­щего состава, %: 3,9—4,3 С; 0,5—1 Si; 0,3—1,7 Mn; 0,03—0,06 S; 0,05—0,15 Р. В зарубежной практике диапазон колебаний содер­жания примесей несколько шире.

Согласно ГОСТ 805—80 различают две марки передельного чугуна П1 и П2 (массовая доля кремния составляет 0,5—0,9 и до 0,5 % соответственно). Каждая марка включает I, II и III группы (массовая доля марганца до 0,5; 0,5—1; 1—1,5 % соответственно), классы А, Б и В (массовая доля фосфора не более 0,1; 0,2; 0,3 % соответственно) и категории I, II, III, IV и V (массовая доля серы не более 0,01; 0,02; 0,03; 0,04; 0,05 % соответственно).

Чугун в заливочных ковшах (миксере) должен содержать, %: 0,7—0,9 Si; 0,6—0,8 Mn; не более 0,035 S; не более 0,3 Р.

Содержание кремния в чугуне влияет на массу двуокиси крем­ния в шлаке Msio2 и шлака Мш. Если в качестве охладителя при­меняется железная руда, то с повышением [SiJ4yr значения Msio2 и Min дополнительно увеличиваются за счет SiO2, вводимого с ру­дой. Это обусловливает рост расхода извести [для обеспечения заданной основности шлака В = (CaO)/(SiO2)], потерь железа со шлаком и выбросами, снижение стойкости футеровки и выхода жидкой стали. При неизменном расходе извести повышение [Si]4yr приводит к снижению В, что ухудшает дефосфорацию и десульфурацию металла.

Если [Si]ниже оптимальной величины, то шлакообразова­ние в начале продувки замедляется, так как скорость растворения извести при низкой температуре шлака и незначительной M(Sio2) мала. В случае тонкого слоя шлака увеличивается время продувки оголенного металла, удлиняется «бесшлаковый период», что спо­собствует заметалливанию и прогару фурм, увеличению пылевыде- ления и выноса капель металла. При небольшой Мш вредные при­меси из металла удаляются хуже. По условиям доменного про­цесса снижение [SiJ4yr косвенно приводит к росту [S]4yr, что обусловлено относительно холодным ходом доменной плавки. Су­ществует оптимальное [Si]4yr, составляющее при охлаждении ван­ны рудой 0,3—0,5 %, а при охлаждении ломом 0,7—0,8 %. В по­следнем случае определенное повышение [SiJ4yT полезно, потому что обеспечивает увеличение доли лома в металлической шихте Мл/Мм. ш (рис. 5.4).

При высоком содержании марганца в чугуне существенно улуч­шаются шлакообразование и десульфурация металла, но усили­вается его угар. Если [MnJ4yr очень низкое, наблюдается заметал - ливание фурм, так как шлака в начале продувки недостаточно. Выплавка маломарганцовистых чугунов весьма экономична. Сово­купная максимальная эффективность в процессах выплавки чугу­на и конвертерной стали достигается при [MnJ4yr = 0,5—0,7 %.

Степень десульфурации металла в кислородном конвертере не превышает 50% (чаще около 30%). Поэтому допустимое содержа­ние серы в чугуне [S]4yr = = 0,04—0,05 %. Для выплав­ки малосернистой стали ([S] ^ 0,015 %) часто при­меняют чугун, обессеренный в ковше гранулированным магнием. По технологии, разработанной и внедренной на крупнейших заводах Юга и Центра СССР Днепропет­ровским научно-исследова­тельским институтом черной металлургии (ИЧМ), ввод магния в количестве 1 кг/т чугуна обеспечивает конеч­ное содержание серы в нем 0,003—0,005 %.

Доменный шлак, находя­щийся на поверхности чугу­на в ковшах, содержит до 1 % S, а при обработке чугу­на известью, содой или маг­нием до 5 % S. Поэтому не­обходимо принимать меры для отделения шлака, так как при по­падании сернистого шлака в миксер и конвертер резко увеличива­ется содержание серы в металле и обесценивается ранее прове­денная десульфурация чугуна в ковше.

Высокое содержание фосфора в чугуне ([Р]чуг > 0,2 %) значи­тельно усложняет технологию плавки. Для получения малофосфо­ристой стали ([Р] =^I 0,02 %) необходимо в середине продувки скачивать шлак и наводить новый, что снижает производитель­ность конвертера, выход жидкой стали и стойкость футеровки. В ряде случаев выплавка чугуна с повышенным [Р] оправдыва­ется необходимостью расширения сырьевой базы доменных печей (используются фосфористые руды) и получением фосфатшлаков для удобрения полей.

Если [PJ4yr ^ 0,15 %, то можно работать без спуска первич­ного шлака, так как даже при сравнительно небольшом коэффи­циенте распределения Lp = (P2Os)/[P] = 100 и количестве шла­ка 10 % от массы металла остаточное [Р] ^ 0,03 %.

27,5 25,0 22,5 20,0 17,5 15,0

12,5

Y / /

.0?

У/

‘ / /

/

\

•ьУ

V/

/

/

/

/

/

/

/

/

/

/

/

OA 0,6

1.0

U 1Л [SiLiX

Рис. 5.4. Влияние содержания кремния в чугуне на долю лома в металлической шихте кислородных конвертеров: [С]кон — конечное содержание углерода в ме­талле

Стальной лом служит дешевым источником железа и охлади­телем ванны. Количество присаживаемого лома определяется из­бытком тепла в ванне и колеблется в пределах 20—30 % от мас­сы чугуна (17—23% от массы металлической шихты). В ломе не должно быть кусков толщиной более 300 мм, цветных металлов, мусора и взрывоопасных материалов, большого количества ржав­чины. Крупные куски следует измельчать, чтобы они не повреж­дали футеровку при загрузке и успевали раствориться в жидком металле до конца продувки. Легковесный лом и стружку необхо­димо, как уже отмечалось, пакетировать, так как при использова­нии непакетированного лома увеличивается время завалки и резко понижается температура ванны в начале продувки из-за быстрого растворения лома в чугуне. Размеры пакетов не должны превы­шать 2000X1000X700 мм при плотности не ниже 1800 кг/м3. Лом частично заменяют металлизованными окатышами, крицей или губ­чатым железом. Их можно вводить (непрерывно или порциями) по ходу плавки без прекращения продувки.

Железная руда, агломерат, окатыши (или брикеты) из руды (или концентрата) и прокатная окалина относятся к сыпучим ох­ладителям — «твердым окислителям». Их можно загружать в кон­вертер без прекращения продувки (цикл сокращается на 5— 10%), они улучшают шлакообразование (окислы железа хорошо растворяют известь), устраняют резкое охлаждение ванны в на­чале плавки (наблюдается при охлаждении ломом, который за­гружается одной порцией), обеспечивают пригар металла в ре­зультате восстановления железа из его окислов.

В то же время сыпучие охладители создают недостаточно по­стоянный охлаждающий эффект (это снижает точность регулиро­вания температуры металла); способствуют бурному течению про­цесса растворения (увеличиваются выбросы и снижается выход жидкой стали); повышают долю чугуна в шихте (растут содержа­ние SiO2 и P2Os в ванне, расход извести и других флюсов, количе­ство шлака, потери железа со шлаком и износ футеровки).

Содержание окислов железа в сыпучих охладителях должно быть высоким, а кремнезема (менее 8%), влаги, серы и мелких фракций — низким. Порошкообразную руду необходимо вдувать в металл, так как при обычном методе ввода она выносится газа­ми из полости конвертера. Окалина, а также изготовленные из высококачественных рудных концентратов агломерат, окатыши и брикеты содержат менее 2,5 % SiO2, поэтому их применяют чаще, чем неподготовленную руду.

Кроме перечисленных выше охладителей, иногда используют известняк и водяной пар. Однако они снижают выход жидкой ста­ли (усиливаются выбросы, и железо не восстанавливается из ох­ладителей) и приводят к некоторому увеличению [Н] (при вводе пара).

В качестве шлакообразующих материалов в кислородно-кон­вертерном процессе применяют известь (иногда известняк), боксит, плавиковый шпат.

Известь оказывает решающее влияние на шлакообразование, дефосфорацию, десульфурацию металла и, в конечном итоге, на его качество. Она должна быть свежеобожженной, содержать ми­нимальное количество серы (не более 0,1 %) и влаги, обладать высокой флюсующей способностью (SiO2 < 3 %). Оптимальные размеры кусков 10—30 мм. Крупные куски медленно растворяют­ся в шлаке, мелкче частицы выносятся при продувке ванны. Наи­высшая реакционная способность извести достигается при мягком обжиге известняка, в результате которого образуется большое ко­личество мелких кристаллов (размером менее 2 мкм) с искажен­ной решеткой. Последнее обеспечивает значительную пористость кусков. При сравнительно высокотемпературном твердом («мерт­вом») обжиге большой длительности пористость извести незначи­тельна, так как сросшиеся кристаллы имеют крупные размеры. Величина потерь при прокаливании должна быть небольшой, по­тому что она характеризует количество недиссоциированного из­вестняка в извести и поглощенной ею влаги из атмосферы и обу­словливает дополнительный расход тепла в ванне. Потери при прокаливании в пределах 3—5 % полезны. В этом случае усили­вается барботаж шлака пузырьками CO2, что способствует луч­шему растрескиванию кусков извести и ускорению ее растворения в шлаке. Высокое качество извести (равномерные состав и струк­тура, большие пористость и реакционная способность) обеспечи­вается при обжиге известняка во вращающихся печах или в агре­гатах кипящего слоя. Минимальное Sii3b достигается при обжиге известняка природным газом, максимальное (0,3 % и более) —• при использовании для обжига кокса, антрацита и не очищенного от серы коксового газа в шахтных печах.

Боксит и плавиковый шпат применяют для ускорения раство­рения окиси кальция в шлаке и уменьшения его вязкости. Главная и ценная составляющая боксита — глинозем (около 50%). Недо­статком боксита является наличие в нем влаги и кремнезема (иног­да выше 20 %). Последний снижает основность шлака и стойкость футеровки. Расход боксита составляет 0,5—1 % от массы метал­лической шихты.

В настоящее время во всех кислородно-конвертерных цехах страны вместо боксита применяют плавиковый шпат (главная со­ставляющая—CaF2), содержащий не более 5 % SiO2. При сравни­тельно малом расходе этого сильнейшего разжижителя шлака (не более 0,3 % от массы металла) известь быстро растворяется и формируется жидкоподвижный, высокоосновной шлак.

Синтетические комплексные шлакообразующие материалы осо­бенно перспективны в кислородно-конвертерном процессе. Они из­готовляются в виде брикетов, окатышей, офлюсованного агломе­рата из порошкообразных смесей рудного концентрата и извести или известняка. Присадка таких материалов, обладающих низкой температурой плавления (ниже 12500C), взамен руды и части из­вести позволяет ускорить шлакообразование, дефосфорацию и де — сульфурацию стали. В практике успешно опробованы брикеты (24—27 % Fe06ub 21—36 % CaO; 2—3 % SiO2) и высокоосновной агломерат (15—25 % CaO; Ca0/’Si02 = 3—7). Исследования по­казали, что применение высокоосновных агломератов и брикетов с высоким содержанием CaO эффективно и при охлаждении пла­вок ломом (расход лома 20—30 кг/т).

К новым перспективным материалам относятся синтетические металлизованные окатыши и агломераты, содержащие CaO и ча­стично восстановленные окислы железа. Они обладают преимуще­ствами лома и сыпучих охладителей — флюсов.

5.4. технология продувки обычного передельного (мартеновкого) чугуна

Свойства и сортамент металла

Томасовская сталь в большинстве случаев малоуглеродистая. Если необходимо получить сталь с [С] ^ 0,1 %, то раскисление сочетают с науглероживанием металла. Томасовский металл нель­зя раскислять в присутствии шлака, так как окисление части вве­денных в ванну Si и Mn, которое происходит в большей степени не в объеме металла, а на границе металл—шлак, сопровождается снижением активности закиси железа в шлаке. В результате фос­фор восстанавливается из шлака в металл, т. е. происходит ре — фосфорация. Во избежание последней шлак перед раскислением плавки сливают в чашу, остатки его в конвертере сгущают из­вестью, затем металл выпускают в ковш, присаживая раскислите — ли на струю стали до появления на ее поверхности шлака.

По сравнению с металлом бессемеровского процесса сталь то — масовской плавки отличается повышенным содержанием неметал­лических включений, кислорода и азота, большей хрупкостью и склонностью к старению. Это обусловлено тем, что при томасиро- вании неизбежен третий период продувки (дефосфорация проте­кает при низком содержании углерода в металле). В конце про­цесса, если [С] незначительно, резко возрастает [О]. Кроме того, в результате небольшой в это время скорости выгорания углерода поглощение азота металлом из воздуха происходит интенсивнее, чем его удаление пузырями СО, что приводит к увеличению со­держания N в стали.

Наиболее эффективные результаты по улучшению качества томасовской стали были получены при использовании для продув­ки ванны смесей кислорода с другими газами или чистого кисло­рода.

Продолжительность продувки и цикла плавки (16—20 и 25— 40 мин) в томасовском процессе значительно больше, чем в бессе­меровском. Поэтому для получения одинаковой годовой произво­дительности число конвертеров в томасовском цехе должно быть больше, чем в бессемеровском.

Производительность томасовского цеха с четырьмя 25-т конвер­терами составляет около 0,5 млн. т в год, а с четырьмя 40-т кон­вертерами 1,5 млн. т в год. Переход на дутье, обогащенное кисло­родом до 30 %, обеспечивает увеличение производительности на 15—20 %. Выход годных слитков составляет 85—88 % к массе чугуна. Расход извести достигает 12—18 %, количество шлака со­ставляет 23—27 % к массе чугуна, чугуна 1,14—1,18 т на 1 т ста­ли, воздуха 350—450 м3/т чугуна. Стойкость футеровки стен кон­вертера 300—400, днищ 25—70 плавок. Расходы по переделу тома­совского чугуна в сталь составляют около 5 руб. на 1 т стали. Как и в бессемеровском процессе, наибольшей статьей себестоимости стали (82—83 %) является стоимость чугуна.

По сравнению с мартеновским переделом фосфористого чугуна томасовский процесс имеет следующие недостатки: весьма малую долю стального лома в металлической шихте (4—9 %), что повы­шает ее стоимость; значительно большее содержание в готовой стали серы, фосфора, азота и неметаллических включений.

4.3. варианты томасирования с применением

Кислорода

Корректировка теплового режима плавки

В отличие от бессемеровского процесса в томасовском главным источником химического тепла является окисление фосфора. Ме­тодики расчетов количества тепла реакций, используемого на на­грев томасовской и бессемеровской ванн, одинаковы, но в первом случае в приходной части теплового баланса дополнительно учи­тываются теплоты реакций окисления фосфора, образования си­ликатов и фосфатов кальция.

Суммарные реакции окисления элементов в томасовской ванне кислородом воздуха представлены ниже (справа указаны тепло­вые эффекты, МДж/кмоль O2, при T = 298 К):

Si + O2 + 3,76Ш2 + 2СаО = (CaO)2SiO2 3,762N2 + 1001,9;

0,8Р + O2 + 3,762N2 + 1,6СаО = (M(CaO)4P2O3 + 3,762N2 + 878,9;

2Мп + O2 + 3,762N2 = 2МпО + 3,762N2 + 774,2;

2Fe + O2 + 3,762N2 = 2FeO + 3,762N2 + 539,9;

2C + O2 + 3,762N2 = 2C0 + 3,762N2 + 221;

C + O2 + 3,762N2 = CO2 + 3,762N2 + 393,6.

Результаты расчетов удельного количества используемого на нагрев ванны тепла дуд и повышения температуры томасовской ванны AT приведены в табл. 4.3. Определяя qyд, учитывали, что при растворении кремния в железе выделяется тепло АН = = —4350 кДж/кг кремния (на эту величину qyд уменьшается), а при растворении углерода поглощается тепло АН = = -}-1260 кДж/кг С (<7УД соответственно увеличивается). При рас­чете AT принимали, что в томасовском процессе Mm = 25 % от массы металла.

Согласно данным табл. 4.3, главным источником тепла явля­ется фосфор. Роль кремния в тепловом балансе меньше, так как его содержание в чугуне не превышает 0,6 %.

По данным табл. 4.1 и 4.3, AT в томасовском процессе значи­тельно ниже, чем в бессемеровском. Это объясняется тем, что в пер­вом случае количество шлака в четыре раза больше, чем во втором.

На основе данных табл. 4.3 находили реальные значения сум­марного AT. Так, при окислении 1,6 % P1 0,4 % Si, 1 % Mn, 4 % Fe

Таблица 4.3. Удельное количество тепла, кДж/кг, и подъем температуры металла при окислении 1 % элемента

Реакция окисления элемента

Температура ванны, К

1473

1673

1873

Д7-

?уд

Д T

Чул

Д T

Р]-Ч4СаО — P2O5)

18100

127

15700

107

12700

85

Si]"—(2СаО-SiO2)

21600

150

19600

132

17300

115

Mn]-*-(MnO)

5350

38

5300

36

5150

34

Fe] (FeO)

3500

25

2900

20

2400

16

С1-ЧС0)

3400

24

2200

15

1050

7

[С] — чсо2)

19200

135

16200

109

13200

88

И 3,5 % С суммарное AT да 350 К. Следовательно, даже при ми­нимальном [PJ4yr ~ 1,6 % обеспечивается необходимый подъем температуры ванны и получается кондиционный фосфат шлака [(% P2O5) = (1,6-142) : (62-0,25) = 14,7%]-

В практике томасирования чаще встречаются плавки с избыт­ком химического тепла, так как в ряде случаев кроме фосфора, достаточного для нормального нагрева ванны, чугун содержит кремний в количестве, превышающем необходимое для обеспече­ния оптимального перегрева металла в конце плавки. Охлаждают томасовскую плавку, вводя в конвертер стальной лом, руду или окалину, известь, рудоизвестковые брикеты, пар, углекислый газ.

Для разогрева холодных плавок добавляют ферромарганец или феррофосфор (при химически холодном чугуне) или проводят на­клонную продувку металла в первом периоде плавки (при физиче­ски холодном чугуне).

Технология. Периоды продувки

Томасовский процесс состоит из следующих этапов:

1. Загрузки извести в конвертер в количестве 12—18 % от мас­сы чугуна после выпуска предыдущей плавки, осмотра состояния стен и днища.

2. Заливки чугуна при горизонтальном положении конвертера.

3. Пуска дутья (давление 0,20—0,25 МПа) и подъема конвер­тера.

4. Продувки чугуна. В первом ее периоде окисляются преиму­щественно Si, Mn, часть Fe и незначительно С и Р. Во втором пе­риоде интенсивно окисляется С и частично Р, а в третьем перио-

Рис. 4.4. Изменение содержания при­месей в металле н шлаке, состава от­ходящих газов и температуры метал­ла по ходу нормальной томасовской плавки (обозначения такие же, как на рис. 4.2)

Рис. 4.5. Зависимость Igf(0ZoPsOs) / [%Р]2] от (FeO) и основности шлака при температуре ванны Г= 1873 К

(XP2O5) [%р]г

-W

4 8 12 16 20 (FeO)tVo

Де — P (до 0,05—0,07 %). Пламя во втором периоде менее яркое, чем в это же время в бессемеровском конвертере, потому что в по­следнем выше температура металла и нет выноса частиц извести. Определить момент остановки продувки в томасовском процессе сложнее, чем в бессемеровском, так как падение пламени относит­ся к началу третьего периода, когда развивается лишь интенсив­ная дефосфорация металла и процесс еще не окончен.

5. Повалки конвертера и прекращения дутья (после окисления фосфора).

6. Слива шлака с целью предотвращения восстановления фос­фора из шлака в металл во время раскисления.

7. Раскисления металла и слива металла в ковш.

Графики изменения основных технологических показателей то­масовской плавки представлены на рис. 4.4. В первом периоде про­дувки, как и в бессемеровском процессе, во вторичных реакцион­ных зонах наиболее интенсивно окисляются Si и Mn. Этому спо­собствует низкая температура металла, при которой Si и Mn обладают большим сродством к кислороду. Последнее приводит к благоприятным условиям массопереноса кислорода к месту про­текания реакции окисления рассматриваемых элементов. Кремний окисляется почти полностью в начале плавки. Это характерно для всех основных процессов и объясняется тем, что при наличии шла­ка даже невысокой основности (В « 1) активность кремнезема весьма мала.

В томасовском процессе [Mn] в конце первого и по ходу по­следующих периодов значительно выше, чем в бессемеровском, что связано с термодинамикой и кинетикой реакции

[Mn] + (FeO) = (MnO) + [Fe].

В первом периоде окисляется незначительное количество фос­фора. Это обусловлено большой вязкостью шлака и малой актив­ностью (CaO), а также тем, что известь еще не растворилась в шлаке и циркулирует в ванне в виде крупных кусков с малой удельной поверхностью.

Окисление углерода в первом периоде томасовской плавки час­то протекает несколько быстрее, чем в бессемеровской, так как фосфор значительно снижает температуру ликвидуса расплава (30 К на 1 % Р) и увеличивает перегрев чугуна (Учуг — Уликв)-

В начале первого периода необратимо в связи с повышенной вязкостью жидких фаз окисляется значительное количество железа. Динамическое равновесие двух процессов + {02} =2 (FeO) (в первичных реакционных зонах) и 2 (FeO) =2Feffi + 2[0] (во вторичных реакционных зонах) может быть достигнуто при опре­деленном содержании FeO в шлаке, и тем большем, чем ниже тем­пература, выше вязкость металла и меньше скорость растворения кислорода в нем. Лишь к концу первого периода с ростом темпе­ратуры металла устанавливается невысокое (FeO) = 10—12 %.

В первый период продувки шлаки содержат очень мало P2O5 из-за низкой основности и небольшой по з^той причине скорости окисления фосфора, газы состоят в основном из азота (90—95 %), незначительного количества СО и CO2 O2, концентрация послед­них при физически холодном чугуне доходит до 10 % — Температура металла в конце первого периода составляет 1623—1673 К. Она меньше, чем в бессемеровской плавке, где выше начальная темпе­ратура чугуна и [Si]4yr-

Во втором периоде продувки в связи с повышенной температу­рой металла, отсутствием в нем кремния и низким [Mn] создают­ся благоприятные термодинамические и кинетические условия для преимущественного окисления углерода. В это время на окисле­ние углерода используется не только весь поступающий в ванну кислород, но и часть ранее накопившейся в шлаке закиси железа. Подтверждением этого является уменьшение (FeO) по ходу про­дувки. Во второй половине периода система металл — шлак при­ближается к равновесию по марганцу, а в конце периода и начале третьего значительное количество марганца восстанавливается из шлака в металл. Явление, получившее название «марганцевый горб», обусловлено повышением температуры (падением Кмп) и ростом Y(MnO) (вследствие увеличения содержания CaO и снижения SiO2 в шлаке).

Фосфор во втором периоде окисляется все еще медленно из-за малой й(РеО) и недостаточной а(сао), так как растворение извести в шлаке завершается лишь в третьем периоде.

Удаление серы из металла в первом и втором периодах продувки незначительно, что связано с небольшой основностью и недостаточной гомогенностью шлака, а также поступлением в ме­талл заметного количества серы, содержащейся в извести.

Газы второго периода содержат 30—35 % СО и 60—65 % N2. Это соответствует стехиометрии суммарной реакции 2[С] + (O2) + ;+> 3,762 (N2) = 2 {СО}+3,762 (N2).

Температура металла к концу периода возрастает примерно до Ji773 К, но так как к этому времени углерод окисляется до 0,1— 0,15 %, то перегрев металла резко уменьшается (по данным не­мецких исследователей, может быть даже отрицательным). Во всех случаях перегрев металла в конце второго периода томасов­ского процесса ниже, чем бессемеровского, так как главный тепло­носитель — фосфор окисляется лишь в третьем периоде.

В третьем периоде одновременно с быстрым окислением фос­фора необратимо окисляется значительное количество железа, ко­торое в виде FeO переходит из зоны дутья в шлак. Резкое увеличе­ние (FeO), обусловленное низким [С], приводит к интенсивному растворению в шлаке еще неусвоенной извести и росту а(саО)- Не­смотря на повышенную температуру, вызывающую снижение кон­станты равновесия реакции окисления фосфора Kp, термодинами­ческие условия для дефосфорации в третьем периоде весьма благо­приятны, так как высокие значения a(FeO) и а(сао> с избытком компенсируют уменьшение Kp, что обеспечивает непрерывное сни­жение [Р] рэвн. ш до небольших величин со скоростью, зависящей от диффузионных перепадов концентраций фосфора в пограничных слоях металла и шлака.

На основе кривых рис. 4.5, полученных А. Д. Крамаровым и вполне применимых для конца третьего периода, можно прибли­женно рассчитать содержание фосфора в металле в момент окон­чания продувки уравнению

Где А = 229/(MmFp)-, Mm и Рисх — масса шлака и фосфора в ван­не (металле и шлаке), % от массы металла; Fp= (P2O5)/[Р]2; 2,29=142/62 — отношение массы P2Os к массе фосфора в его пятиокиси. Если, например, РИСх = 2 %; Mm = 25%; (FeO) = = 18 %; B = (Ca0)/(Si02 + P205) = 2,2, то Fp = 16000 (см. рис. 4.5). По уравнению (4.7) получаем [Р]равн. ш = 0,034 %.

В томасовском процессе третий период неизбежен, так как при донной продувке (без вдувания в металл порошкообразной извести или ввода в агрегат специально изготовленного жидкого известко — во-железистого шлака) невозможно осуществить раннюю дефосфо- рацию металла. Это один из значительных недостатков томасиро — вания. В конце продувки металл всегда содержит очень мало угле­рода (менее 0,04 %), много азота (более 0,02 %) и кислорода (более 0,08 %).

По ходу третьего периода [Mn] снижается примерно до 0,1 %, что близко к условиям равновесия реакции его окисления, проте­кающей на границе металл — шлак. С ростом a(FeO) падает [Mn]равн. ш = а(МпО)/Ci(FeO)KMn — В третьем периоде формируются основные шлаки (В = 2—2,3), которые одновременно являются железистыми [(FeO) =18—20%] и высокофосфористыми [(Р2О5) = 16—20 %]. Температура металла и его перегрев в это время резко возрастают за счет окисления фосфора (около 85 К на 1 % P)- В результате в конце продувки перегрев металла до­статочен для нормальной разливки, а в ряде случаев ванну необ­ходимо даже охлаждать.

Шлаки томасовкого процесса

Конечные шлаки томасовского процесса содержат, %: 48— 55 CaO; 4—6 SiO2; 15—20 P2O5; 15—20 FeO; 8—10 (Mg0+Al203+ +Fe2O3-I-MnO). Основность В = (CaO)/(SiO2 + P2O5) = 2 — 2,2. Эти шлаки при содержании P2O5 не менее 14 % представляют боль­шую ценность для удобрения почвы.

Необходимое усвоение фосфатшлака почвой оценивается по его растворимости в двухпроцентном водном растворе лимонной кис­лоты (C6H8O7). Максимальная растворимость шлака достигается, если (SiO2) = 4—6 %, что обеспечивается при [Sij4yr = 0,5— 0,7 %. Если [Sij45T и (SiO2) превышают их оптимальные значения, то стойкость футеровки снижается и ухудшается дефосфорация металла.

При проведении томасовского процесса стремятся не только по­лучить конечный шлак требуемого состава, но и увеличить степень растворения извести в шлаке, так как при наличии гомогенного вы­сокоосновного шлака скорость дефосфорации металла сравнитель­но высока. Известны некоторые способы интенсификации шлако­образования. Присадка брикетов из смеси окалины с гашеной из­вестью обогащает шлак окислами железа, ускоряет растворение CaO в шлаке и сокращает продолжительность дефосфорации. Од­нако этот способ применяют лишь при наличии в ванне избытка тепла, необходимого для компенсации его расхода на разложение окислов железа и Ca(OH)2. Более рациональными способами уско­рения ассимиляции CaO в шлаке являются использование сорти­рованной извести, представляющей собой кусочки размером 2— 10 мм, или подача через воздушную коробку порошкообразной из­вести с размером частиц менее 0,2 мм. В настоящее время для глу­бокой дефосфорации и десульфации в металл (в конвертерах, печах и ковшах) вдувают порошкообразную известь, используя для этой цели современные высоконапорные аэрационные пылепита — тели.

Страница 2 из 41234