Разработка и освоение технологии выплавки стального полупродукта в дуговой сталеплавильной печи под магнезиальными шлаками тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.16.02, кандидат наук Ушаков Максим Владимирович

• Ушаков Максим Владимирович
• кандидат наук
• 2021

Оглавление диссертации кандидат наук Ушаков Максим Владимирович

ВВЕДЕНИЕ

1 АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Аналитический обзор влияния вспенивания шлака на технико-экономические показатели плавки в ДСП

1.2 Механизм вспенивания шлака в ДСП

1.3 Отдельные технологические приемы формирования шлаковой пены в ДСП

1.4 Влияние магнезиальных шлаков на стойкость огнеупорной футеровки ДСП

1.5 Влияние магнезиальных шлаков на рафинирующие свойства

1.6 Постановка задач исследования

2 АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ И ХИМИЧЕСКОГО СОСТАВА ШЛАКА НА КОНЦЕНТРАЦИЮ НАСЫЩЕНИЯ ОКСИДОМ МАГНИЯ

2.1 Метод симплексных решеток планирования численного моделирования исследования влияния температуры и химического состава шлака на концентрацию насыщения MgO

2.2 Численное моделирование и построение математических моделей, описывающих влияние температуры и химического состава шлаков системы CaO-SЮ2-Al2O3-MnO-P2O5-FeO на концентрацию насыщения MgO

2.3 Проверка построенных математических моделей на адекватность

2.3.1 Проверка на адекватность математических моделей для треугольника Y1,Y2,Yз

2.3.2 Проверка на адекватность математических моделей для треугольника Y1,Y3,Y4

2.4 Построение диаграмм состав-свойство (MgO)н и анализ результатов моделирования

2.5 Выводы к главе

3 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАФИНИРУЮЩИХ СВОЙСТВ МАГНЕЗИАЛЬНЫХ ШЛАКОВ С РАЗЛИЧНОЙ СТЕПЕНЬЮ НАСЫЩЕНИЯ MgO ПО ПЕРИОДАМ ПЛАВКИ В ДСП

3.1 Фосфор и его влияние на свойства стали

3.2 Теоретические и экспериментальные исследования дефосфорации металла под магнезиальными шлаками

3.2.1 Термодинамическая модель расчета равновесного содержания фосфора в металле

3.2.2 Теоретические и экспериментальные исследования рафинирующих свойств магнезиальных шлаков по периодам плавки в ДСП

3.3 Выводы по главе

4 ИЗУЧЕНИЕ ВЯЗКОСТИ И ФАЗОВОГО СОСТАВА МАГНЕЗИАЛЬНЫХ ШЛАКОВ В ОБЛАСТИ НАСЫЩЕНИЯ МвО И ИХ РОЛЬ В ЭФФЕКТИВНОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ УСТОЙЧИВОЙ ШЛАКОВОЙ ПЕНЫ

4.1 Экспериментальные исследования вязкости магнезиальных шлаков в области насыщения М§О в зависимости от их окисленности

4.2 Исследование структуры и фазового состава магнезиальных шлаков, обеспечивающих формирование устойчивой шлаковой пены

4.3 Выводы к главе

5 АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ ХИМИЧЕСКОГО СОСТАВ ШЛАКА В ДСП НА УРОВЕНЬ ВСПЕНИВАНИЯ И ОТДЕЛЬНЫЕ ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ ПРОЦЕССА

5.1 Влияние высоты шлака на технико-экономические показатели процесса выплавки стального полупродукта в ДСП-135

5.2 Влияние химического состава шлака окислительного периода плавки

в ДСП - 135 на эффективность его вспенивания

5.3 Выводы к главе

6 РАЗРАБОТКА И ВНЕДРЕНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ФОРМИРОВАНИЯ МАГНЕЗИАЛЬНЫХ ШЛАКОВ РАЦИОНАЛЬНОГО СОСТАВА ПО ПЕРИОДАМ ПЛАВКИ В ДСП-135 И ОЦЕНКА ЕЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ

6.1 Освоение технологии выплавки стального полупродукта в ДСП-135

6.2 Разработка рационального состава магнезиальных шлаков по периодам плавки в ДСП-135 и технологических приемов их формирования

6.3 Результаты внедрения технологии выплавки углеродистого полупродукта в ДСП-135 под магнезиальными шлаками

6.4 Выводы к главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б

ПРИЛОЖЕНИЕ В

ПРИЛОЖЕНИЕ Г

ПРИЛОЖЕНИЕ Д

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Электросталеплавильное производство развивается высокими темпами и в настоящее время доля производства стали в мировом объеме достигает 34 % и 29 % - в России.

В условиях наблюдаемого дефицита и возрастающей стоимости энергоносителей перспективным направлением повышения энергетической и технико-экономической эффективности технологии выплавки стального полупродукта в современных дуговых сталеплавильных печах (ДСП) является его выплавка под магнезиальными шлаками. Технология выплавки стального полупродукта под магнезиальными шлаками обеспечивает повышение эффективности использования электрической энергии дуги за счет раннего формирования устойчивой шлаковой пены и увеличение стойкости футеровки ДСП за счет снижения агрессивного воздействия магнезиальных шлаков на огнеупоры.

Перспективным считается формирование магнезиальных шлаков с химическим составом в области высокотемпературных фаз магнезиоферрита, магнезиовюстита и ларнита. Такие шлаки будут не только хорошо пенится при вдувании углерода, но также будут полностью совместимы с магнезиальными огнеупорами. Однако чрезмерное пересыщение магнезиальных шлаков оксидом магния сопровождается их гетерогенизацией, снижением рафинирующих свойств и ухудшением отдельных технологических и технико-экономических показателей процесса. Поэтому исследование и разработка технологии формирования по периодам плавки в ДСП магнезиальных шлаков рационального состава, обеспечивающих раннее формирование устойчивой шлаковой пены, обладающих низким агрессивным воздействием на огнеупорную футеровку и сохраняющих высокие рафинирующие свойства, является задачей актуальной.

Степень разработанности темы исследования. Большой вклад в развитие теории и практики процессов вспенивания шлаков в кислородных конвертерах и мартеновских печах, повышения стойкости футеровки сталеплавильных агрегатов, рафинирующих свойств магнезиальных шлаков внесли труды отечественных и

зарубежных ученых В.И. Явойского, В.И. Баптизманского, В.Б. Охотского, М.П. Собакина, Я.Д. Вербицкого, И.Л. Яновского, А.А. Кожухова, Ameling D., Morales R., Khanna R., Hideaki S., Поррачин П., Luz A.P., Fruehan R.J. Заложенные ими основы были использованы при разработке технологии выплавки стального полупродукта в современных ДСП под магнезиальными шлаками.

Объект исследования - физико-химические свойства магнезиальных шлаков.

Предмет исследования - технология выплавки стального полупродукта в ДСП под магнезиальными шлаками.

Целью диссертационной работы является разработка и внедрение технологии формирования по периодам плавки в ДСП магнезиальных шлаков, обеспечивающих формирование устойчивой шлаковой пены, низкое агрессивное воздействие на огнеупорную футеровку с сохранением высоких рафинирующих свойств.

Для достижения поставленной цели предполагается решить задачи:

1. Численное моделирование влияния температуры и химического состава шлаков на концентрацию насыщения оксидом магния.

2. Теоретические и экспериментальные исследования рафинирующих свойств магнезиальных шлаков по периодам плавки в ДСП с различной степенью насыщения оксидом магния.

3. Изучение вязкости и фазового состава магнезиальных шлаков в области насыщения оксидом магния и их роль в эффективности формирования устойчивой шлаковой пены.

4. Анализ влияния химического состава шлаков окислительного периода плавки в ДСП на уровень их вспенивания и отдельные технико-экономические показатели процесса.

5. Разработка рационального состава магнезиальных шлаков по периодам плавки в ДСП, технологии их формирования и оценка эффективности ее внедрения.

Научная новизна

1. Методом численного моделирования в совокупности с симплекс

решетчатым методом планирования получены новые данные о влиянии температуры и химического состава шлаков на концентрацию насыщения оксидом магния, представленные в виде диаграмм состав - свойство.

2. Установлено, что с ростом основности формируемых шлаков расширяется область концентрации FeO, когда окисленность шлака практически не влияет на концентрацию насыщения оксидом магния, выше которой окисленность начинает проявлять основные свойства, обеспечивая сохранение достигнутой концентрации насыщения шлака оксидом магния с понижением его основности.

3. Установлено, что шлаки основностью 1,9 и выше, стремящиеся к насыщению оксидом магния, сохраняют высокие рафинирующие свойства на протяжении всего периода плавки, а смещение шлаков окислительного периода плавки основностью, не превышающей 1,9, в область пересыщения оксидом магния приводит к ухудшению их рафинирующих свойств, сопровождаясь развитием процесса рефосфорации металла.

4. Результаты исследования фазового состава магнезиальных шлаков по периодам плавки в ДСП, стремящиеся к насыщению оксидом магния, обеспечивают благодаря высокой (более 60 %) суммарной концентрации высокотемпературных фаз ларнита, магнезиовюстита и магнезиоферрита формирование устойчивой шлаковой пены.

Теоретическая и практическая значимость работы

1. Разработка рационального состава магнезиальных шлаков по периодам плавки в ДСП, обеспечивающих формирование устойчивой шлаковой пены, сохранение высоких рафинирующих свойств и обладающих низким агрессивным воздействием на огнеупорную футеровку печи.

2. Разработка технологических приемов, включающих оставление в печи на «болоте» высокомагнезиальных шлаков окислительного периода, содержащих 910 % MgO, присадку в печь в период плавления лома извести, содержащей не менее 92 % СаО, совместно с антрацитом, содержащим 92-94 % углерода, а в окислительный период при расходе 75-88 % электроэнергии за плавку присадку в

два приёма высокомагнезиального флюса «Магма», содержащего не менее 70 % MgO, в общем количестве 1200 кг на плавку.

Внедрение разработанных технологических режимов формирования по периодам плавки магнезиальных шлаков обеспечило высокий уровень основных технологических и технико-экономических показателей процесса. Продолжительность работы печи под током сократилась в среднем на 1,5 мин, удельный расход электроэнергии уменьшился в среднем на 15 кВтч/т. Достигнута рекордная стойкость огнеупорной футеровки печи, превышающая 1950 плавок за кампанию. Отмечено сокращение расхода огнеупорных материалов на футеровку и обслуживание печи (торкрет-массы, заправочные материалы) в среднем на 3,76 кг/т. При этом формируемые шлаки сохраняют высокие рафинирующие свойства, обеспечивая среднее содержание фосфора в металле в конце окислительного периода плавки на уровне 0,005 %.

Методология и методы исследования

Для решения поставленных задач использовались теоретические и экспериментальные методы исследования, включающие:

- численное моделирование влияние температуры металла и химического состава шлаков системы CaO-SiO2-FeO-AbO3-MnO-P2O5 на концентрацию насыщения оксидом магния с использованием метода симплексных решеток планирования, позволяющего построить математические модели, описывающие связь получаемого свойства с составом оксидной системы и графически отобразить результаты моделирования в виде диаграмм состав-свойство;

- исследование вязкости магнезиальных шлаков с использованием вибрационного вискозиметра конструкции С.В. Штенгельмейера;

- исследование структуры и фазового состава магнезиальных шлаков периода плавления и окислительного периода с использованием сканирующего растрового электронного микроскопа JSM-59000LV (Япония) и энергодисперсионного рентгеновского спектрометра Oxford INCA Energy 200 (Великобритания);

- проведение промышленных экспериментов на АО «Северский трубный завод» с выплавкой полупродукта в ДСП номинальной емкостью 135 тонн одношлаковым процессом;

- химический анализ проб металла и шлака с использованием спектрометра эмиссионного «Spectшlab» и анализатора рентгенофлуоресцентного «Spectro Xepos»;

- статистические методы обработки экспериментальных данных и анализ результатов промышленного эксперимента по оценке эффективности разработанной технологии выплавки стального полупродукта в ДСП-135 под вспененным шлаком.

Положения, выносимые на защиту

1. Результаты численного моделирования влияния температуры металла и химического состава шлаков на концентрацию насыщения оксидом магния.

2.Результаты теоретических и экспериментальных исследований рафинирующих свойств магнезиальных шлаков по периодам плавки в ДСП в зависимости от степени насыщения оксидом магния.

3. Результаты изучения вязкости и фазового состава магнезиальных шлаков в области насыщения оксидом магния и оценки их эффективности в формировании устойчивой шлаковой пены.

4. Результаты анализа влияния химического состава шлаков окислительного периода плавки на уровень их вспенивания и технико-экономические показатели процесса.

5. Результаты оценки эффективности внедрения технологии формирования магнезиальных шлаков, разработанного состава, по периодам плавки в ДСП.

Степень достоверности результатов

Достоверность и обоснованность полученных результатов, выводов и рекомендаций подтверждаются большим объемом результатов теоретических и экспериментальных исследований, выполненных в лабораторных и промышленных условиях с применением метода симплексных решеток планирования, известных моделей расчета концентрации насыщения шлаков

оксидом магния и равновесного содержания фосфора в металле, эффективностью разработанных и внедренных технологических решений. Достоверность и новизна технологических решений подтверждена патентом.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка и освоение технологии выплавки стального полупродукта в дуговой сталеплавильной печи под магнезиальными шлаками»

Апробация работы

Основные материалы и положения диссертационной работы доложены на международных и всероссийских конференциях: Международная молодежная научно-практическая конференция «Горизонты», 5-8 октября, 2012, Сочи, Россия; Международная конференция огнеупорщиков и металлургов, 29-30 марта, 2012, Москва, Россия; XII Международный конгресс сталеплавильщиков, 22-26 октября, 2012, Выкса, Россия; XIII Международный конгресс сталеплавильщиков, 12-18 октября, 2014, Полевской, Россия; XIV Международный конгресс сталеплавильщиков, 17-21 октября, 2016, Электросталь, Россия; XV Международный конгресс сталеплавильщиков, 15-19 октября, 2018, Тула, Россия; ХУ1 Международная конференция «Современные проблемы электрометаллургии стали», 5-9 октября, 2015, Магнитогорск, Россия; XVII Международная конференция «Современные проблемы электрометаллургии стали», 3-6 октября, 2017, Челябинск, Россия; XVIII Международная конференция «Современные проблемы электрометаллургии стали», 24-27 сентября, 2019, Первоуральск, Россия; Международная научно - практическая конференция «Абишевские чтения», «Гетерогенные процессы в обогащении и металлургии», 22-23 июня, 2011, Караганда, Казахстан; Международная научно-практическая конференции «Проблемы и перспективы развития горно-металлургической отрасли: Теория и практика», 17-18 сентября, 2013, Караганда, Казахстан; Международная научно-практическая конференция «Химия и металлургия комплексной переработки минерального сырья», 25-26 июня, 2015, Караганда, Казахстан; Международная научно-практическая конференция «Перспективы развития металлургии и машиностроения с использованием завершенных фундаментальных исследований и НИОКР», 3-5 июня, 2015, Екатеринбург, Россия; Международная научно-

практическая конференция, посвященная 110 - летию со дня рождения академика

А.М. Самарина «Физико-химические основы металлургических процессов», 25-28 ноября, 2019, Москва, Россия.

Личный вклад автора состоит в обосновании цели и задач исследования, планировании и проведение экспериментов, обработке и анализе полученных результатов, обсуждении основных положений научного исследования и подготовке публикаций, внедрении технологии выплавки стального полупродукта в ДСП под магнезиальными шлаками разработанного состава.

Публикации.

Результаты выполненных исследований опубликованы в 20 статьях, в том числе 7 статей в изданиях, рекомендованных ВАК для опубликования результатов кандидатских и докторских диссертаций (из них 3 - статьи в журналах, цитируемых в базах данных Web of Science и Scopus). Получен патент РФ на изобретение.

Соответствие диссертации научной специальности. Диссертационная работа соответствует паспорту научной специальности 05.16.02 - Металлургия черных, цветных и редких металлов п. 4 «Термодинамика и кинетика металлургических процессов», п. 12 «Электрометаллургические процессы и агрегаты», п. 17 «Материало- и энергосбережение при получении металлов и сплавов».

Объем и структура работы.

Диссертационная работа состоит из введения, 6 глав, заключения, списка использованных источников из 105 наименования и 5 приложений. Диссертация изложена на 113 страницах текста, содержит 36 рисунков и 22 таблицы.

1 АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ

ИССЛЕДОВАНИЯ

Стратегия развития металлургической промышленности страны ставит перед металлургами в ряду приоритетных задач обеспечение конкурентоспособности металлопродукции за счет снижения энерго- и материалоемкости процессов ее производства. С каждым годом в структуре производства стали как у нас в стране, так и за рубежом прослеживается явно выраженная тенденция увеличения доли стали, выплавляемой в дуговых сталеплавильных печах (ДСП) [1-3]. Это связано с тем, что дуговая сталеплавильная печь является реактором с огромными технологическими возможностями. Основным требованием технологии выплавки стали в высокомощных ДСП является быстрое и экономичное расплавление шихты, обеспечивающее максимальную производительность при наименьшем износе футеровки. Это обеспечивается набором технических и технологических приемов, в том числе за счет экранирования электрических дуг.

Задача подвода большой мощности к расплаву предполагает экранирование и защиту от излучения дуг вспененными шлаками [4-13, 19]. При полном погружении дуг в шлак коэффициент использования энергии дуг повышается до 93 %, снижается тепловая нагрузка на футеровку, значительно уменьшаются колебания напряжения и силы тока. При этом повышается производительность дуговой печи и достигается экономия электроэнергии до 30 кВтч/т [5-7, 9].

На сегодняшний день одним из перспективных направлений улучшения технологических и технико-экономических показателей в электросталеплавильном производстве является выплавка полупродукта в ДСП под магнезиальными шлаками [10-19]. Технология выплавки полупродукта под магнезиальными шлаками обеспечивает повышение эффективности использования электрической энергии дуги за счет раннего формирования устойчивой шлаковой пены [10, 11, 13, 19] и увеличение стойкости огнеупорной футеровки ДСП за счет снижения агрессивного воздействия шлака на огнеупоры [12, 14-21].

Однако, как показывает практика, чрезмерное пересыщение шлаков MgO сопровождается их гетерогенизацией, снижением рафинирующих свойств и ухудшением отдельных технико-экономических показателей процесса [21-27].

В этой связи разработка и освоение технологии формирования по периодам плавки в ДСП магнезиальных шлаков рационального состава, обеспечивающих раннее формирование устойчивой шлаковой пены для введения максимальной электрической мощности, обладающих низким агрессивным воздействием на огнеупорную футеровку и сохраняющих высокие рафинирующие свойства, является весьма актуальной задачей, направленной на решение важной в электросталеплавильном производстве проблемы, сокращение энерго- и материалоемкости процессов выплавки стального полупродукта в современных ДСП.

1.1 Аналитический обзор влияния вспенивания шлака на технико-экономические показатели плавки в ДСП

Повышение технико-экономических показателей современных ДСП во многом зависит от максимального использования электрической мощности дуги, при работе на пониженных рабочих токах и высоких напряжениях, т.е. на длинных электрических дугах. В начале плавления шихты электрические дуги экранируются ломом, однако по мере расплавления металлошихты происходит их открытие, что вызывает интенсивное облучение стен и свода и как следствие снижение активной мощности, вводимой в печь. В связи с этим одной из главных задач является поддержание интенсивного электрического режима, как во время плавления, так и во время окислительного периода при работе на полностью жидкой ванне. Поэтому для снижения тепловых потерь излучением на стены и свод, а также для уменьшения их износа используют экранирование дуг шлаком [4-22, 28-36]. Однако простое увеличение массы шлака неэффективно - увеличение кратности шлака более 0,05-0,07 повышает расход электроэнергии на его плавление и нагрев, увеличивает потери шихты в виде оксидов железа и корольков, возрастает масса огнеупоров, растворенных шлаком [37]. В связи с этим толщину шлакового покрова увеличивают не за счет увеличения массы шлака, а путем вспенивания

шлака пузырями СО за счет окисления вдуваемого пылевидного углерода кислородом [4-22, 28-36].

Хорошо вспененный шлак закрывает электрические дуги, снижая тепловые потери через стенку печи и улучшая теплопередачу от дуг к жидкой ванне, способствуя сокращению расхода электроэнергии и износа огнеупорной футеровки. При работе печи на вспененном шлаке значительно улучшаются электрические характеристики дуги, так как сокращаются амплитуды скачков напряжения и тока, при этом снижается расход электроэнергии на 3-10 % и огнеупоров - 25-63 % [11].

По данным автора [8] теплопроводность шлаковой пены очень мала и не превышает по расчетам 3-4 Вт/мград, поэтому формирование вспененного шлака позволяет значительно повысить эффективность использования вводимой в ДСП электрической мощности. При свободном горении электрической дуги общая степень передачи энергии металлической ванне составляет ~ 36 % (рис. 1.1) [5-7,9,13]. Остальная энергия электрических дуг расходуется на облучение футеровки и водоохлаждаемых панелей печи. В зависимости от глубины погружения дуги в шлак и его теплопроводности степень передачи энергии ванне может достигать 65-93 %. Дуги, погруженные в шлак, горят стабильнее, уменьшаются колебания силы тока и напряжения, что позволяет повысить вводимую в печь мощность примерно на 15 %.

Рисунок 1.1 - Влияние вспененного шлака на эффективность теплопередачи от электрической дуги к металлической ванне [9]

Выполненное в работе [38] моделирование процессов излучения электрических дуг в 210-т ДСП показало, что мощность излучения дуг в рабочее

пространство печи обратно пропорциональна высоте слоя вспененного шлака (таблица 1.1). Показано, что для предотвращения прогорания стеновых водоохлаждаемых панелей необходимо экранировать вспененным шлаком не менее 75 % высоты дуги и не допускать облучения стен тепловым потоком. При этом можно на 25 % увеличить полезную энергию излучения дуг, что приведет к повышению скорости нагрева металла.

Таблица 1.1 - Влияние высоты шлака на степень экранирования и мощность излучения дуги в рабочее пространство 210-т ДСП [38]

Высота шлака, мм Экранирование дуги, % Открытая поверхность дуги, м2 Суммарная мощность излучения, МВт

0 0 0,1685 30,33

225 50 0,0842 15,15

450 100 0 0

Кроме тепловых потерь энергии дуги на излучение в сторону стен и свода, укрытие дуги шлаком способствует стабилизации ее горения, что особенно важно для печей переменного тока [9,10,34,39]. На рисунке 1.2 показаны результаты исследования изменения амплитуды первой гармоники и фазового напряжения дуги по ходу плавки на сверхмощной ДСП [36].

100

1ЛЮЛ1П101Л1010кГ)1П10Ю1П1ЛЮ1/)1Л1Л1Пи)и>1П1Л101Л1Л101Л1П1Л оооооооооооооооооооороо

О") £Т> С75 СП <7> ф0)0)0(7)0)0)(7)0)(7)ш0)0]0)0)фф0)с)0^0)0)0ф0)

Время

Рисунок 1.2 - Изменение амплитуды первой гармоники фазного напряжения по ходу плавки стального полупродукта в сверхмощной ДСП [36]

По ходу плавки отмечены изменения амплитуды первой гармоники фазного напряжения: прорезка колодцев, горение дуг в колодце при введении шлакообразующих в начале без вспенивания шлака, а затем с развитием окислительного процесса при вспенивании шлака. Видно, что при вспенивании шлака доля 1 -ой гармоники в общем сигнале напряжения возрастает и стабилизируется, при этом стабилизируется и электрический режим [36]. Возможно, укрытие дуги вспененным шлаком приводит к теплоизоляции зоны разряда и изменению состава дугового газа в сторону увеличения содержания легкоионизируемых компонентов шлака. Это способствует поддержанию высокой степени ионизации дугового газа при снижениях силы тока, а значит и стабилизации его проводимости. В результате устраняется резко колебательный характер изменения тока и напряжения дуги, снижаются уровни высших гармоник - высокочастотных составляющих тока и как следствие повышается активная мощность, снижаются электрические потери [40]. Кроме того, дуги переходят в режим длительного устойчивого горения. В итоге мощность, выделяющаяся на дугах, стабилизируется, что приводит к повышению скорости нагрева ванны при том же уровне потребляемой мощности из сети [36, 39, 40].

Исходя из вышеизложенного, следует, что эффективное вспенивание сталеплавильного шлака и поддержание его во вспененном состоянии на протяжении всего периода плавки обеспечит максимальное использование мощности электрических дуг.

1.2 Механизм вспенивания шлака в ДСП

Вспенивание шлака осуществляется, как правило на заключительной стадии расплавления металлошихты и в окислительный период работы печи на полностью жидкой ванне. Формирование пенистого шлака и поддержание его заданного уровня обеспечивается вдуванием порошкообразного углерода в шлак и газообразного кислорода в металл и (или) в шлак.

Результаты приведенных в работах [6, 10, 29, 31, 34] позволяют выделить два основных фактора, оказывающие влияние на развитие процесса вспенивания шлака

- это образование в ванне ДСП определенного количества газа и способность шлака его удерживать в своем объеме.

Механизм вспенивания сталеплавильного шлака, описанный авторами [38], представляет последовательность следующих реакций (1.1)-(1.3): газообразный кислород окисляет углерод, растворенный в металле

[С] + /{ О2} = {СО}, (1.1)

при этом часть газообразного кислорода расходуется на окисление железа с образованием (БеО)

Бе + /{О2} = (БеО). (1.2)

Инжектируемый в ванну углерод восстанавливает оксид железа по реакции (БеО) + С = Бе + {СО}. (1.3)

Действующая на пузырьки подъемная сила приводит к разрыву поверхности шлака и насыщению его пузырьками и, как следствие, пенообразованию.

Таким образом, совокупность протекающих в ванне ДСП реакций обеспечивает формирование мелких газовых пузырьков СО, которые при всплывании вспенивают шлак. Вспененный шлак представляет собой совокупность пузырьков СО, разделенных тонкими прослойками шлака. Процессы, протекающие во вспененном шлаке на протяжении всего времени существования,

- это укрупнение газовых пузырьков и сокращение межфазной поверхности. При укрупнении пузырьков изменяется структура вспененного шлака: размер и форма газовых пузырьков, их распределение по объему [8].

Различают поверхностную и объемную пену. В поверхностной пене множество мелких газовых пузырей собирается преимущественно в верхнем слое шлака. В объемной пене газовые пузыри размещены по всему объему шлака. Они разделены относительно толстыми шлаковыми прослойками. Скорость всплывания газовых пузырей при объемном вспенивании шлака мала вследствие повышенной вязкости шлака [48]. При малых размерах газового пузыря силы его всплывания недостаточны, чтобы преодолеть силы электростатического отталкивания, с которыми поверхности пленки стремятся оттолкнуться друг от друга. При этом наличие в шлаковых пленках твердых частиц очень малых

размеров повышает механическую прочность шлаковых пленок и препятствует объединению мелких газовых пузырей в более крупные и тем самым способствуют стабилизации пены [42].

Вспенивание шлака зависит не только от интенсивности газовыделения при окислении углерода, но и от физико-химических свойств шлака, к которым относят химический состав, основность, вязкость, поверхностное натяжение и наличие взвешенных твердых частиц, которые, как отмечалось выше, могут являться центрами зарождения газовых пузырей и стабилизировать пену [12].

Обобщение результатов ряда работ [5, 41-45] позволило формировать явление вспенивания шлака с помощью индекса вспенивания X, характеризующего время (т) прохождения пены высотой Н (м) пузырьками газа со скоростью и (м/с)

(1.4):

£=Н, (1.4)

и 47

Разработано несколько теоретических и эмпирических моделей, в которых индекс вспениваемости представлен в виде функции с основными физическими свойствами шлака, один из вариантов которого представлен в работе [42] зависимостью (1.5):

, (1.5)

(р-а)2

где к - эмпирическая константа, определяемая химическим составом шлака; ц -вязкость шлака, кг/м3; р - плотность, кг/м3; а - поверхностное натяжение, Н/м.

Из приведенного уравнения (1.5) следует, что наибольшее влияние на вспениваемость шлака оказывает его вязкость. Действительно, основным механизмом разрушения пены является вытеснение шлака из прослоек, разделяющих пузыри, в результате чего они (пузыри) сливаются друг с другом (рис. 1.3) [41-44].

Высокая вязкость шлака способствует пенообразованию, повышая механическую прочность прослоек жидкости между пузырями (рис.1.3). Однако необходимо поддерживать оптимальную вязкость шлака. Например, слой жидкого шлака вспенивающий газ проходит достаточно быстро и в результате пена не

образуется, а в излишне вязком шлаке возможен канальный режим течения газа также без образования пены [36, 41, 46].

Рисунок 1.3 - Схематическое изображение вытекания шлака, приводящего к разрушению пены [42], из прослоек, разделяющих пузыри

Авторами работы [47] был изучен процесс вспенивания сталеплавильного шлака, в зависимости от типа используемого углеродсодержащего материала и содержания БеО в шлаке. Показано, что такие свойства шлака, как вязкость и плотность, зависящие от содержания БеО, оказывают сильное влияние на процесс вспенивания. При увеличении содержания БеО в шлаке его вязкость снижается, а плотность увеличивается. При снижении вязкости и увеличении плотности шлака вспенивание шлака ухудшается. Установлена критическая концентрация БеО в шлаке составляющая около 25 % при которой достигается максимальная высота пены. При дальнейшем увеличении содержания БеО происходит снижение высоты вспененного шлака, несмотря на увеличение скорости химической реакции окисления углерода.

В работе авторов [48] отмечено, что при увеличении концентрации оксидов железа в шлаке превышающей более 40 % наблюдается резкий рост доли высшего оксида железа (Бе2Оз). При этом наряду с повышением потерь железа наблюдается ухудшение процесса пенообразования. Визуально шлак становиться как вода, теряя оптимальную вязкость, особенно при окисленности более 50 %. Для снижения расхода электроэнергии требуется удерживать общую окисленность шлака на

уровне не более 40 %. Это подтверждается тем, что на ПАО «ММК» с ростом окисленности шлака отмечено резкое увеличение расхода электроэнергии, что прямо указывает на недостаточное вспенивание.

Для определения оптимального для вспенивания состава шлака авторы [10, 12, 13] рекомендуют использовать изотермические сечения фазовых диаграмм. Пример изотермического сечения фазовой диаграммы системы FeO-MgO-SiO2-CaO-Al2O3 показан на рисунке 1.4 [12, 13]. Данная диаграмма является примером основных средств, используемых фирмой LTW Refractories Applied Technology для описания свойств шлаков, образующихся в электродуговых печах. На диаграмме выделены основные фазы, формируемые в шлаках ДСП при температуре 1600 °С и основности 2,0. При этом основность шлака определяется отношением содержания оксида кальция к суммарному содержанию глинозема и кремнезема.

Рисунок 1.4 - Изотермическое сечение фазовой диаграммы системы FeO-MgO-SiO2-CaO-Al2O3 для температуры 1600 °С и основности шлака 2,0 [12, 13]

Область на диаграмме, обозначенная пунктирной линией, характеризует оптимальный для вспенивания состав шлака. Она занимает около 6 % от области ликвидус. Видно, что в очерченной области в жидком шлаке присутствуют растворенное химическое соединение 2CaO•SiO2 и твердый раствор MgO-FeO, которые способствуют вспениванию шлака. По ходу плавки содержание FeO в шлаке увеличивается за счет окисления железа вдуваемым кислородом. Это приводит к изменению состава шлака от точки К к точкам К1 и К2, что

сопровождается повышением жидкотекучести шлака. Если в точке К1 произвести присадку MgO и поддерживать его содержание в шлаке, компенсируя увеличение содержания БеО, то состав шлака будет оставаться оптимальным для вспенивания. Начальное содержание MgO в шлаке также имеет большое значение. Видно, что шлак состава Т не выходит в область благоприятного состава даже после присадки MgO.

Авторы работы [12, 13] при использовании изотермических сечений фазовых диаграмм отметили, что шлаки с химическим составом, соответствующим области с магнезиальным вюститом плюс жидкая фаза и близким к пунктирной линии, будут не только хорошо пениться при вдувании углерода, но также будут полностью совместимыми с магнезиально-углеродистыми огнеупорами. Работа со шлаками участка MgO-FeO+L не только обеспечивает их совместимость с огнеупорами, но также позволяет ассимилировать большое количество БеО при сохранении хорошего вспененного состояния шлаков.

Хорошее вспенивание шлака также возможно на участке 2Са0•Si02+L (область насыщения СаО в присутствии жидкой фазы). Однако необходимо точное регулирование содержания БеО в шлаке, чтобы можно было поддержать процесс вспенивания. Шлаки этого жидкого участка очень чувствительны к повышению содержания БеО, которое может перевести шлак из состояния хорошего вспенивания в полностью жидкое состояние. Шлаки полностью жидкого участка не имеют достаточной вязкости для устойчивого вспенивания.

В работе [6] приводится диаграмма, характеризующая области «низкой» и «высокой» вспениваемости шлака для условий жидкого интервала «температур ванны» (рис. 1.5). Область I соответствует шлакам с высокой активностью БеО сравнительно невысокой основности. Область II соответствует шлакам с невысокой активностью БеО и низкой основностью. Область III соответствует шлакам с высокой активностью БеО и основностью. При этом основность шлаков определялась как отношение (СаО + Mg0 + МпО) / ^Ю2 + А12О3 + Р2О5). Было показано, что повышение основности шлака приводит к повышению его вязкости, даже если он содержит значительное количество БеО (переход от а и в к д). При

этом повышение основности высокожелезистых шлаков до определенного момента не вызывает повышения их вязкости и вспениваемости (переход от а к в), и только после превышения основсти над некоторым значением, соответствующим началу выделения из гомогенного расплава твердых частиц, вязкость возрастает (переход от в к д).

Рисунок 1.5 - Влияние основности и активности оксидов железа на вспениваемость шлака [6]: а - активность БеО в шлаках; б - области составов, характеризующие однотипные вспениваемость шлаков и скорость окисления

шлаками вдуваемого угля

В работе [49] была предпринята попытка повысить вязкость шлака и его вспенивание за счет роста основности шлака (СаО/БЮ2) присадками больших масс извести без использования магнийсодержащих материалов при формировании шлаков окислительного периода плавки. Опытно-промышленные испытания этого варианта не обеспечили повышения его вязкости и формирования устойчивой шлаковой пены из-за практического отсутствия высокотемпературных фаз магнезиовюстита и магнезиоферрита при нестабильно высоком содержании БеО в шлаке. При этом повышенный расход извести привел к увеличению массы шлака и ухудшению технико-экономических показателей выплавки полупродукта.

Таким образом, приведенный краткий аналитический обзор показывает, что формирование устойчивой шлаковой пены по ходу плавки в ДСП является одним из перспективных направлений снижения энерго - и материалоемкости процесса

выплавки полупродукта. Для вспенивания шлака нужен не только пенящийся реагент, содержащий соответствующие реагирующие с кислородом компоненты для формирования СО, но и оптимальная вязкость шлака. Уникальными возможностями эффективного вспенивания шлака на сегодняшний день обладают магнезиальные шлаки, формирование которых не только хорошо экранируют дугу, позволяя вводить при этом максимальную электрическую мощность в печь, но и обеспечивают полное соответствие формируемого шлака с магнезиальной футеровкой печи.

1.3 Отдельные технологические приемы формирования шлаковой пены в

ДСП

На сегодняшний день применяют ряд технологических приемов вспенивания шлака в ДСП за счет использования различных материалов, содержащих углерод [8, 50-54].

Одним из технологических приемов вспенивания шлака является использование жидкого или твердого чугуна, в результате происходит науглероживание ванны. Однако данный метод мало эффективен для хорошего вспенивания шлака вследствие повышенной вязкости шлака и канального режима течения газа без образования пены [8].

Наиболее эффективным методом вспенивания шлака и экранирование дуги в ДСП является вдувание угольного порошка (коксика или антрацита) и продувка ванны кислородом через стеновые фурмы, манипуляторы или фурмы, вводимые через свод печи или вручную через рабочее окно. Углерод наиболее целесообразно вдувать в зону ниже уровня раздела «шлак» - «металл» с целью улучшения процесса науглероживания сталеплавильной ванны. Расход углерода для создания вспененного шлака необходимой высоты на современных печах поддерживают на уровне 6-10 кг/т [8].

При использовании металлизованных окатышей или брикетов из оксидов железа с углеродом интенсивное вспенивание шлака возможно и без дополнительного вдувания в шлак углерода [50-53]. Это связано с тем, что

металлизованные окатыши имеют в своей структуре углерод, и при непрерывной подачи окатышей в печь, они попадают на границу раздела шлак-металл. В результате окисления углерода окатышей формируются мелкие пузыри оксида углерода в объеме шлака с образованием пены.

Исследование особенностей вспенивания шлака c использованием металлизованных окатышей проводили на 150-т ДСП [53]. Установлено, что эффективное вспенивание шлака в 150-т дуговой печи обеспечивается при загрузке металлизованных окатышей со степенью металлизации 89-92 % со скоростью 2735 кг/с. В ходе исследования в период интенсивного вспенивания шлака отмечено снижение температуры охлаждающей воды стеновых панелей на 5-7 °С, что свидетельствует о сокращении потока тепла, направленного на стены, и увеличении его поступления в ванну при прочих равных условиях. Все это позволяет снизить тепловые потери с охлаждающей водой в среднем за плавку на 2 МВтч. Однако анализ особенностей работы дуговых сталеплавильных печей по технологии с непрерывной загрузкой металлизованных окатышей показывает, что для расплавления металлизованных окатышей необходимо перегревать ванну. Это приводит к значительному повышению удельного расхода электроэнергии, и снижению энергетического и теплового КПД процесса.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Ушаков Максим Владимирович, 2021 год

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

1. Григорович, К.В. Современное состояние черной металлургии и направления ее развития в цифровой экономике / К.В. Григорович // Труды XV Международного конгресса сталеплавильщиков, 15-19 октября, 2018. Россия, Москва-Тула. - С. 42-59.

2. Юзов, О.В. Тенденции развития мирового рынка стали / О.В. Юзов, А.М. Седых // Сталь. - 2017. - №2. - С. 66-67.

3. Юзов, О.В. Тенденции изменения производственных и экономических показателей металлургических и трубных предприятий России / О.В. Юзов, А.М. Седых, Т.М. Петракова // Труды XIV Международного конгресса сталеплавильщиков, 17-21 октября, 2016. Россия, Электросталь. - С. 21-31.

4. Кожухов, А.А. Развитие научных основ вспенивания сталеплавильных шлаков с целью повышения энерготехнологических показателей производства стали в дуговых сталеплавильных печах: дис. ... докт. техн. наук: 05.16.02 / Кожухов Алексей Александрович. - Москва, 2016. - 375 с.

5. Бигеев, В.А. Особенности работы ДСП на длинных дугах / В.А. Бигеев, А.Е. Малофеев, А.В. Пантелеев и др. // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова. - 2006. -№ 4. - С. 20.

6. Ameling, D. Untersuchungen zur Sehaumschlackenbildung im Electrolichtbogenofen / D. Ameling, J. Petry, M. Sittard // Stahl und Eisen. - 1986. - V. 11. - pp. 625-630.

7. Поррачин, П. Вспенивание шлака / П. Поррачин, Д. Онести // Электрометаллургия. - 2005. - № 3. - С. 25

8. Шалимов, А.Г. Формирование вспененных шлаков в дуговой сталеплавильной печи / А.Г. Шалимов // Электрометаллургия. - 2013. - № 9. - С. 8-13.

9. Pfeifer, Н. Thermodynamic analysis of EF electrical demand / Н. Pfeifer, М. Kirschen, J.P. Simoes // Proceedings EEC, 9-11 Mai, 2005. Birmingham, UK.

10. Поррачин, П. Роль вспенивания шлака в оптимизации тепловой работы ДСП переменного тока / П. Поррачин, Д. Онести, А. Гроссо, Ф. Миани // Сталь. -2005. - № 4. - С. 84-86.

11. Луз, А.П. Вспенивание шлака в ДСП / А.П. Луз, Т.А. Авила, П. Бонадиа // Новости чёрной металлургии за рубежом. - 2011. - № 5. - С. 24-26.

12. Сэнфорд, Д. Увеличение стойкости огнеупоров на ДСП фирмы PACIFIC STEEL, Новая Зеландия / Д. Сэнфорд, В. Гарсайд, К. Шонвилль // Новости чёрной металлургии за рубежом. - 2005. - № 1. - С. 25-26.

13. Sanford, D. EAF Refractor Performance at Pacifik Steel / D. Sanford, B. Garside, C.Schonewille //Iron and Steel Technology. - 2004. - V (1.8). - pp. 48-55.

14. Шюрман, Э. Доломитизированная известь в качестве шлакообразующей присадки с целью снижения износа футеровки дуговых электропечей / Э. Шюрман, И. Кольм, П. Шмеле, Р. Мюнх // Черные металлы. - 1983. - № 18. - С. 15-22.

15. Бабенко, А.А. Разработка и промышленные испытания технологии выплавки стали в сверхмощных электродуговых печах под магнезиальными шлаками / А.А. Бабенко, С.А. Спирин, В.П. Ященко, И.В. Некрасов // Бюллетень Черная металлургия. - 2008. - № 6. - С. 57-59.

16. Демидов, К.Н. Высокомагнезиальные флюсы для сталеплавильного производства / К.Н. Демидов, Т.В. Борисова, А.П. Возчиков, Е.А. Терентьев, И.Г. Марясев. - М., Завод брикетированных материалов. - 2013. - 280 с.

17. Шевченко, Е.А. Повышение стойкости футеровки дуговых сталеплавильных печей путем совершенствования шлакового режима с применением магний содержащих материалов / Е.А. Шевченко, А.Н. Шаповалов, Е.В. Братковский // Черные металлы. - 2018. - № 9. - С.16-21.

18. Морозов, А.Н. Современное производство стали в дуговых печах / А.Н. Морозов. - Челябинск: Металлургия, 1987. - 175 с.

19. Мерц, М. Новые данные по использованию пенистого шлака при выплавке высокохромистых сталей / М. Мерц, Т. Пипер, В. Штайн // Черные металлы. - 2006. - № 6. - С. 46-49.

20. Шюрман, Э. Влияние растворенной MgO на стойкость доломитовой футеровки кислородных конверторов / Э. Шюрман, Г. Манн, Д. Ноле и др. // Черные металлы. - 1985. - №3. - С. 33-41.

21. Бабенко, А.А. Влияние содержания оксида магния на рафинирующие свойства конвертерных шлаков / А.А. Бабенко, Л.Ю. Кривых, В.В. Левчук // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 2010. - № 4. - С. 20-23.

22. Обст, К.Х. Воздействие на растворение извести добавками природных и синтетических флюсов / К.Х. Обст, Ю. Штрадман, М. Редер // Черные металлы. -1978. - №6. - С. 834-841.

23. Обст, К.-Х. О растворимости окиси магния в кислородно-конвертерных шлаках / К.-Х. Обст, Э. Шюрман, Г. Ман, Д. Нолле // Черные металлы. -1980. -№20. - С.23-28.

24. Воронов, В.Ф. Мероприятия производственной стратегии, влияющие на производительность конверторов при выплавке стали / В.Ф. Воронов // Новости черной металлургии за рубежом. - 2009. - №5. - С.30-32.

25. Hideaki, Suito. Phosphorus distribution between liquid iron and MgO saturated slags of the system CaO-MgO-FeO-SiO2 / Hideaki Suito, Ryo Inoue, Minoru Takada // Trans.of Iron and Stell inst. Japan. - 1981. - V.21. - №4. - pp.250-259.

26. Левада, А.Г. Дефосфорация чугуна с повышенным содержанием фосфора в конвертере / А.Г. Левада, Д.Н. Макаров В.Б. Захаров, О.К. Токовой // Сталь. -2008. - №3. - С.32-33.

27. Сарычев, А.Б. Технологические особенности обеспечения заданных содержаний серы и фосфора при производстве низколегированной стали / А.Б. Сарычев, О.А. Николаев, А.Ф. Сарычев, Д.Н. Чигасов и др. // Сталь. - 2006. - №12. - С. 15-18.

28. Кожухов, А.А. Энергосберегающие технологии выплавки стали на основе вспенивания сталеплавильных шлаков / А.А. Кожухов // LAP LAMBERT Academic Publishing. - 2011. - 357 с.

29. Morales, R.D. The slag foaming practice in EAF and its influence on the steelmaking shop productivity / R.D. Morales, F. Lopez, J. Camacho et.al. // ISIJ International. - 1995. - V.35. - №9. - pp.1054-1062.

30. Лопухов, Г.А. Вспенивание шлака и его контроль при выплавке коррозионно-стойкой стали в дуговой печи / Г.А. Лопухов // Электрометаллургия.

- 2000. - №2. - С. 45.

31. Петер, М. Вспенивание шлаков в процессе выплавки в дуговой печи / М. Петер, К. Кох, Я. Ламут и др.// Черные металлы. - 2000. - №3. - С. 26-33.

32. Мерц, М. Новые данные по использованию пенистого шлака при выплавке высокохромистых сталей / М. Мерц, Т. Пипер, В. Штейн и др. // Черные металлы. - 2006. - №6. - С. 46-49.

33. Лопухов, Г.А. Контроль вспенивания шлака в дуговой печи / Г.А. Лопухов // Электрометаллургия. - 2001. - №3. - С. 40.

34. Корчагин, К.А. Влияние углеродсодержащих материалов на характеристики вспенивания шлака при дуговой плавке / К.А. Корчагин // Новости черной металлургии за рубежом. - 2006. - №5. - С.30.

35. Sardar, M. Control of final nitrogen content during steelmaking by the EAF VAD CC route / M. Sardar, K. Patwary, A. Ray et.al. // Steel Times International. - 2007.

- V.9. - P.22-30.

36. Некрасов, И.В. Обзор исследований по шлаковому режиму электропечей / И.В. Некрасов, О.Ю. Шешуков, А.А. Метелкин, А.В. Сивцов и др. // Электрометаллургия. - 2016. - №6. - С.28-35.

37. Поволоцкий, Д.Я. Выплавка легированной стали в дуговых печах / Д.Я. Поволоцкий, Ю.А. Гудим. - М.: Металлургия, 1987. - 136 с.

38. Gonzalez, O.J. P. Effect of arc length on fluid flow and mixing phenomena in AC arc furnaces / O.J. Gonzalez P. et al. // ISIJ Int. - 2012. - V.52. - № 5. - pp. 804-813.

39. Агапитов, Е.Б. Управление тепловыми и электрическими режимами агрегата ковш-печь / Е.Б. Агапитов, Г.П. Корнилов, Т.Р. Храмшин и др. // Электрометаллургия. - 2006. - №6. - С. 11-16.

40. Тимошенко В.В. Экономия электроэнергии на электрометаллургических предприятиях / В.В. Тимошенко. - М.: Металлургия, 1962. - 189 с.

41. Сосонкин, О.М. Уменьшение угара металла при выплавке стали в высокомощных дуговых печах / О.М. Сосонкин // Сталь. - 2008. - №8. - С. 40-42.

42. Jung, S. Foaming characteristics of BOF slags / S. Jung, R.J. Fruehan // ISIJ International. - 2000. - Vol. 40. - № 4. - pp. 348-355.

43. Ito, K. Study on the foaming of CaO-SiO2-FeO slags: Part 1. Foaming parameters and experimental results / K. Ito, R.J. Fruehan // Metallurgical Transactions, B. - 1989. - Vol. 20B. - pp. 509-514.

44. Zhang, Y. Effect of carbonaceous particles on slag foaming / Y. Zhang, R.J. Fruehan // Metallurgical Transactions, B. - 1995. - Vol. 26B. - pp. 813-819.

45. Gou, H. A multiphase fluid mechanics approach to gas holdup in bath smelting process / H. Gou, G. Irons, W. Lu // Metallurgical Transactions, B. - 1996. - Vol. 27B. -pp. 195-201.

46. Kapilashrami, A. Foaming of slags under dynamic conditions / A. Kapilashrami, M. Gornerup, A. Lahiri et al. // Metallurgical Transactions, B. - 2006. -Vol. 37B. - pp. 109-117.

47. Экспериментальное определение высоты вспененного шлака и скорости реакции C-FeO // Новости чёрной металлургии за рубежом. - 2011. - № 3. - С. 2730.

48. Бигеев, В.А. Параметры окисленности шлака в современной дуговой сталеплавильной печи / В.А. Бигеев, А.Е. Малофеев, Е.Б. Агапитов, А.Н. Федянин, А.В. Брусникова // Сталь. - 2011. - № 2. - С. 22-23.

49. Некрасов И.В. Разработка рационального режима плавки стального полупродукта в сверхмощных дуговых электропечах: дисс. ... канд. техн. наук: 05.16.02 / Некрасов Илья Владимирович. - Екатеринбург, 2010. - 145 с.

50. Кожухов, А.А. Исследование роли металлизованных окатышей при вспенивании шлака в современных ДСП / А.А. Кожухов // Электрометаллургия. -2012. - № 11. - С. 11-16.

51. Сазонов А.В. Исследование процесса плавки окатышей при дуговом нагреве в печи полыми электродами с целью энергосбережения: дисс. ... канд. техн. наук / Сазонов Алексей Викторович. - Москва, 2009. - 175 с.

52. Бартеньева О.И. Разработка энергосберегающего режима электроплавки металлизованных окатышей на базе исследований тепловых и массообменных процессов. дис. ... канд. техн. наук / Бартеньева Ольга Ивановна. - Москва, 2001. -180 с.

53. Кузнецов, Л.Н. Совершенствование выплавки электростали с использованием металлизованного сырья при дуговом нагреве / Л.Н. Кузнецов, М.В. Гейхман // Бюллетень «Черметинформация». - 1982. - Вып 3. - 30 с.

54. Sahajwalla, V. Novel Industrial Trials Demonstrating the Use of Plastics for EAF Slag Forming / V. Sahajwalla, M. Rahman, R. Khanna // AISTech Transactions. -2009. - V 3. - pp. 32-34.

55. Некрасов, И.В. Влияние способов интенсификации электроплавки на стойкость футеровки ДСП / И.В. Некрасов, О. Ю. Шешуков, В.С. Гуляков // Проблемы чёрной металлургии и материаловедения. - 2008. - № 4. - С. 82-85.

56. Суворов, С.А. Воздействие расплава шлака на огнеупор / С.А. Суворов, П.В. Плюхин // Новые огнеупоры. - 2005. - № 6. - С. 86-89.

57. Экспериментальное определение высоты вспененного шлака и скорости реакции С-FeO // Новости черной металлургии за рубежом. - 2011. - № 3. - С. 2730.

58. Хорошавин, Л.Б. Магнезиальные огнеупоры / Л.Б. Хорошавин, В.А. Перепелицын, В.А. Коконов. - М.: Интермет Инжениринг, 2001. - 576 с.

59. Попель, С.И. Теория металлургических процессов / С.И. Попель, А.И. Сотников, В.Н. Бороненков. - М.: Металлургия, 1986. - 463 с.

60. Бигеев, В.А. Металлургические технологии в высокопроизводительном электросталеплавильном цехе / В.А. Бигеев, А.М. Столяров, А.Х. Валиахметов. -Магнитогорск: Гос.техн. ун-та им. Г.И. Носова, 2014. - 308 с.

61. Кудрин, В.А. Технологические процессы производства стали / В.А. Кудрин, В.А. Шишимиров. - Ростов на Дону: Феникс, 2017. - 302 с.

62. Бигеев, А.М. Металлургия стали. Теория и технология плавки стали / А.М. Бигеев, В.А. Бигеев. - Магнитогорск: МГТУ, 2000. - 544 с.

63. Соболев, В.Ф. Физико-химическая модель оптимизации шлакового режима плавки для дуговых печей / В.Ф. Соболев, А.А. Чичко, А.Н. Чичко и др. // Металлургия машиностроения. - 2008. - №3. - С. 14-17.

64. Раздув шлака в кислородном конвертере емкостью 300 т на фирме Bao Steel и кристаллографическая структура шлака // Новости черной металлургии за рубежом. - 2001. - № 2. - С. 48- 49.

65. Бигеев А.М. Металлургия стали / А.М. Бигеев. - М.: Металлургия, 1988. - 480 с.

66. Попов, К.В. Низкотемпературная хрупкость стали и деталей машин / К.В. Попов, В.Г. Савицкий - М.: машиностроение, 1979. - 192 с.

67. Калинников, Е.С. Хладостойкая низколегированная сталь / Е.С. Калинников - М.: металлургия, 1976. - 288 с.

68. Ершов, Г.С. Свойства металлических расплавов и их взаимодействие в сталеплавильных процессах / Г.С. Ершов, Ю.Б. Бычков - М.: Металлургия, 1983. -216 с.

69. Шульте, Ю.А. Хладостойкие стали / Ю.А. Шульте - М.: Металлургия, 1970. - 224 с

70. Бабенко, А.А., Теория и технология передела фосфористых чугунов в кислородных конвертерах / А.А. Бабенко, Л.А. Смирнов. - Екатеринбург, ИМЕТ УрО РАН. - 2018. - С.12

71. Настюшкина, А.В. Совершенствование технологии производства стали с целью обеспечения содержания фосфора менее 0,005% / А.В. Настюшкина, С.В. Костин, Е.А. Шевченко, А.А. Шевченко // Теория и технология металлургического производства. - 2017. - №4. - C. 14-17.

72. Соболев, В.Ф. Термодинамика химических процессов распределения фосфора в процессе плавки в сталеплавильных печах / В.Ф. Соболев // Литье и металлургия. - 2006. - № 38. - С. 20-23.

73. Дюдкин, Д.А. Современная технология производства стали / Д.А. Дюдкин, В.В. Кисиленко. - М.: Теплотехник, 2007. - 528 с.

74. Голов, А.А. Влияние постоянных примесей на внутренние трещины слябовой непрерывнолитой заготовки / А.А. Голов, Е.А. Шевченко // Наука и производство Урала. - 2016. - №12. - С.6-9.

75. Кудрин, В.А. Теория и технология производства стали / В.А. Кудрин. -М.: Мир: ООО «Издательство АСТ», 2003. - 528 с.

76. Бабенко, А.А. Теоретические основы и технология плавки в кислородных конверторах и ДСП под магнезиальными шлаками / А.А. Бабенко, Л.А. Смирнов, Л.Ю. Михайлова и др. // Труды XIV Международного конгресса сталеплавильщиков, 17-21 октября, 2016. Россия, Электросталь. - С. 157-162.

77. Бабенко, А.А. Термодинамика и кинетика деформации железоуглеродистого металла под магнезиальными шлаками / А.А. Бабенко, Л.Ю. Михайлова, М.В. Ушаков, и др. // Расплавы. - 2015. - №3. - С. 53-60.

78. Зуев, М.В. Комплекс технологических решений снижения энерго- и материалоемкости процесса выплавки стального полупродукта в современных ДСП / М.В. Зуев, А.А. Бабенко, С.П. Бурмасов и др.// Металлург. - 2014. - №7. - С. 45-49.

79. Ким, В.А. Использование метода симплексных решеток для построения диаграмм типа состав - вязкость / В.А. Ким, А.А. Акбердин, И.С. Куликов и др. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 1980. - №9. - С.167.

80. Ким, В.А. Планирование эксперимента при исследовании физико -химических свойств металлургических шлаков / В.А. Ким, Э.Н. Николай, А.А. Акбердин и др. - Алма-Ата: Наука, 1989. - С. 167.

81. Чемлева, Т.А. Применение симплекс-решетчетого планирования при исследовании диаграмм состав-свойство / Т.А. Чемлева, Н.Г. Микешина // Новые идеи в планировании эксперимента. - М., 1969. - С. 191-208.

82. Охотский, В.Б. Модели металлургических систем / В.Б. Охотский. -Днепропетровск: Системные технологии, 2006. - 287 с.

83. Явойский, В.И. Теория процессов производства стали / В.И. Явойский. -М.: Металлургия, 1967. - 790 с.

84. Баптизманский, В.И. Теория кислородно-конверторного процесса / В.И. Баптизманский. - М.: Металлургия, 1975. - 376 с.

85. Сидоренко, М.Ф. Теория и технология электроплавки стали / М.Ф. Сидоренко. - М.: Металлургия, 1985. - 270 с.

86. Окороков, Б.Н. О влиянии погрешности определения химического состава на возможность выплавки заданной марки стали / Б.Н. Окороков, А.А. Бабенко, С.В. Коминов и др. // Известия Вузов. Черная металлургия. - 1982. - №2 1. - С. 43-45.

87. Бабенко, А.А. Динамика окисления фосфора при продувке высокофосфористых чугунов в большегрузных конверторах: дисс. ... канд. техн. наук /Бабенко Анатолий Алексеевич. - М., 1981. - 127 с.

88. Рожков, И.М. Математические модели конверторного процесса / И.М. Рожков, О.В. Травин, Д.И. Туркенич. - М.: Металлургия, 1978. - 184 с.

89. Кочо, В.С. Физико-химические и теплофизические особенности современного мартеновского процесса / В.С. Кочо, В.А. Ерошенко. - М.: Металлургия, 1974. - 224 с.

90. Казачков, Е.А. Расчеты по теории металлургических процессов / Е.А. Казачков. - М.: Металлургия, 1988. - 288с.

91. Бороненков, В.Н. Моделирование структуры и процессов межфазного взаимодействия в системе металл-оксидный расплав-газ / В.Н. Бороненков, М.И. Зиниград, Л.И. Леонтьев и др. - Екатеринбург: ИМЕТ УрО РАН, 2010. - 451 с.

92. Меджибожский, М.Я. Основы термодинамики и кинетики сталеплавильных процессов / М.Я. Меджибожский. - Киев-Донецк: Вища школа, 1979. - 280 с.

93. Григорян, В.А. Теоретические основы электросталеплавильных процессов / В.А. Григорян, Д.Н. Белянчиков, А.Я. Стомахин. - М.: Металлургия, 1987. - 272 с.

94. Winkler, T.B., Chipman I. // Trans AIME. - 1946. - V.167. - рр.111

95. Кнюппель, Г. Равновесие фосфор -кислород между жидким железом и фосфатными шлаками, насыщенными известью / Г. Кнюппель, Ф. Отерс // Чер.металлы. - 1961. - №22. - С.67-82

96. Рыженков, Д.И. Теория металлургических процессов / Д.И. Рыженков, П.П. Арсентьев, В.В. Яковлев и др.-М.: Металлургия, 1989. - 322 с.

97. Темкин, М.И. Смеси расплавленных солей как ионные растворы / М.И. Темкин // Журнал физической химии. - 1946. - Т.20. - Вып.1. - С.105-110.

98. Самарин, А.М. Равновесные распределения серы между металлом и шлаком с точки зрения ионной природы шлаков / А.М. Самарин, Л.А. Шварцман, М.И. Темкин // Журнал физической химии. - 1946. - Т.20. - Вып.1. - С.111-123.

99. Кожеуров, В.А. Термодинамика металлургических шлаков / В.А. Кожеуров. - М.: Металлургиздат, 1955. - 163 с.

100. Бабенко, А.А. Термодинамическая модель прогноза равновесного содержания фосфора в металле под шлаком различных периодов конвертерной плавки / А.А. Бабенко // Сб. научн. тр. «Конвертерное производство стали». -Екатеринбург: УрО РАН, 2003. - С. 19-24.

101. Волкодаев, А.Н. Вспенивание хромистого шлака в высокомощной дуговой печи / А.Н. Волкодаев, О.К. Токовой, В.П. Звонарев, С.Н. Прокофьев // Сталь. - 1997. - № 6. - С. 46-48.

102. Ушаков, М.В. Влияние химического и фазового состава магнезиальных шлаков на эффективность их вспенивания в процессе выплавки в ДСП / М.В. Ушаков, А.А. Бабенко, В.Г. Кузякин, А.И. Степанов, В.Г. Цикарев // XVI Международная конференция «Современные проблемы электрометаллургии стали», 24-27 октября, 2014. Россия, Электросталь. - С. 50-55.

103. Корнилов, Г.П. Анализ и оптимизация электрических режимов сверхмощных дуговых сталеплавильных печей / Г.П. Корнилов, А.А. Николаев, Т.Р. Храмшин, Т.Ю. Вахитов // Электрометаллургия. - 2013. - №7. - С. 2-10.

104. Технологическая инструкция. Выплавка стали в ДСП. ТИ 162 Ст.Э-01-

2018

105. Патент РФ №2493263 С21С 5/52. Способ выплавки стали в дуговой

сталеплавильной печи / Бабенко А.А., Бурмасов С.П., Воронцов А.В., С /Житлухин Е.Г., Ушаков М.В., Зуев М.В., Зубаков Л.В., Мурзин А.В., Петров С.М., Спирин С. А., Степанов А.И. Заявитель и патентообладатель: ОАО «Северский трубный завод» (RU); Заявка № 2012131249/02; Заявл. 20.07.2012; Опубл. 20.09.2013; Бюл. № 26.

Расчет коэффициентов полиномиальной модели третьего порядка

Оксидную систему СаО-8Ю2-Ре0-Мп0-Р205-А1203 аппроксимируем до трехкомпонентной смеси, т.к. содержания МпО, Р205, А1203 постоянны.

Расчет коэффициентов полиномиальной модели третьего порядка для треугольника У1 У2 У3.

Для данной трехкомпонентной смеси коэффициенты регрессии вычисляются из следующих выражений (Р1 , Р2 , Р3 , 71, 72, 73):

Р1 = У1, р2 = У2, Р3 = У3,

9

Р12= - • (У 12 + У13 - У1 - У2 )

9

Р13= - • (У121 + У132 - У1 - Уз )

9

Р23= - • (У 21 + У22 - У2 - Уз ) 9

712= - • (3 • У12 - 3 • У13 - У1 + У2 ) 713= 9 • (3 • У121 - 3 • У132 - У1 + Уз ) 723= 9 • (3 • У21 - 3 • У22 - У2 + Уз )

27 9

Р 123 = 27 • У131 - — • (У12 + У13 + У121 + У132 + У21 + У22 ) + - • (У1 + У2 + Уз )

коэффициенты регрессии для температуры 1550 °С

Р1 = 10,42, Р2 = 6,67, Р3 = 6,58,

Р12= 9 (8,90 + 7,64 - 10,42 - 6,67)

4

9

Р13= 9 (8,86 + 7,57 - 10,42 - 6,58)

4

9

Р23= - (6,64 + 6,61 - 6,67 - 6,58)

4

9

712= 9 (3- 8,90 - 3- 7,64 -10,42 +6,67)

4

9

713= 9 (3-8,86 - 3-7,57 -10,42+6,58)

4

9

723= 9 (3-6,64 - 3-6,61 - 6,67 + 6,58)

4

27 9

в 123 = 27 • У131 - — • (У12 + У13 + У121 + У132 + У21 + У22 ) + ^ (У1 + У2 + Уз )

в 123 = 27 • 7,62 - 27 (8,90 +7,64+8,86+7,57+6,64+6,61)+ 9 • (10,42+6,67+6,58)

4 4

коэффициенты регрессии для температуры 1650 °С

в1 = 12,0 , в2 = 7,47 , в3 = 7,37 ,

в12= 9 (10,16 + 8,65 - 12,0 - 7,47)

4

9

в13= 9 (10,11 + 8,56 - 12 - 7,37)

4

9

в23= 9 (7,44 + 7,41 - 7,47 - 7,37)

4

9

712= 9 (3 10,16 - 3-8,65 - 12,0 + 7,47) 713= 9 (3 10,11 - 3 ■ 8,56 - 12 + 7,37) 723= 9 (3-7,44 - 3-7,41 - 7,47 + 7,37)

4

в 123 = 27 • 9,62 - 27 (10,16 + 8,65 + 10,11 + 8,56 +7,44 + 7,41) + 9- (12 + 7,47 + 7,37)

44

Расчет коэффициентов полиномиальной модели третьего порядка для треугольника У1 У4 У3.

Для данной трехкомпонентной смеси коэффициенты регрессии вычисляются из следующих выражений (в1 , в4 , в3 , Уь У2, У3):

в1 = У1 ,

в4 = У4,

р3 = У3,

Р12= - • (У42 + Ун - У1 - У4 )

9

Р13= - • (У121 + У1з2 - У1 - Уз )

9

Р23= " • (Уз2 + Уз1 - У4 - Уз ) 9

712= - • (3 • У42 - 3 • У41 - У1 + У4 )

9

713= - • (3 • У121 - 3 • У1з2 - У1 + Уз )

723= 9 • (3 • Уз2 - 3 • Уз1 - У4 + Уз )

27 9

в 143 = 27 • У122 - — • (У42 + У41 + У121 + У1з2 + Уз2 + Уз1 ) + - • (У1 + У4 + Уз )

коэффициенты регрессии для температуры 1550 °С

в1 = 10,42 , в4 = 9,31 , в3 = 6,58 ,

в12= 9 (10,04 + 9,66 -10,42 - 9,31)

4

9

в13= 9 (8,86 + 7,57 - 10,42 - 6,58)

4

9

в23= 9 (8,25 + 7,33 - 9,31 - 6,58) 712= 9 (3 10,04 - 3 9,66 - 10,42 + 9,31)

4

9

713= 9 (3-8,86 - 3-7,57 - 10,42 + 6,58)

4

9

723= 9 (3-8,25 - 3-7,33 - 9,31 + 6,58) в 143 = 27 • у122 - 27 (10,04 + 9,66 + 8,86 +7,57 + 8,25 + 7,33) + 9 • (10,42 + 9,31 + 6,58)

4 4

коэффициенты регрессии для температуры 1650 °С

в1 = 12,0 , в4 = 10,65 , в3 = 7,37 , в12= 9 (11,53 + 11,07 - 12,0 - 10,65)

4

g

ßl3= g (1C,11 + 8,56 - 12,0 - 7,37)

4

g

ß23= g (9,37 + 8,27 - 10,65 - 7,37)

4

g

Yl2= g (3 11,53 - 3 11,07 - 12,0 + 10,65)

g

Yl3= g (310,11 - 3 ■ 8,56 - 12,0 + 7,37) g

Y23= g (3-9,37 - 3-8,27 - 10,65 + 7,37) ß 143 = 27 • 9,72 - 27 (11,53 + 11,07 + 10,11 + 8,56 + 9,37 + 8,27) + g • (12 + 10,65 + 7,37)

44

Электрический режим

Отработанная электроэнергия, МВт-ч Ступень трансформатора Длина дуги, мм

Завалка

0,6 10 290

20 18 419

Подвалка

20,6 10 290

36,6 18 419

Окислительный период

До получения температуры 1635-1655 °С 16 395

Режим работы газокислородных го

релок

Шаг Шаг Шаг Шаг Шаг Шаг Шаг Шаг Шаг Шаг Расход

№горелки 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 эл. энергии

первая бадья

5 10 20 55 75 120 140 170 200 250 кВтч/т

№1 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7

№2 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7 Профиль

№3 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7 факела

№4 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7

вторая бадья

5 10 20 75 95 125 160 220 280 330 кВтч/т

№1 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7

№2 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7 Профиль

№3 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7 факела

№4 1 2 2 3 4 4 5 6 7 7

окислительный период

10 20 30 40 50 60 70 80 100 120 кВтч/т

№1 7 7 8 8 8 8 8 8 8 8

№2 8 8 8 8 8 9 9 9 9 8 Профиль

№3 7 7 7 8 8 8 8 8 8 8 факела

№4 8 8 8 8 8 9 9 9 9 8

Расходы газа и кислорода по профилям

Номер профиля Расход О2 на копьё, нм3/час Соотношение газ/кислород Расход газа на горелку, нм3/час

0 120 2,0 80

1 120 2,1 250

2 120 2,1 400

3 120 2,1 450

4 1000 2,1 300

5 1300 1,3 80

6 1600 1,3 80

7 1800 1,3 80

8 2000 1,3 80

9 2100 1,3 80

Выдержка из технологической инструкции Публичное акционерное общество «Северский трубный завод» Выплавка полупродукта в дуговой сталеплавильной печи ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ ИНСТРУКЦИЯ ТИ 162-СТ. Э-01

8 Технология ведения шлакового режима

8.1 Для проведения процесса дефосфорации и образования износоустойчивого гарнисажа на футеровки печи шлак в ДСП должен быть высокоосновным, магнезиальным. Для получения высокомагнезиальных шлаков используется магнезиальный флюс «Магма» с содержанием М^О не менее 70 %.

8.2 Для формирования магнезиальных шлаков по периодам плавки разработана технология присадки шлакообразующих материалов, включающая:

- оставление на «болоте» высокомагнезиальных шлаков окислительного периода от предыдущей плавки, содержащих 9-10 % М§О в шлаке;

- в период плавления лома (завалки и подвалки) присадку в печь порциями через верхнее завалочное окно добавляются известь совместно с антрацитом, в количестве, обеспечивающем основность шлаков периода плавления и окислительного периода 1,9-2,2;

- в окислительный период производится отдача двух навесок высокомагнезиального материала в общем количестве 1200 кг (две навески по 600 кг) при отработке от 40 до 42 МВтч и от 45 до 49 МВтч электроэнергии, соответственно (общий отработанный расход электроэнергии 75- 88 % за плавку), при этом должно обеспечиваться содержание оксида магния в шлаках периода плавления не ниже 8 %. Количество высокомагнезиального флюса «Магма» задаваемого на плавку может быть скорректировано по указанию старшего мастера ДСП.

ЗАТРАТЫ НА ВНЕДРЕНИЕ ПРЕДЛОЖЕНИЯ

Наименование затрат Сумма затрат

1. Трудозатраты - Р-

2. Материалы - Р.

ИТОГО : - Р-

Анализ условий экономии предложения заполняются цехом и проверяются экономическим

отделом (заполнять обязательно, в ином случае подлежит возврату)

Элементы экономии Сумма экономии (в натуральных единицах и рублях)

т. | руб.

Топливо ( сжат. Воздух )

Зарплата (услуги ПТС) - -

Зарплата (виза БОТ цеха) -

Металл

Сменное оборудование

Добавочные материалы 53,48 345 177,39

Огнеупоры 99,90 11 046 037,02

Техническая вода

Пар

Инструмент

Электрооборудование (кабель)

Простои

Прочее (расходы по смете)

Общий годовой экономический эффект 7 490 601,74р.

Зам. нач. цеха A.B. Рябухин

Экономист Т.А. Ротенбергер

Годовой экономический эффект в сумме'

ПРОВЕРИЛ

Нач. БОТ ЭСПЦ

Инженер ОООТ

Экономист планово-

экономического отдела

СОГЛАСОВАНО

Директор по экономике и финансам

Начальник УЭТиОР

Начальник планово-экономического отдела

10 февраля_ 2017 г.

1Q февраля_ 2017 г.

_г. Г.П. Костикова г. О.В. Коновалова

J J'-h 1 Г.

Г. Л.м. Псташева

" !f " Ы. МЦ г. А.Н.Омельченко "_"_г. П.С.Главатских

Qr2 /9f а р. Паршаков