Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали

Вид работы:

Учебное пособие
Предмет:

Другое
Язык:

Русский
,
Формат файла:
MS Word

145,49 Кб
Опубликовано:

2012-10-08

Все учебные пособия по другим направлениям

Скачать учебное пособие Читать текст online Посмотреть все учебные пособия

Вы можете узнать стоимость помощи в написании студенческой работы.

Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали

Московский Государственный институт Стали и Сплавов

Кафедра металлургии стали

Учебное пособие

по курсу: Металлургия стали

Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали

Москва, 1998

Введение

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

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

Отчет о курсовой работе должен содержать следующие разделы:

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

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

· материальный и тепловой баланс выплавки стали в сталеплавильном агрегате;

· расчет производительности агрегата;

· материальный и тепловой баланс раскисления и легирования стали;

· характеристика основного используемого оборудования и описание технологии внепечной обработки стали;

· расчеты степени рафинирования стали при внепечной обработке;

· расчет температуры металла на основных этапах технологии;

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

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

1. Характеристика заданной марки стали выбор сталеплавильного агрегата

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

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

2. Выплавка стали в кислородном конвертере

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

2.1 Используемые шихтовые материалы и предварительная оценка состава стали перед выпуском

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

(1)

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

a - доля лома в металлической части шихты.

Таблица 1. Изменение состава при выплавке стали

Источник	С	Si	Mn	S	P	Cr	Ni	N и др.
Состав стали по ГОСТу (ТУ)
чугун
металлолом
средний состав шихты
состав стали перед выпуском
окислилось примесей
окончательный состав стали

Примечание: состав других используемых материалов приведен в приложении.

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

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

б) В условиях кислородной продувки кремний окисляется до следов

в) Содержание марганца на выпуске оценивается по окисленности шлака через константу равновесия реакции [Mn]+(FeO)=(MnO)+Fe:

(2)

и уравнение материального баланса

(3)

Заменяя (MnO) из уравнения (2), получаем

(4)

где G_шх, G_м, G_шл - количество металлошихты, жидких металла и

шлака перед выпуском из конвертера, кг

[Mn]_шх, [Mn]_м - содержание марганца в металлошихте и в металле

перед выпуском из конвертера, %

(Fe)_общ - содержание железа в конечном шлаке

g_FeO, g_MnO - соответствующие коэффициенты активности в

конечном шлак

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

В оценочных расчетах предполагается:

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

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

(Fe)_общ=(4В++10^-6(t^o)²+1,25) (5)

где - основность шлака

В соответствии с теорией регулярных ионных растворов:

(6)

где х_Si - мольная доля SiO₂ в шлаке. По литературным данным в

сталеплавильных шлаках эта величина колеблется в пределах 0,13-0,16 при основности 3 и 0,15-0,18 при основности 3,5

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

(7)

Уравнение баланса фосфора имеет вид:

(8)

Отсюда

(9)

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

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

(10)

Отсюда:

(11)

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

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

Расход магния для десульфурации чугуна определяется уравнением

(12)

где и - начальное и конечное содержание серы в чугуне;

b - коэффициент использования магния, равный 0,30-0,40

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

2.2 Краткая характеристика технологии конвертерного производства стали

Краткое описание конвертерного процесса включает:

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

· источник шлака, его роль в сталеплавильном процессе;

· дутьевой режим;

· особенности окисления примесей;

· способы контроля момента окончания продувки;

· длительность отдельных периодов;

· производительность агрегатов.

2.3 Материальный баланс конвертерной операции

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

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

2.4 Определение расхода извести и состава конечного шлака

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

Общее количество образующегося шлака составляет:

(13)

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

Количество окислившихся примесей на 100 кг шихты составляет:

(14)

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

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

(15)

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

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

(16)

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

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

(17)

где [Si] - содержание кремния в шихте

,14 - стехиометрический коэффициент пересчета Si в SiO₂

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

(18)

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

Таблица 2. Количество и состав шлака

Источник	масса ис-точника, кг/100кг металла	CaO	SiO2	MnO	MgO	P2O5	Al2O3	Feобщ	FeO	Fe2O3
Окисление примесей (Si, Mn,P) металлошихты
Добавки извести
Расход огнеупоров
Миксерный шлак
Загрязнения металлолома
Масса шлака без FeO
Общая масса шлака
Состав шлака, %

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

Тогда содержание оксидов железа составит:

(FeO)=(Fe)_общ×1,28×0,8 и (Fe₂O₃)=(Fe)_общ×1,43×0,2

где 1,28 и 1,43 - стехиометрические коэффициенты пересчета содержания железа в шлаке в соответствующие оксиды

Общее количество шлака рассчитывают исходя из того, что количество шлака без оксидов железа отвечает (100-х)%, где х - сумма содержаний (FeO) и (Fe₂O₃) в шлаке.

2 Определение выхода жидкой стали.

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

· окисление примесей чугуна и металлолома (углерода, кремния, марганца, и фосфора)

· окисления железа и перехода его в шлак

· потери железа с пылью в виде Fe₃O₄

· потери железа в шлак в виде металлических корольков

· загрязнения металлолома

(19)

В свою очередь

(20)

(21)

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

Выход жидкой стали

(22)

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

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

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

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

2.5 Определение расхода кислорода

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

(23)

Количество кислорода, необходимое для окисления примесей, составляет:

(24)

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

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

(25)

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

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

(26)

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

(27)

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

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

(28)

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

К - коэффициент использования кислорода

Объем технического кислорода м³, требуемого на проведение конвертерного процесса, составляет:

(29)

где - число киломолей в техническом кислороде

,4 - объем одного киломоля, м³

2.6 Определение количества отходящих газов

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

(30)

При этом:

(31)

(32)

где %СО₂ и %Н₂О - их содержание в извести

(33)

(34)

где к - коэффициент использования кислорода

Объем отходящих газов определяют по соотношению:

(35)

где G_i - масса i-го компонента отходящего газа

M_i - его молекулярный вес

По результатам расчета определяют состав отходящих газов:

(36)

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

Таблица 3. Материальный баланс конвертерной плавки

Приход, кг		Расход, кг
Чугун		Сталь
Металлолом		Шлак
Известь		Газы
Миксерный шлак		Потери металла
Футеровка		- с пылью
Кислород		- с корольками
Итого		Итого

Для увеличения приходной части теплового баланса есть два пути:

- увеличение доли чугуна

- увеличение степени дожигания СО до СО₂

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

3. Тепловой баланс конвертерной плавки

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

Приход:

а) Физическое тепло: чугуна

б) Тепло экзотермических реакций

в) Тепло шлакообразования

г) Тепло миксерного шлака

Расход:

д)Энтальпия стали

е) Энтальпия шлака

ж) Тепло, теряемое с отходящими газами

з) Теплопотери в окружающую среду.

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

3.1 Приход тепла

а) Физическое тепло чугуна.

(37)

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

r_ч - теплота плавления чугуна, равная 218 кДж/кг

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

G_ч - масса чугуна, кг

б) Химическое тепло окисления примесей и железа.

Окисление углерода:

(38)

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

- доля углерода, окислившегося до СО₂

D[C] - количество окислившегося углерода, %

G_м.ш. - вес металлошихты, кг

Окисление кремния:

(39)

где q_Si - теплота окисления кремния, 31,1 МДж/кг

Окисление марганца:

(40)

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

Окисление фосфора:

(41)

где q_p - теплота окисления фосфора, 25 МДж/кг

Окисление железа:

(42)

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

- доля железа, окислившегося до Fe₂O₃

в) Тепло шлакообразования.

Для реакции 2(CaO)+(SiO₂)=2CaO·SiO₂

(43)

где q₂_CS - теплота образования 2CaO·SiO₂, 2,04 МДж/кг

(SiO₂) - содержание SiO₂ в шлаке, %

Для реакции 4(CaO)+(P₂O₅)=4CaO·P₂O₅

(44)

где q₄_CP- теплота образования 4CaO·P₂O₅; 4,7 МДж/кг

(P₂O₅) - содержание P₂O₅ в шлаке, %

г) Тепло миксерного шлака.

(45)

где С_{микс.шл.} - теплоемкость, 1,20

t° - температура, °С

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

r - теплота плавления миксерного шлака; 208 кДж/кг×град

3.2 Расход тепла

а) Теплосодержание стали:

(46)

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

- температура плавления стали и температура стали на выпуске из конвертера

- теплота плавления стали, 242 кДж/кг

G_ст - масса стали, кг

^-3 - пересчет кДж в МДж

б) Теплосодержание шлака:

(47)

где С_ш - теплоемкость шлака; 1,25

t_ш - температура шлака, равная (+50), °С

r_ш - теплота плавления шлака; 209,5 кДж/кг

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

в) Тепло, теряемое с отходящими газами:

(48)

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

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

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

Таблица 4. Тепловой баланс конвертерной плавки

Приход тепла, МДж/100 кг шихты		Расход тепла, МДж/100 кг шихты
Физическое тепло чугуна		Энтальпия стали
Тепло экзотермических реакций		Энтальпия шлака
Тепло шлакообразования		Тепло отходящих газов
Тепло миксерного шлака		Теплопотери
Итого		Итого

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

4. Производительность конвертера

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

(49)

где М - вместимость конвертера, т;

t - продолжительность цикла плавки, мин;

- количество минут в сутках;

А - длительность ремонтов в сутках.

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

Емкость конвертеров, т	160	200	300	400
- завалка скрапа	3	3	3	3
- завалка чугуна	3	3	3	3
- продувка с интенсивностью 3,5 м3/т×мин	16	16	16	16
- отбор проб, замер т-ры, ожидание анализа	4	4	4	4	4	5	6	7
- слив шлака	2	2	2	3
- подготовка конвертера	3	3	3	3
- неучтенные задержки	3	3	3	3
Итого цикл плавки	38	39	40	42

Простои конвертера (сутки) можно определить из выражения:

(50)

где к - стойкость футеровки конвертера, число плавок;

t_р - длительность одного ремонта, сутки.

Общая продолжительность ремонта рабочего слоя футеровки t_рскладывается из длительности следующих операций:

Емкость конвертера, т	180	200	300	400
- подготовка к ремонту и охлаждение футеровки, ч	8	10	15	20
- ломка изношенной футеровки, ч	15	19	28	38
- кладка новой футеровки, ч	43	46	53	66
- разогрев, ч	6	6	6	6
Общая продолжительность ремонта, ч	72	81	102	130

5. Внепечная обработка стали

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

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

· легирование

· усреднение металла в ковше по составу и температуре.

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

5.1 Выбор технологической схемы и оборудования для внепечной обработки

Технологическая схема внепечной обработки должна быть обоснована и обязательно включать:

· отсечку окислительного шлака;

· раскисление и вакуумирование стали;

· продувку металла в ковше нейтральным газом;

· установку ковш-печь;

· контроль процесса - отбор и анализ проб, измерение температуры металла.

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

5.2 Расчет раскисления и легирования стали

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

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

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

Количество вводимых легирующих рассчитывается по уравнению :

(51)

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

q_ф - коэффициент усвоения легирующего компонента;

G_ст - вес жидкой стали, кг.

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

При этом необходимо откорректировать содержание углерода и фосфора, вносимые ферросплавами

(52)

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

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

В свою очередь:

(53)

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

(54)

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

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

(55)

В свою очередь:

(56)

где (57)

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

(58)

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

(59)

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

(60)

Величину a_FeO можно оценить соответственно теории регулярных ионных растворов:

(61)

где (62)

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

(63)

В свою очередь:

(64)

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

Величины приведены ниже:

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

Величину параметров взаимодействия при других температурах можно определить по уравнению:

(65)

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

(66)

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

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

· в момент раскисления ферросилицием образуются первичные включения кремнезема в количестве:

(67)

где [O]₀ - исходное перед раскислением содержание кислорода

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

· при последующем раскислении алюминием образуются первичные оксидные включения глинозема:

(68)

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

· при стали до температуры ликвидус образуются вторичные включения глинозема:

(69)

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

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

(70)

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

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

(71)

где d - диаметр ковша, м

- плотность шлака, равная 3,0-3,5 т/м³

h_шл - высота слоя шлака в ковше, м

Если предположить, что в результате раскисления весь фосфор перейдет из шлака в металл, то его содержание в стали увеличится на:

(72)

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

(73)

5.3 Десульфурация стали шлаковыми смесями

Процесс десульфурации можно представить уравнением реакции:

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

Константа равновесия реакции равна:

k_p= (74)

В результате можно записать:

[S] = (75)

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

X_CaS = (76)

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

(77)

В результате логарифмирования ур-ния (4) получаем:

lg L_S = lg (78)

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

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

(79)

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

(80)

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

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

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

Из ур-ния (82) получаем:

m_ме×([S]_H - [S]_K) = m_шл×(S)_K = m_шл×L_S×[S]_K. (84)

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

m_ме = m_шл×L_S (85)

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

Принимая , имеем: ; и тогда: ; или

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

Из анализа ур-ния (80):

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

а) основностью шлака

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

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

Таблица 1. Значения K_Al=[Al]²×[a_O]³

	Кислая, шамотная футеровка		Высокоглиноземистая, смолодоломитовая
	без SiCa	с добавкой SiCa	без SiCa	с добавкой SiCa
Величина KAl	10-12	10-12,5	10-13	10-13,5

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

5.4 Обработка стали синтетическими шлаками

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

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

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

Вариант а). Рассчитаем активность кислорода в расплаве K_Al=[Al]²×[a_O]³=10^-12, при этом = 0,00075 %. В этом случае:

lg L_S= ;

L_S=160 .

Вариант б). Рассчитаем активность кислорода в расплаве K_Al=[Al]²×[a_O]³=10^-13, при этом = 0,00034 %.

В этом случае имеем:

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

L_S=330,

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

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

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

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

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

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

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

Элемент	Концентрация в стали, %	Вводится в металл с учетом угара, %	Угар элемента, %	Образуется оксидов, кг
Марганец, Mn	0,40	0,47	0,07	0,90
Кремний, Si	0,45	0,562	0,112	2,40
Алюминий, Al	0,05	0,250	0,20	3,70
Итого				7,00 кг

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

Таблица № 3 Изменение состава рафинировочного шлака.

Материал	Кол-во, кг	Состав материала, кг
		CaO	Al2O3	SiO2	MgO	MnO
1. Синтетический шлак	40	22,0	14,0	2,00	2,0	-
2. Оксиды - продукты раскисления	7,0	-	3,70	2,40	-	0,90
3. Печной шлак	5,0	2,25	0,25	0,75	-	1,25
4. Футеровка ковша	2,0	-	0,60	1,00	-	-
Итого:	54,0	24,25	18,55	6,15	2,0	2,15
Состав конечного рафинировочного шлака, %	100	45,0	35,0	12,0	4,0	4,0

Рассчитаем значения L_S и после разбавления синтетического шлака продуктами раскисления, попадания ковшевого шлака и футеровки ковша для двух вариантов футеровки

а) шамотной K_Al=10^-12

б) высокоглиноземистой K_Al=10^-13. ^*

Вариант а). Принимаем состав конечного рафинировочного шлака из табл. 3, a_O= 0,00075 % (футеровка шамотная)

, L_S=32,7

Вариант б). Состав конечного рафинировочного шлака принимаем так же, a_O = 0,00016 % (футеровка высокогл.)

,L_S=151

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

5.5 Обработка стали ТШС

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Величина = 48,5 и = 32 %.

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

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

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

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

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

Таблица № 4

Материал	Количество, кг	Количество оксидов, кг
		CaO	Al2O3	SiO2	MgO	MnO
1. ТШС	10 кг	5	3,6	1,0	0,3	-
2. Оксиды - продукты раскисления	7 кг	-	3,7	2,40	-	0,90
3. Печной шлак (CaO = 45%, SiO2 = 15%, MnO = 25%, Al2O3 = 5%)	5 кг	2,25	0,25	0,75	-	1,25
4. Футеровка ковша (SiO2 = 50%, Al2O3 = 30%)	2 кг	-	0,60	1,00	-
Итого:	24 кг	7,25	8,15	5,15	0,3	2,15
Конечный состав рафинировочного шлака.	100 %	31,0	35,0	22,0	3,0	9,0

Рассчитаем значения L_S и для периода окончания обработки металла ТШС с разбавлением рафинировочного шлака при а_O = 7,5×10^-4 (шамотная футеровка)

Вариант 1. (шамотная футеровка)

Вариант 2. - высокоглиноземистая футеровка

Для варианта обработки стали ТШС в высокоглиноземистом ковше имеем следующие значения при а_O = 0,00016 %

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

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

Полученные расчетные результаты можно сравнить с данными, полученными О. К. Токовым с соавторами [4] при обработке конвертерной стали ТШС состава (CaO : CaF₂ = 3 : 1) с расходом ТШС от 8 до 19 кг/т стали.

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

[C%]	< 0,04	0,04 - 0,06	0,07 - 0,09	> 0,09
,%24,338,641,342,8

В работе Токового О. К. [4] было установлено заметное изменение состава рафинировочного шлака в процессе слива металла. (табл. 5)

Таблица № 5

Время отбора пробы	MnO	SiO2	S	CaO
Середина	0,45	9,14	0,54	52,9
слива	0,24-0,85	4,90-13,90	0,43-0,70	48,3-58,5
Окончание	3,31	17,5	0,39	50,75
слива	0,94-5,4	15,2-18,5	0,32-0,56	48,5-54,2

Время отбора пробы	å FeO	CaF2	Al2O3
Середина	1,19	13,2	16,2
слива	0,85-1,15	3,6-20,1	8,9-37,9
Окончание	6,56	5,97	10,67
слива	1,91-15,1	2,28-10,45	5,68-16,00

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

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

сталь обработка выплавка марка

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

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

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

Время полного перемешивания можно оценить по уравнению:

t=k·e^-ⁿ (86)

где k=600±100

k - константа, составляющая по данным различных исследований 600¸800

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

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

(87)

где V - расход газа, м³/мин

Т - температура металла, К

G_ст - масса стали, т

r - плотность металла, кГ/м³

g - гравитационное ускорение, м/с²

Н - глубина погружения фурмы, м

Р - давление поступающего газа, Па

Для жидкой стали r=7000 кГ/м³ и тогда:

(88)

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

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

Максимально возможный расход аргона составляет:

(89)

где r_ст - плотность стали, кг/м³

Н - глубина погружения фурмы, м

W - скорость всплывания пузырей, принимаемая равной 0,3 м/сек

Размеры ковшей приведены в приложении 2.

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

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

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

(90)

или

V_гС_гDТ_г=М_стС_стDТ_ст (91)

где V_г - расход газа, м³/кг

С_г - теплоемкость газа, кДж/кг

DТ_г - температура нагрева газа, К

М_ст - масса стали, кг

С_ст - теплоемкость стали, кДж/кг

DТ_ст - изменение температуры стали, К

Теплоемкость аргона С_Ar=0,93 кДж/м³, азота С_N₂=0,78, стали 0,87 кДж/кг. Температуру инертного газа, удаляемого из стали, можно принять равной температуре стали.

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

(92)

где V_г- расход нейтрального газа, м³/т;

М_г - молекулярная масса удаляемого газа;

- константа растворения газа (реакция 1/2Г₂=[Г];

);

Р - давление над расплавом, МПа;

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

Константы равновесия растворения газов равны:

(93)

(94)

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

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

(95)

7. Изменение температуры стали в ходе внепечной обработки

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

Во время выпуска стали из конвертера температура металла изменяется (Dt°₁) по следующим причинам:

· за счет теплоизлучения струи металла в атмосферу и прогрев футеровки ковша

· за счет добавки легирующих

· за счет добавки раскислителей

· за счет прогрева и плавления теплоизолирущих и десульфурирующих добавок

Dt°₁=Dt°_1,
фут+Dt°_1,
лег+Dt°_1,
раск+Dt°_{1,
смеси} (86)

За счет теплоизлучения и прогрева футеровки температура стали падает (Dt°_1,
фут) на 30-50° в зависимости от вместимости ковша и степени предварительного прогрева его футеровки (чем больше вместимость ковша и температура прогрева футеровки тем меньше теплопотери).

При легировании металла (10кг/т стали) температура металла падает (Dt°_1,
лег) следующим образом:

ферромарганец (75% Mn)	-14°
феррохром (70% Cr)	-20°
никель	-12°
ферросилиций (75% Si)	+16°
ферросилиций (45% Si)	0°
угольный порошок	-14°

При раскислении алюминием температура стали возрастает (Dt°_{1, раск}) на 10-20° в зависимости от содержания углерода в стали (меньшие значения для повышенных содержаний углерода).

Прогрев теплоизолирующих и десульфурирующих смесей снижает температуру (Dt°_{1,
смесь}) на 20-25° при добавках 10 кг/т стали.

При продувке нейтральным газом температура стали снижается в результате нагрева газа до температуры металла и ускорение теплопередачи от металла к футеровки и в атмосферу за счет интенсификации перемешивания. Теплопотери за счет нагрева нейтрального газа рассчитывают по уравнению (83), а за счет ускорения теплопередачи температура стали первые 2-3 мин падает со скоростью 2,5-5,0 °/мин и в дальнейшем 1,0-1,5 °/мин (меньшие значения относятся к ковшам большей вместимости).

На всех этапах выдержки металла в ковше и его транспортировки температура падает на 0,5-1,0 °/мин (меньшие значения относятся к ковшам большей вместимости). Исходя из этого рассчитывают величины Dt°₃, Dt°₆.

За время вакуумирования температура стали падает на 30-70° в зависимости от время вакуумирования (скорость снижения температуры составляет для 100 т ковша 2-3 °/мин, 300т ковша 0,7-1,3 °/мин.

Исходя из проведенных расчетов теплопотерь определяют необходимое время нагрева стали на установке ковш-печь. Скорость нагрева составляет 2-4 °/мин. При разработке температурного режима внепечной обработки стали (рис. 2) следует иметь ввиду возможность совмещения в одном агрегате ряда технологических операций: обработки шлаковыми смесями, раскисления, вакуумирования, подогрева.

8. Внепечная обработка стали. Десульфурация стали шлаковыми смесями

Процесс десульфурации можно представить уравнением реакции:

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

Константа равновесия реакции равна:

k_p= (1)

В результате можно записать:

[S] = (2)

Выразим значение X_CaS - мольную долю сульфида кальция в шлаке через концентрацию серы, тогда X_CaS = (3)

(4)

В результате логарифмирования ур-ния (4) получаем:

lg L_S = lg

(5)

При рафинировании простых, не легированных сталей можно принять значение f_S = 1 и ур-ние (5) запишется в виде:

(6)

(7)

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

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

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

Из ур-ния (9) получаем:

m_ме×([S]_H - [S]_K) = m_шл×(S)_K = m_шл×L_S×[S]_K. (9)

Поделив выражение в уравнении (9) на [S]_H получим:

m_ме = m_шл×L_S (10)

Введем в ур-ние (10) величину кратности шлака (в долях) тогда получаем из ур-ния (10):

Принимая , имеем: ; и тогда: ; или (11)

Таким образом соотношение между и L_S имеет вид: (12) (в долях или в процентах при умножении на 100).

Из анализа ур-ния (7):

а) основностью шлака

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

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

Таблица 1 Значения K_Al=[Al]²×[a_O]³

	Кислая, шамотная футеровка		Высокоглиноземистая, смолодоломитовая
	без SiCa	с добавкой SiCa	без SiCa	с добавкой SiCa
Величина KAl	10-12	10-12,5	10-13	10-13,5

Обработка стали синтетическими шлаками

Вариант а). Рассчитаем активность кислорода в расплаве K_Al=[Al]²×[a_O]³=10^-12, при этом = 0,00075 %.

В этом случае:

lg L_S= ;

L_S=160 .

Вариант б). Рассчитаем активность кислорода в расплаве K_Al=[Al]²×[a_O]³=10^-13, при этом = 0,00034 %.

В этом случае имеем:

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

L_S=330,

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

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

Причиной столь значительного расхождения значений L_S и , рассчитанных по ур-нию (7) и наблюдаемых на практике, по нашему мнению, заключается в том, что в проведенных расчетах не учитывается процесс заметного разбавления состава рафинировочного шлака за счет попадания в него продуктов реакции раскисления стали, разрушения футеровки ковша, а в ряде случаев и попадания печного шлака при выпуске металла. Полный баланс шлака при рафинировании металла в сталеразливочном ковше можно записать так:

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

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

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

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

Элемент	Концентрация в стали, %	Вводится в металл с учетом угара, %	Угар элемента, %	Образуется оксидов, кг
Марганец, Mn	0,40	0,47	0,07	0,90
Кремний, Si	0,45	0,562	0,112	2,40
Алюминий, Al	0,05	0,250	0,20	3,70
Итого				7,00 кг

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

Таблица № 3 Изменение состава рафинировочного шлака.

Материал	Кол-во, кг	Состав материала, кг
		CaO	Al2O3	SiO2	MgO	MnO
1. Синтетический шлак	40	22,0	14,0	2,00	2,0	-
2. Оксиды - продукты раскисления	7,0	-	3,70	2,40	-	0,90
3. Печной шлак	5,0	2,25	0,25	0,75	-	1,25
4. Футеровка ковша	2,0	-	0,60	1,00	-	-
Итого:	54,0	24,25	18,55	6,15	2,0	2,15
Состав конечного рафинировочного шлака, %	100	45,0	35,0	12,0	4,0	4,0

а) шамотной K_Al=10^-12

б) высокоглиноземистой K_Al=10^-13. ^*

Вариант а). Принимаем состав конечного рафинировочного шлака из табл. 3, a_O= 0,00075 % (футеровка шамотная)

L_S=32,7

Вариант б). Состав конечного рафинировочного шлака принимаем так же, a_O = 0,00016 % (футеровка высокогл.)

,L_S=151

Усредненные значения коэффициента L_S при обработке синтетическим шлаком составили . Следовательно, величины, характеризующие десульфурирующую способность синтетического шлака - L_S и существенно снижаются к концу обработки за счет заметного обогащения шлака кислыми (SiO₂) и полукислыми (Al₂O₃) компонентами и значения L_S и приближаются к практическим данным, что и является подтверждением необходимости расчета значений L_S и по ур-нию (7) с учетом протекания процессов разбавления исходного синтетического шлака оксидами - продуктами раскисления металла, печным шлаком и продуктами эрозии футеровки. Влияние процесса разбавления исходного рафинировочного шлака за счет указанных выше источников должно еще более сильно проявиться при использовании ТШС - твердошлаковых смесей для десульфурации стали. Связано это с тем обстоятельством, что расход ТШС обычно составляет в пределах 8 - 17 кг/т. стали, что примерно в 3 - 5 раз меньше, чем расход синтетического шлака из-за сильного охлаждающего эффекта.

9. Обработка стали ТШС

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

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

Величина = 48,5 и = 32 %. Полученные расчетные значения и достаточно хорошо совпадают с практическими результатами, полученными на Руставском металлургическом заводе. Технология операции внепечной обработки при этом была следующей: продувку металла инертным газом через дно начинали сразу с момента появления металла на желобе. После наполнения металлом 1/5 - 1/4 высоты ковша производили присадку ферросплавов, а затем вводили ТШС в кол-ве 10 кг/т. Величины на отдельных плавках при этом изменялись от 29,4 до 40,2 % при среднем значении, равном = 34,8 %. Если бы обработка стали ТШС указанного состава проводилась бы в высокоглиноземистых ковшах или в ковшах со смолодоломитовой футеровкой, расчетная величина L_S составила бы:

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

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

Таблица № 4

Материал	Количество, кг	Количество оксидов, кг
		CaO	Al2O3	SiO2	MgO	MnO	10 кг	5	3,6	1,0	0,3	-
2. Оксиды - продукты раскисления	7 кг	-	3,7	2,40	-	0,90
3. Печной шлак (CaO = 45%, SiO2 = 15%, MnO = 25%, Al2O3 = 5%)	5 кг	2,25	0,25	0,75	-	1,25
4. Футеровка ковша (SiO2 = 50%, Al2O3 = 30%)	2 кг	-	0,60	1,00	-	-
Итого:	24 кг	7,25	8,15	5,15	0,3	2,15
Конечный состав рафинировочного шлака.	100 %	31,0	35,0	22,0	3,0	9,0

Вариант 1. (шамотная футеровка)

Вариант 2. - высокоглиноземистая футеровка

Для варианта обработки стали ТШС в высокоглиноземистом ковше имеем следующие значения при а_O = 0,00016 %

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

[C%]	< 0,04	0,04 - 0,06	0,07 - 0,09	> 0,09
,%24,338,641,342,8

Таблица № 5

Время отбора пробы	MnO	SiO2	S	CaO
Середина	0,45	9,14	0,54	52,9
слива	0,24-0,85	4,90-13,90	0,43-0,70	48,3-58,5
Окончание	3,31	17,5	0,39	50,75
слива	0,94-5,4	15,2-18,5	0,32-0,56	48,5-54,2

Время отбора пробы	å FeO	CaF2	Al2O3
Середина	1,19	13,2	16,2
слива	0,85-1,15	3,6-20,1	8,9-37,9
Окончание	6,56	5,97	10,67
слива	1,91-15,1	2,28-10,45	5,68-16,00

10. Теплофизические основы работы МНЛЗ

Разливка стали и ее затвердевание являются завершающими этапами металлургического производства и в значительной степени определяют качество готовой продукции. В последние десятилетия произошло существенное изменение в технологии разливки - переход от традиционной разливки в слитки к непрерывной разливке стали.

В настоящее время в большинстве промышленно развитых стран - США, Японии, Германии, Италии и др. - основное количество металла разливается на машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ); адекватное название - установка непрерывной разливки стали (УНРС).

При этом исключается целый ряд стадий традиционного металлургического производства - разливка металла в изложницы, затвердевание слитков, их стриппирование, нагрев в специальных устройствах - колодцах, предварительное обжатие на обжимных станах.

Основными преимуществами разливки стали на МНЛЗ в сравнении со слитковой разливкой являются:

· снижение капитальных затрат примерно на 30 %,

· увеличение выхода годного на 10 - 15 % за счет уменьшения головной и донной обрези,

· увеличение производительности труда на 15 - 20 % за счет механизации и автоматизации процесса разливки,

· улучшение качества металла за счет повышения степени однородности заготовок и качества поверхности.

На основании многолетнего опыта эксплуатации МНЛЗ определены основные условия устойчивости технологического процесса непрерывной разливки:

· равномерное распределение металла при вводе в кристаллизатор,

· разливка в оптимальном температурном интервале,

· обеспечение симметричности формирования структуры заготовок,

· обеспечение окончательного затвердевания в зоне вторичного охлаждения (ЗВО) при температуре поверхности заготовки более 800 ^ОС,

· синхронизация подачи металла в кристаллизатор и вытягивания заготовки.

Машина непрерывного литья заготовок - МНЛЗ представляет собой сложный технологический и теплотехнический агрегат, одной из основных задач которого является ускоренный, но находящийся в оптимальных пределах отвод тепла от кристаллизующейся заготовки. Оптимизация тепловой работы МНЛЗ состоит в выборе оптимальных значений теплоотвода в двух основных зонах кристаллизации слитка - в зоне первичного охлаждения (кристаллизаторе) и в зоне вторичного охлаждения (ЗВО), что существенным образом определяет производительность машины и качество металла - внутренней его структуры (различные кристаллические зоны, осевая пористость), и состояния поверхности заготовки.

Основными регулируемыми параметрами технологического процесса непрерывной разливки стали является скорость разливки (v) и интенсивность охлаждения слитка (g_отв). Повышение интенсивности охлаждения заготовки способствует увеличению скорости разливки, но увеличивается возможность появления трещин из-за возрастания термических напряжений. С ростом скорости разливки уменьшается толщина корочки s и возрастает величина L_ж - глубина жидкой фазы внутри заготовки, что также представляет большую опасность из-за возможности разрыва корочки. Одной из основных проблем, связанных с качеством непрерывно - литых заготовок является появление различного рода трещин. Основной причиной появления трещин в заготовках, отливаемых на МНЛЗ являются различные растягивающие напряжения, превышающие предел прочности металла при высоких температурах.

Существует несколько принципов классификации конструкций МНЛЗ:

· по направлению технологической оси машины,

· по назначению и сортаменту отливаемых заготовок и емкости сталеразливочных ковшей,

· по числу ручьев в машине и их расположению.

По первому принципу - расположению технологической оси МНЛЗ делятся на несколько схем (рис. 1):

· вертикальные с резкой заготовок в вертикальном положении, (1)

· вертикальные с изгибом заготовки, (2)

· радиальные установки с постоянным радиусом изгиба заготовки, (3)

· криволинейные с переменным радиусом изгиба заготовки, (4)

· горизонтальные установки, (5).

Наиболее перспективными в настоящее время для отливки металла обычного сортамента являются криволинейные МНЛЗ благодаря следующим преимуществам:

· высота криволинейной установки в 3 - 4 раза ниже в сравнении с вертикальной,

· капитальные затраты на их строительство значительно снижаются по сравнению с вертикальными,

· практически неограниченная длина зоны вторичного охлаждения, что позволяет примерно на 25 % увеличить скорость разливки без увеличения высоты установки,

· все оборудование доступно грузоподъемным средствам и удобно для обслуживания,

· возможность конструктивного совмещения МНЛЗ с прокатным станом в единый технологический комплекс,

· снижение массы технологического оборудования,

· возможность получения неограниченных по длине заготовок, что особенно важно для повышения производительности совершенных современных прокатных станов.

Основные недостатки этого типа МНЛЗ являются:

· необходимость разгибания слитков, отсюда опасность разливки сталей, склонных к трещинообразованию - углеродистых и легированных,

· возможность размывания корочки слитка по наружному радиусу и асимметричность затвердевания и смещение ликвации в сторону малого радиуса.

Тепловая работа кристаллизатора

Тепло от кристаллизующегося слитка отводится в двух основных зонах - в зоне первичного охлаждения - кристаллизаторе и в зоне вторичного охлаждения (ЗВО). Часть тепла отводится самопроизвольно в третьей зоне - при охлаждении на воздухе.

Анализ тепловой работы МНЛЗ можно провести с помощью составления теплового баланса, который в общем виде можно записать так:

Величиной - потерями на нагрев оборудования МНЛЗ пренебрегаем.

Удельное количество тепла, поступающего в машину с жидким металлом (энтальпия) рассчитывается по ур-нию:

(2)

где g_кр - скрытая теплота кристаллизации, равная 270 кДж/кг

c_т и c_ж теплоемкости твердой и жидкой фазы, кДж/кг^.ОС

- температура начала затвердевания, ^ОС

- конечная температура стали, ^ОС

Dt - перегрев стали сверх температуры ликвидус, ^ОС

Приняв g_кр = 270 кДж/кг, величину перегрева металла Dt = 20 ^ОС, удельное кол-во тепла, вносимое с жидким металлом в кристаллизатор составит около 1300 кДж/кг.

Полное количество тепла, поступающего в МНЛЗ в единицу времени (полный тепловой поток) составит:

[кДж/с]

где G - производительность МНЛЗ, кг/с

Зоны МНЛЗ	Удельное количество тепла, кДж/кг	Относительное кол-во тепла, %
Кристаллизатор	210	16
Зона вторичного охлаждения	320	25
Воздушное охлаждение (до резки)	190	15
Итого:
в машине	720	56
уходит с заготовкой за машину	580	44
Всего:	1300	100

Из этого баланса следует, что общее кол-во тепла, отводимого в МНЛЗ составит около 55 - 60 % и уходит за машину около 40 - 45 % тепла. Из всего количества тепла, отнимаемого от металла в пределах МНЛЗ, в кристаллизаторе отводится 20 - 25 % тепла, в ЗВО - 50 % тепла и в зоне воздушного охлаждения - 25 - 30 % тепла (рис. 2). Таким образом, около 70 - 75 % тепла отводится принудительно в кристаллизаторе и в ЗВО. Рассмотрим процессы теплоотвода в этих зонах более подробно.

Кристаллизатор является важнейшим технологическим узлом МНЛЗ, так как в нем происходит формирование корочки непрерывного слитка. Основная задача - отвод такого количества тепла, которое обеспечит условие непрерывного формирования твердой оболочки (корочки) достаточной толщины и прочности, способной противостоять действиям сил трения и ферростатического давления, а так же изгибающего момента на выходе из кристаллизатора.

Кристаллизатор как охладитель условно можно разделить на две части - верхнюю, где наличие плотного контакта между корочкой слитка и стенкой кристаллизатора, обеспечивает достаточно эффективный теплообмен.

Нижняя часть - эффективность теплоотвода в которой резко падает, из-за образования воздушного зазора между кристаллизующейся корочкой и стенкой кристаллизатора.

При поступлении жидкого металла в кристаллизатор величину перегрева рекомендуется поддерживать на уровне 30^ОС т. е. температура низкоуглеродистого металла на входе в кристаллизатор составляет 1530 - 1550 ^ОС. В верхней части кристаллизатора, где обеспечивается плотный контакт кристаллизующейся корочки и стенок кристаллизатора температура поверхности корочки падает до 600 - 900 ^ОС, позже образуется воздушный зазор и температура корочки на выходе из кристаллизатора повышается до 1100 - 1200 ^ОС. Средняя температура корочки слитка в кристаллизаторе составляет 1300 - 1350 ^ОС.

В кристаллизаторе происходит процесс передачи тепла от жидкого металла к охлаждающей воде, циркулирующей в охлаждающих каналах стенки кристаллизатора.

Интенсивность теплопередачи в кристаллизаторе характеризуется величиной средней плотности теплового потока - g и записывается так:

g = k×(t_ж - t_в)

где g - удельная интенсивность теплопередачи (Вт/м²)

k - усредненный коэффициент теплопередачи (Вт/м²×К)

t_ж и t_в - температуры жидкого металла и охлаждающей воды соответственно, ^ОС.

Величина полного теплового потока равна:

Q = g×F = k×(t_ж - t_в)×F (3)

где F - поверхность теплообмена, м².

Сложный процесс теплопередачи в кристаллизаторе можно записать с помощью ряда уравнений, отражающих различные стадии этого процесса:

- от жидкого металла к поверхности корочки

- через образовавшуюся твердую корочку

- от поверхности слитка к стенке кристаллизатора

- через медную стенку кристаллизатора

- от стенки кристаллизатора к охлаждающей воде

где - коэффициент теплоотдачи от жидкого металла к твердой корочке (Вт/м²×К), t_c - тем-ра солидуса для заданной марки стали, ^ОС; t_ж - тем-ра жидкой стали, ^ОС

- коэффициент теплопроводности металла, (Вт/м×К)

- толщина закристаллизовавшейся корочки металла, м

t_п - температура поверхности слитка,^ОС

t₁ - температура наружной стенки кристаллизатора, ^ОС

R_k - термическое сопротивление области контакта поверхности слитка с рабочей стенкой кристаллизатора, (Вт/м×К)

- коэффициент теплопроводности стенки кристаллизатора, (Вт/м×К)

- толщина стенки кристаллизатора, м

- коэффициент теплоотдачи от воды к стенке кристаллизатора, (Вт/м²×К)

t_в - температура охлаждающей воды, ^ОС.

Необходимо помнить, что 1 Вт = 1 Дж/с.

Общее ур-ние коэффициента теплообмена для приведенной выше схемы можно записать:

(4)

Экспериментальные данные термических сопротивлений на отдельных участках приведены ниже:

Газовый зазор...................................... 71/(60 - 65)^*

Корка слитка....................................... 26/(23 - 31)

Медная стенка кристаллизатора........ 1/-

От стенки кристаллизатора к воде..... 2/(4 - 6)

Итого 100/100

Наиболее сложной и неопределенной является задача определения R_k - термического сопротивления в области контакта корочки с кристаллизатором. Одной из основных задач, рассматриваемых при исследовании теплообмена в зоне кристаллизатора является определение s - толщины твердой корочки на выходе из кристаллизатора, которая должна выдерживать без разрушения воздействие растягивающих напряжений, возникающих из-за действия сил трения, ферростатического давления и изгибающего момента из-за асимметричности приложения действующих сил.

Для упрощенных инженерных расчетов обычно применяют ур-ние:

(5)

где L - расстояние от мениска металла в кристаллизаторе до сечения на выходе из кристаллизатора, м

v - скорость вытягивания заготовки, м/мин.

k = 2,3¸3,2 см/мин^0,5

Задаем L_крист. (высота кристаллизатора) = 120 см, v - скорость разливки = 0,8 м/мин, s = 2,7×= 2,7×11,22 = 33 мм.

Более точно и физически более обоснованно толщина корочки на выходе из кристаллизатора может быть определена по количеству отводимого тепла в кристаллизаторе:

(6)

где Q_кр - тепловой поток в кристаллизаторе [Вт=Дж/с] (задаемся по экспериментальным данным)

r_т - плотность стали, равная 7000 кг/м³

P_к - периметр сечения заготовки, м

g_скр - удельная скрытая теплота затвердевания и охлаждения до Т_пс, [кДж/кг]

v - скорость разливки, м/с.

Суммарная теплота затвердевания:

g_å = g_пл + 0,5×С_тв×(Т_кр - Т_пс) (7)

где g_пл - скрытая теплота плавления = 270 кДж/кг

С_тв - удельная теплоемкость твердой стали = 0,75 кДж/кг×^ОС

Т_пс - средняя тем-ра поверхности заготовки на выходе из кристаллизатора, ^ОС (задаемся = 1100 ^ОС)

g_скр = 270 + 0,5×0,75×(1500 - 1100) = 270 + 150 = 420 кДж/кг

Решение задачи: принимаем сечение заготовки 200´200 мм, высота кристаллизатора 1500 мм, величиной удельного теплоотвода в кристаллизаторе задаемся равной q^уд = 0,85×10⁶ Вт/м²; r = 7000 кг/м³; g_å = 420 кДж/кг; значение v =1 м/мин = 0,017 м/с.

Рассчитываем S_{кристалл.} = 2×3,0 м² + 2×0,3 м² = 6,6 м² - охлаждающая поверхность теплоотвода в кристаллизаторе, тогда Q_кр = q^уд ×S = 0,85×10⁶×6,6 = 5,61 МВт [МДж/с]; величина P = 4,4 м.

Отсюда:

= 26 мм.

Плотность теплового потока в верхней части радиального кристаллизатора составляет 1,15 - 1,25т МВт/м²; в нижней части понижается до 0,40 - 0,50 МВт/м² т. е. близка к показателям вертикального кристаллизатора. Средняя плотность удельного теплового потока в кристаллизаторе растет с ростом скорости разливки; так на МНЛЗ ККЦ-2 НЛМК установлена эмпирическая зависимость:

q_уд = (0,76×v + 0,34)×10⁶ Вт/м²

где v - скорость разливки, м/мин.

Наконец, существует третий, более совершенный вариант расчета s - толщины корочки на выходе из кристаллизатора по экспериментально определенному количеству тепла, отведенному водой, т. е. по перепаду температуры охлаждающей воды на выходе и входе в кристаллизатор и расходу воды на охлаждение. При этом суммарный тепловой поток, отбираемый охлаждающей водой рассчитывается по уравнению (8):

Q_кр = r_в×g_в×С_в×DТ_в(8)

где Q_кр - удельная плотность теплового потока [Дж/с=Вт]

r_в - плотность воды, принимаем равной 990 кг/м³

С_в - теплоемкость воды, равная 4200 Дж/кг×^ОК,

DТ_в - перепад температуры воды, изменяется в пределах 10 - 30 ^ОС,

g_в - расход воды на охлаждение, принимается по практическим данным, изменяющимся от 300 до 500 м³/час (для крупных кристаллизаторов).

Решение задачи:

Принимаем следующие значения:

r_в = 990 кг/ м³, g_в = 400 м³/час (0,11 м³/с),

С_в = 4200 Дж/кг×^ОК, DТ_в = 10 ^ОС.

В результате получаем Q_кр - суммарная теплоотдача в кристаллизаторе (плотность теплового потока):

Q_кр = 990×0,11×4200×10 = 4,57×10⁶ [Дж/с = Вт]. (9)

По рассчитанной величине теплоотвода от металла к охлаждающей воде в кристаллизаторе Q_кр по ур-нию (9) рассчитываем толщину закристаллизовавшейся корочки на выходе из кристаллизатора при условии, что v = 1 м/мин (0,017 м/с)

(10)

Теплообмен в зоне вторичного охлаждения (ЗВО)

Режим охлаждения заготовки в ЗВО должен обеспечить минимальную длительность затвердевания и отсутствие дефектов заготовки.

Для реализации этих целей необходимо выдержать следующие условия к системе ЗВО:

· обеспечить монотонное снижение температуры поверхности заготовки до полного ее затвердевания

· на всем протяжении ЗВО температура поверхности слитка должна находиться в области температур пластической деформации стали (более 800^ОС)

· обеспечить равномерное распределение температуры по поверхности слитка

· возможность регулирования интенсивности охлаждения и протяженности ЗВО в зависимости от марки разливаемой стали, скорости разливки и глубины жидкой фазы. Интенсивность охлаждения в ЗВО следует выбирать так, чтобы полное затвердевание завершалось в конце ЗВО, но при этом температура поверхности слитка не снижалась ниже 800^ОС.

Существует несколько подходов к расчету теплотехнических параметров ЗВО. Ниже приведены два варианта расчета процессов теплообмена в ЗВО.

Вариант 1

Зона вторичного охлаждения (ЗВО) МНЛЗ состоит из двух областей - водяного охлаждения и воздушного охлаждения.

В области водяного охлаждения суммарный коэффициент теплоотдачи равен:

a_å = a_вод + a_луч + a_конв (12)

a_вод - коэффициент теплоотдачи за счет охлаждения водой [Вт/м²×К]

a_луч - коэффициент теплоотдачи за счет излучения от поверхности слитка в окружающую среду [Вт/м²×К]

a_конв - коэффициент теплоотдачи конвекцией [Вт/м²×К]

Определение a_вод - охлаждения за счет распыляемой форсунками воды.

Nu = Re^0,76 + 0,91×10^-5×(Re-10⁴)×Re

где Nu - критерий Нусельта, Re - критерий Рейнольда, l - коэффициент теплопроводности воды = 0,66 Вт/м×К, В_зво - расход охлаждающей воды, м³/час, P - периметр слитка, м, H_зво - протяженность зоны вторичного охлаждения, м, H - текущая координата, отсчитываемая от начала ЗВО, м, g - коэффициент кинематической вязкости воды = 0,478×10^-6 м²/с при 333^ОК.

Определение лучистой составляющей:

a_л = e×С₀×× (13)

где e - степень черноты слитка (e = 0,9)

С₀ = 5,7×10^-8 Вт/м²×К - постоянная Больцмана

T_пов - температура поверхности слитка,^ОК (920^ОС)

T_воз - температура окружающей среды,^ОК (20^ОС)

Определение конвективной составляющей:

(14)

В области воздушного охлаждения:

a_å = a_луч + a_кон

Пример: Определить коэффициент теплоотдачи в ЗВО (водяные охладители) и в зоне охлаждения на воздухе при следующих условиях:

Размер заготовки: 2×a´2×b = 200´750 мм²,

Скорость вытягивания W = 1,6 м/мин,

Протяженность зоны вторичного охлаждения (ЗВО) = 14 м,

Удельный расход воды в ЗВО В_зво = 0,9 м³/т.

Решение:

1 Время пребывания слитка в ЗВО, t₂ = H_зво/W = 14 м/1,6 м/мин = 8,75 мин.

2 Масса слитка в ЗВО:

М_сл = H_зво×(a×b)×r = 14,0×0,75×0,2×7,4 = 15,45 т.

3 Часовой расход воды в ЗВО:

= 95,4 м³/ч.

1 Определение

a_зво = a_вод + a_луч + a_конв

а) Определение

Nu = Re^0,76 + 0,91×10^-5×(Re-10⁴)×Re

Рассчитываем Re.

Рассчитываем Nu:

Nu = Re^0,76 + 0,91×10^-5×(Re-10⁴)×Re = 7625

= 359 Вт/м²×^ОК.

Определение лучистой составляющей

a_л=e×С₀×× 0,9×5,7×10^-8×(1193² + 293²)×(1193 + 293) = 168,3 Вт/м²×К.

Определение конвективной составляющей

== 14 Вт/м²×К.

Суммарный коэффициент теплоотдачи в ЗВО (водяное охлаждение) составит:

= a_вод + a_луч + a_конв = 359 + 168,3 + 14,0 = 541,3 Вт/м²×К.

Коэффициент теплоотдачи в ЗВО (воздушное охлаждение) составит:

= a_луч + a_конв = 168,3 + 14,0 = 182,3 Вт/м²×К.

Итак, коэффициенты теплоотдачи в основных зонах охлаждения МНЛЗ составят в среднем: a Вт/м²×К

1 Зона кристаллизатора (первичного охлаждения) - 2000

2 Зона вторичного охлаждения ЗВО (водяное) - 540-600

3 Зона вторичного охлаждения ЗВО (воздушное) - 150-250

Вариант 2

Удельную плотность теплового потока в зоне вторичного охлаждения можно определить по уравнению:

q=(T_n-T_в)

где a - коэффициент теплопередачи конвекцией от поверхности слитка к охлаждающей воде, [Вт/м²К]

Т_п- температура поверхности заготовки,°К

Т_в- температура охлаждающей воды, °К.

Важнейшим параметром является a, теоретическое определение которого достаточно сложно, что связано во-первых с неопределенностью поля скоростей воды в факеле форсунки и во-вторых, при обтекании поверхности слитка с высокой температурой (900-1100°С) происходит частичное испарение воды и образование перовой пленки, существенно снижающей интенсивность теплоотвода.

Коэффициент теплоотдачи, отнесенный к средней температуре охлаждающей воды без разделения процессов нагрева и испарения охлаждающей воды равен:

a=(Q_в+Q_пар)/F(t_п-t_в) (15)

где Q_в - количество тепла в единицу времени, идущее на нагрев охлаждающей воды, Вт

Q_пар - количество тепла в единицу времени, идущее на процесс испарения, Вт

F - поверхность вторичного охлаждения, м²

t_п - средняя температура поверхности заготовки в ЗВО, °К

t_в - средняя температура охлаждающей воды, °С.

Основной зависимостью, определяющей процесс теплоотвода при водяном форсуночном охлаждении является зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности орошения:

a=f(G_в/F), где G_в - расход воды на охлаждения, м³/час,

F - площадь орошения, м².

Зависимость коэф. теплоотдачи от плотности орошения аппроксимируется выражением:

a_ор=К·g_F_,

где К - коэф. пропорциональности, определяется опытным путем,

Величина К по данным различных авторов изменяется так:

К=50¸120 (Вт·ч)/(м³·К).

Линейная зависимость приведенного уравнения сохраняется при изменении плотности орошения до g_F=20м³/(м²·ч). При g_F более 20 м³/(м²·ч) значения a практически не изменяется с ростом g_F.

Теплоотдача в ЗВО на криволинейных установках более сложна, чем на вертикальных МНЛЗ. Связано это с тем, что поверхность заготовки внутреннего радиуса r охлаждается водой, поступающей сверху, а поверхность заготовки наружного радиуса R охлаждается водой, поступающей снизу. В результате при одинаковой плоскости орошения, коэффициент теплоотдачи a на грани r больше, чем на грани R, т.к. процесс охлаждения более интенсивно идет на грани радиуса r.

Установлены экспериментальные зависимости:

a_r=60; a_R =50

Для соблюдения синхронизации процессов охлаждения по обеим граням, т.е. равенства коэффициентов теплопередачи необходимо выдерживать соотношение:

В ЗВО интенсивность теплоотвода необходимо поддерживать на таком уровне, чтобы в конце зоны при заданной производительности завершалось полное затвердевание слитка, а температура поверхности заготовки не опускалась ниже 800°С для предотвращения образования трещин.

При брусьевом и ролико-форсуночном охлаждении средний коэффициент теплоотдачи изменяется по технологической длине МНЛЗ от 540 до 140 Вт/м²·К, а удельные расходы воды при форсуночном охлаждении слябов от 12-10 м³/(м²·ч) в зоне «подбоя» под кристаллизаторами до 0.4-0.2 м³/(м²·ч) в конце форсуночной зоны охлаждения.

На рис.3 представлен пример распределения удельных расходов воды по ЗВО МНЛЗ конструкции ПО «Уралмаш» и фирмы «Маннесман-Демаг». Кривые 2 и 3 относятся к «мягким» и «жестким» режимам охлаждения слябов сечением 250´ (1500-1700мм) из углеродистых марок сталей, а кривая 1-к охлаждению слябов сечением 210´1450 мм для трубных сталей.

Кривые рис.3 аппроксимируются следующими зависимостями:

Кривая 1:

g_t_,_R=0.00041+1.94exp(-0.323·t) (16^а)

^{вертикальная МНЛЗ}

Кривая 2:

g_r=0.0748+1.96exp(-0.288·t) (16^б)

^{криволинейная МНЛЗ} g_R=0.164+1.83exp(-0.275·t)

Кривая 3:

g_r=0.408+1.89exp(-0.222·t) (16^в)

^{криволинейная МНЛЗ} g_R=0.553+1.74exp(-0.176·t)

где g_r и g_R- удельные расходы воды соответственно по граням внутреннего и наружного радиусов сляба, м³/(м²·ч)

t- время с момента попадания в ЗВО, мин.

Для ориентировочного расчета величины теплового потока в ЗВО по уравнению (11) необходимо прежде всего знание величины a - коэффициента теплоотдачи. Изменение a интегрального в ЗВО в зависимости от скорости разливки, полученные кривые аппроксимируются выражением:

a_ЗВО=exp(4,97+0,337·V)+exp(5,36+0,592·V-0,210·t) (17)

где V - скорость разливки, м/мин

t- время разливки, мин.

Всю зону охлаждения сляба, где устанавливаются форсунки, а длина этой зоны в современных МНЛЗ достигает 12-28 м, подразделяют на отдельные участки, конструктивно привязанные к роликовым секциям.

Для водяного охлаждения различные варианты отличаются интенсивностью теплоотвода и величиной a - коэф. теплоотдачи.

Тип охлаждения a, [Вт/м²·К]

Струйное охлаждение 2000-4000

Форсуночное жесткое 1000-1500

Ролико-форсуночное (смягченное) 300-500

Роликовое (мягкое) 200-300

Экранное 100-150

Значительная неравномерность интенсивности охлаждения, свойственная водяным форсункам, и трудности их использования при применении «мягких» режимов привели к разработке метода водо-воздушного охлаждения в районе ЗВО. Водо-воздушное охлаждение позволяет получать практически равнозначную интенсивность теплоотвода в сравнении с водяным охлаждением при меньшем расходе воды. Эффективность водо-воздушного охлаждения достигается за счет распыливания воды на мелкие капли (Æ< 100 мкм) и более высокой скорости потока в факеле. Величина a при этом способе охлаждения изменяется в пределах 250-500 .

Более равномерное охлаждение приводит к понижению перепадов температур на поверхности заготовки с 200°С при водяном охлаждении до 50 и менее, что существенно снижает опасность трещинообразования. Одним из основных является расчет изменения толщины корочки при кристаллизации в ЗВО. Связано это с тем обстоятельством, что величина Т_п- температура поверхности заготовки не остается постоянной. Если за начало отсчета принят момент выхода слитка из кристаллизатора, то толщину корочки в ЗВО можно расписать так:

s_ЗВО=s_кр+К_з (18)

где s_ЗВО - толщина корочки слитка в ЗВО, м

s_кр - толщина корочки на выходе из кристаллизатора, м

t- время от момента выхода из кристаллизатора, с

К_з - коэффициент затвердевания, м·с^-0,5.

По оптимальным данным для условий ЗВО К_з=0,0023-0,0027 м·с^-0,5.

На выходе из кристаллизатора по условиям прочности толщина корочки должна быть не менее s=25-30 мм.

Среднеинтегральную толщину корочки s в данной зоне охлаждения можно засчитать, используя закон корня квадратного в уравнении:

(19)

где - время входа слитка в данную секцию, с

- время выхода слитка из данной секции, с.

Алгоритм теплового режима ЗВО

Основной задачей теплового расчета ЗВО является определение расхода охлаждающей воды на каждую секцию ЗВО и определение числа форсунок в секции.

Значительное влияние на теплоотдачу непрерывного слитка в зоне вторичного охлаждения оказывает конструкция поддерживающей системы. В наибольшей степени это проявляется в условиях МНЛЗ с изогнутой технологической осью. Поддерживающая система закрывает часть слитка, т.е. играет роль экрана, в результате чего не вся вода достигает поверхности охлаждения.

На основании этого замечания для каждой из секций вводится К_и - коэффициент использования воды, который может изменяться в пределах от 0,65 до 1,00 в зависимости от степени экранизации (h).

Для теплотехнического расчета ЗВО задаются: V - скоростью разливки и геометрическими размерами каждой зоны охлаждения (- длина зоны).

По заданным V и длинам зон охлаждения () определяют время входа слитка в зону охлаждения () и время выхода из нее , где i - порядковый номер зоны охлаждения.

По закону корня квадратного или по величинам теплоотвода (Q_отв) определяют толщину корочки на выходе из кристаллизатора.

По уравнению (15) рассчитывают на выходе из данной секции ЗВО.

Для определения поверхности орошения вводят понятие степени орошения , является отношением орошаемой поверхности ( ) к общей поверхности зоны охлаждения (F):

Коэффициент при известной длине зоны охлаждения определяют как отношение средней ширины жидкой лунки в зоне охлаждения к ширине слитка :

(20)

где - средняя толщина корочки в зоне охлаждения, м.

По уравнению (16) находим величину .

По уравнению (14) находим коэффициенты теплоотдачи a для отрезка времени и .

Далее исходя из предположения о квазилинейности изменения a от времени определим усредненное значение :

Величина зависит от плотности орошения по уравнению:

(21)

где - плотность орошения поверхности слитка, м³/м²·с

- начальное значение коэф. теплоотдачи, Вт/(м²·К)

- опытный коэффициент, (Вт·с)/(м³·К).

По опытным данным =120-160 Вт/(м²·К).

=35-40 (Вт·с)/(м³·К) - для МНЛЗ с изогнутой технологической осью.

=60-100 (Вт·с)/(м³·К) - для вертикальных МНЛЗ.

Из уравнения (18) с учетом найденной ранее находят среднеинтегрированную плотность орошения в данной секции.

Приняв К_и=1, т.е. степень использования воды для охлаждения заготовки равной 100%, запишем уравнение:

(22)

где - расход воды на секцию, м³/с

- плотность орошения, м³/м²

- площадь орошения, м².

По этому уравнению зная , и К_и=1 определяем - расход воды на охлаждение в данной секции, м³/с.

Расчет количества форсунок в секции

Схема расположения форсунок в ЗВО обусловлена конструкцией секции роликовой поддерживающей системы.

Число горизонтальных рядов форсунок (М) обычно выбирается равным числу межроликовых промежутков в данной секции.

Число форсунок (N₁) в одном горизонтальном ряду зависит от средней ширины орошаемой поверхности данной зоны охлаждения и определяется из условия, когда факелы форсунок охватывают всю необходимую ширину зоны орошения. Для верхних секций ЗВО, которым соответствует большая ширина зоны охлаждения, на практике применяют установку 2^х или 3^х форсунок в горизонтальном ряду, в нижних секциях ЗВО устанавливают по одной форсунке в ряду.

Общее число форсунок в секции ЗВО кратно числу межроликовых промежутков:

N=N₁·M

С другой стороны величина N связана с пропускной способностью одной форсунки и общим расходом воды на зону охлаждения:

G= g_ф·N (23)

Из уравнения (23) определяем расход воды, приходящийся на одну форсунку:

g_ф=G/N

Для разбрызгивания охлаждающей воды используют два вида форсунок: плоскофакельные и крупнофакельные.

Пропускная способность форсунки ( g_ф) связана с давлением воды перед форсункой зависимостью:

g_ф=К₀

где К₀ - постоянный коэффициент, зависящий от типа форсунки, м³/(с·МПа^0,5).

Рабочий диапазон изменения давления составляет 0,05-0,6 МПа.

По определенному расходу воды на одну форсунку и заданному коэффициенту К₀ находят - давление воды перед форсункой.

Зона воздушного охлаждения

В конце ЗВО после окончания затвердевания заготовки прекращается принудительное водяное охлаждение. Заготовка вступает в зону свободного охлаждения на воздухе, за счет теплоотдачи излучением и свободной конвекции, причем большая часть тепла передается излучением.

Плотность теплового потока (Вт/м²) при охлаждении на воздухе описывается уравнением:

(24)

где - степень черноты металла (0,9)

- степень Стефана-Больцмана =5,67´10^-12Дж·см^-2·сек^-1·град^-4

Т_п и Т_в - температура поверхности слитка и окружающего воздуха, °К

a_к - коэффициент теплоотдачи конвекцией, Вт/(м²К).

Уравнение (24) можно записать в обобщенном виде:

(25)

где - суммарный коэффициент теплоотдачи.

В случае свободной конвекции величина зависит от температуры поверхности слитка:

t_п°С 500 700 800 900 1000 1100

, Вт/(м²К) 38 57 72 97 120 150

В случае вынужденной конвекции коэффициент теплоотдачи можно определить по эмпирическим зависимостям:

а_к=6,16+4,18 при £5 м/с

а_к=7,52 при >5 м/с.

где - скорость вынужденного движения воздуха вдоль поверхности слитка.

Пример расчета ЗВО

Техническое задание: рассчитать ЗВО радиальной МНЛЗ при R=12м для разливки стали ЗСП в слитки сечением - 250´1550 мм. При V=0,6 м/мин. Зона вторичного охлаждения разделена на 5 секций. Заданы основные размеры конструктивных элементов для каждой секции ЗВО, на основании которых определена степень экранирования.

где - зазор между роликами, м

- диаметр ролика, м.

Степень экранирования определяет величину К_и - коэффициент использования воды (=1,0).

Для данной конструкции роликовой поддерживающей системы положение трех вертикальных секций можно считать вертикальными, а с четвертой начинается искривленный участок.

Этап расчета.

В каждой зоне охлаждения определяем , , и . По опытным данным предварительно задаем: толщину корочки на выходе из кристаллизатора. Расчет ее ведем по экспериментальному уравнению:

=(0,25-0,35)´ а где а - половина толщины слитка, м, т.е. в нашем случае =0,3а=0,3´0,125=0,375м. Коэффициент затвердевания принимаем равным К_з=0,0025мс^-0,5, коэффициенты в уравнении (16) принимаем:

В=40 (Вт·с)/(м³·К) и =160 Вт/(м²·К).

Проведем расчет в указанной ранее последовательности, результаты расчетов даны ниже:

Зона охлаждения	1	2	3	4	5
, мин01,63,335,0510,05
, мин1,63,335,0510,0516,4
, Вт/(м2·К)370330270250220
, Вт/(м2·К)330270250220210
, Вт/(м2·К)350300260235215
, м0,0620,0730,0810,0990,116
, м0,0530,0670,0770,0900,108
0,930,910,900,880,86
, м21,401,461,444,115,07
, м3/(м2·ч)4,753,502,501,8751,375

Далее расчеты проводятся последовательно для каждой зоны.

1 зона охлаждения. При К_и=1 расход воды на зону составит:

=(1,4´4,75)/1,0=6,65 м³/ч.

Число межроликовых промежутков в первой секции М=6. Предусматриваем установку двух форсунок в ряд, т.е. N₁=2, общее число форсунок в зоне тогда равно: N=N1·М=2´6=12, расход воды на одну форсунку составит: =6,65/12=0,55 м³/ч.

Если использовать форсунку с расходным коэффициентом

К₀=3,7´10^-4 м³/(с·МПа^0,5)=1,33

м³/(ч·МПа^0,5), тогда =(0,55/1,33)²=0,17 МПа.

2 зона охлаждения. При К_и=1, G=(1,46´3,5)/1,0=5,1 м³/ч. При установке двух форсунок в ряд (N₁=2) и для М=4, N=2´4=8, =5,1/8=0,64 м³/ч.

Для обеспечения монотонности характера изменения температуры поверхности слитка при переходе от одной секции к другой необходимо, чтобы расходы воды через форсунки отличались не более, чем на 20-30%, т.е.

0,20-0,30 (26)

Сравним расходы воды на одну форсунку для первой и второй зон:

=(0,64-0,55)/0,64=0,14, что удовлетворяет условию (20)

3 зона охлаждения. При К_и=1, G=(1,44´2,5)/1,0=3,6 м³/ч. Примем установку двух форсунок в ряд (N₁=2), тогда при М=4; N=2´4=8; g_ф=3,6/8=0,45 м³/ч, и тогда (g_ф3-g_ф2)/g_ф3=(0,45-0,64)/0,45=0,42, что превышает значение 0,3 и условие (20) не соблюдается. Поэтому установим в данной секции по одной форсунке (N₁=1), тогда М=4 и N=M·N₁=4´1=4 и величине g_ф=3,6/4=0,9 м³/ч. В результате получим:

(g_ф3-g_ф2)/g_ф3=(0,9-0,64)/0,9=0,29, т.е. условие (20) выполняется.

зона охлаждения. Криволинейный участок. При К_и=1 расход воды со стороны внешнего радиуса R составит:

G_R=(1,875´4,11)/1,0=7,7 м³/ч.

М=10; N₁=1, следовательно, N=10 и g_ф_R=7,7/10=0,77 м³/ч. При этом (gф4-gф3)/gф4=(0,77-0,9)/0,77=0,17, т.е. условие (20) выполняется.

На стороне внутреннего радиуса r расход воды определим:

G_г=0,8G_R=0,8´7,7=6,16 м³/ч; g_ф=6,16/10=0,616 м³/ч.

5 зона охлаждения. При К_и=1, расход воды со стороны внешнего радиуса составит:

G_R=(1,375´5,07)/1,0=6,97 м³/ч. M=10, N₁=1,

следовательно, N=10 и g_ф=6,97/10=0,697 м³/ч. При этом (g_ф5-g_ф4)/g_5ф=(0,697-0,77)/0,697=0,114, т.е. условие (20) выполняется.

На стороне внутреннего радиуса r расход воды определяем:

G_г=0,8G_R=0,8´6,97=5,575 м³/ч и g_ф=5,575/10=0,557 м³/ч.

Во всех зонах условно принимаем значение К_и=1,0.

Расчет основных параметров МНЛЗ

Важнейшим параметром МНЛЗ является ее производительность, которая определяется сечением разливаемой заготовки, числом ручьев, использованием метода «плавка на плавку», временем подготовки машины к работе.

1 Скорость разливки определяется сечением заготовки, маркой стали и типом МНЛЗ. Ориентировочно скорость разливки рассчитывают по эмпирическому уравнению:

V=K(1+в/а)/в (26)

где К - коэффициент, зависящий от марки стали и сечения заготовки; при отливки слябов К=0,18-0,30; для квадратной заготовки (блюм, сорт) К=0,11-0,14.

Гипромез рекомендует следующие скорости разливки:

для квадратных заготовок

а´в,мм2	80´80	100´100	125´125	150´150	200´200
V, м/мин	2,75-3,50	2,20-2,80	1,80-2,30	1,50-1,90	1,10-1,40
а´в,мм2	250´250	250´320	250´360	300´400	300´450
V, м/мин	0,90-1,12	0,80-1,10	0,75-0,95	0,65-0,80	0,60-0,78

для слябов:

а´в,мм2	150´(700-1500)	200´(700-2000)
V, м/мин	1,60-1,80	1,50-1,80
а´в,мм2	250´(1000-2800)	300´(700-1600)
V, м/мин	1,30-1,60	1,10-1,40

)Расчет производительности одного ручья МНЛЗ:

П=r_м·F·V·60 (27)

где r_м - плотность металла, =7450 кг/м³

F - площадь поперечного сечения заготовки, м²

V - скорость разливки, м/мин

П - производительность одного ручья, кг/ч.

3 Продолжительность разливки на МНЛЗ одного ковша определяется уравнением:

t=М/(N·V·m·j) (28)

где М - масса разливаемого металла, кг

N - количество ручьев в МНЛЗ

V - скорость разливки (вытягивания заготовки), м/мин

m=а´в´r - масса 1 погонного метра заготовки, кг

а и в - толщина и ширина заготовки, соответственно, м

r - плотность стали =7450 кг/м³

j=0,9 - коэф., учитывающий потери времени на разливке.

4 Следующими важными технологическими параметрами МНЛЗ являются L_ж - глубина жидкой фазы и L_т - протяженность технологической линии машины. Величина L_жпри заданном сечении заготовки и соответствующей скорости разливки определяет протяженность зоны вторичного охлаждения и высоту или технологическую длину МНЛЗ. На основании экспериментальных данных В.С. Рутес для вертикальных МНЛЗ получим следующие зависимости:

а) для прямоугольных слябов шириной более 1200 мм:

L_ж =0,034·а²·V

б) для прямоугольных слябов шириной менее 1200 мм:

L_ж =0029·а²·V

в) для квадратных заготовок:

L_ж =0,024·а²·V

где а - толщина сляба или сторона квадрата, см

V - скорость разливки, м/мин.

Для радиальных МНЛЗ с радиусом изгиба к величине L_ж=pR/2 (м) протяженность технологической линии МНЛЗ (L_т) равна:

L_т=(h_p+L_ж+l_рез) ·m_к

где h_p- расстояние от уровня металла в сталеразливочном ковше до мениска металла в кристаллизаторе, м

l_рез- длина участка резки и длина мерной заготовки, м

L_ж- длина жидкой фазы в затвердевшей заготовке, м

m_к- коэффициент, учитывающий конструктивные длины (m_к=1,0-1,1)

Возможно также определение L_ж=t·V, где t - полное время затвердевания, V - скорость вытягивания слитка, обычно в приведенное уравнение вводят поправочный коэффициент и L_ж=t·V·y, где y =1,25 сортовых заготовок и y=1,1 для слябов.

5 Время затвердевания слитков определяют по уравнению:

=(а/2К),

где а - толщина заготовки, мм, К - коэффициент затвердевания (К=28-30 мм/мин^0,5 - сортовая заготовка и К=24-26 мм/мин^0,5 - слябовая заготовка).

) Расчет производительности МНЛЗ:

P_i=1440·n·M·Ф·j1/(nt₁+t₂) - пропускная способность для заданного профиля заготовки, т/год.

А пропускная способность установленной МНЛЗ:

Р=

где P_i - пропускная способность при выплавке заготовки определенного сечения, т/год

K_i- доля заготовки данного типоразмера, отливаемого на МНЛЗ (доли единицы)

n - кол-во плавок в серии при разливке методом плавка на плавку (слябовые МНЛЗ n=10-15, сортовые =4-10)

М - масса разливаемого металла (вместимость ковша), т

Ф - фонд времени работы МНЛЗ, сутки

t₁ - время разливки стали из сталеразливочного ковша, мин

t₂ - пауза, время подготовки машины к приему плавки без изменения размеров заготовки, мин

j₁ - коэф., учитывающий степень загрузки оборудования (для слябовых машин j₁=0,9; для сортовых j₁=0,85).

Фонд рабочего времени работы МНЛЗ составляет обычно 290-315 суток в году и определяется по формуле, сут.:

Ф=365-[T_k-T_п.п.-Т_т.р.]

где Т_к - продолжительность капитального ремонта МНЛЗ, сутки

Т_п.п. - продолжительность планово-предупредительного ремонта, сут.

Т_т.р. - продолжительность текущих ремонтов, сутки.

Литература

1 Кислородные зонды в сталеплавильном производстве. Изд-во «Металлургия», 1989 г. с. 142.

2 Г. В. Кашакашвили, Н. О. Гвамберия. «Разработка комплексной технологии внепечной обработки стали для бесшовных труб». Труды 3 конгресса сталеплавильщиков, Москва, 1996 г.

3 С. Г. Мельник, О. В. Носоченко и др. Внепечное рафинирование и модифицирование конвертерной стали. Там же стр.232.

Токовой О. К., Поволоцкий Д. Я. и др. «Повышение степени десульфурации конвертерной стали путем обработки в ковше твердошлаковыми смесями». Сталь № 6, 1996 г. стр. 27 - 30.

Приложение 1

Раздел «Теплофизические основы работы МНЛЗ»

I. Тепловая работа кристаллизатора

Расчет закристаллизовавшейся корочки заготовки (s) на выходе из кристаллизатора по трем вариантам.

Вариант а). Рассчитать s_кр по уравнению (5) . Значения L и V принять в соответствии с заданием. Величина k принимается в соответствии с маркой стали.

Вариант б). Рассчитать s_кр по уравнению (6). Величину теплового потока в кристаллизаторе Q_кр рассчитать по уравнению: Q_кр=g_уд´S, где g_уд - удельный тепловой поток в кристаллизаторе [Вт/м²] рассчитывать по уравнению: g_уд=(0,76·V+0,34)´10⁶ [Вт/м²], где V - скорость разливки, м/мин; S - охлаждающая поверхность кристаллизатора, м².

Вариант в). Рассчитать s_кр по уравнению (6). Величину Q_кр определить по уравнению (8), значения DТ°К и g_в - расход воды на охлаждение принять в соответствии с заданным вариантом.

Сравнить полученные значения s, рассчитанные по разным вариантам а, б и в.

II Теплообмен в зоне вторичного охлаждения (ЗВО)

Вариант 1. Рассчитать суммарный коэффициент теплоотдачи в ЗВО - зоне водяного и в зоне воздушного охлаждения. Расчет a_å в зоне водяного охлаждения вести по уравнению (12), (13) и (14), а в зоне воздушного охлаждения по уравнениям (13) и (14). Далее рассчитать удельную плотность тепловых потоков для ЗВО по уравнению: , Т_п - температура поверхности заготовки, Т_в - температура воды.

Вариант 2. Рассчитать удельную плотность теплового потока в ЗВО по величине a_ЗВО - коэффициента теплоотдачи от слитка к охлаждающей воде. Расчет a_ЗВОпровести по уравнению:

a_ЗВО=ехр(4,97+0,333V)+ехр(5,36+0,592V-0,210t), где V - скорость разливки, м/мин, t - время нахождения слитка в ЗВО. Величина g=a_ЗВО(Т_п-Т_в).

III. Расчет количества охлаждающей воды по секциям ЗВО (алгоритм теплового расчета ЗВО)

Одной из задач теплового расчета ЗВО является определение расхода охлаждающей воды на каждую секцию ЗВО и определение числа форсунок в секции. Для каждой секции вводится К_и - коэффициент использования воды, который изменяется в пределах от 0,65 до 1,0 в зависимости от степени экранизации слитка (h) поддерживающей системой от 0,65 до 1,0. Для теплотехнического расчета ЗВО задаются: V - скорость разливки ( м/мин) и длина каждой зоны ( секция охлаждения - l_i). По заданным V и l_i определяют время входа слитка в зону охлаждения (t₁) и время выхода из нее t₂=l_i/V. По вариантам а, б или в раздела I (тепловая работа кристаллизатора) определяют s_кр.

Далее по уравнению (19) находят среднеинтегральную толщину корочки в данной секции ЗВО по уравнению:

(1)

где t₁ - время входа слитка в данную секцию ЗВО, с

t₂ - время выхода слитка из данной секции, с.

Определяют степень орошения j=F_ор/F, где F_ор - поверхность орошения, F - общая поверхность зоны охлаждения. Величину j определяют как отношение средней ширины жидкой лунки В_ж в зоне охлаждения к ширине слитка В:

(2)

где s - средняя толщина корочки в зоне охлаждения, м.

Отсюда находим F_ор=j·F.

Далее по уравнению (17) a_ЗВО=exp(4,97+0,337·V)+exp(5,36+0,592·V-0,210·t) находим коэффициенты теплоотдачи для отрезков времени t₁ и t₂, и определяем величину усредненного коэффициента теплопередачи для данной секции:

(3)

Величина в свою очередь зависит от плотности орошения по уравнению:

(4)

где g_F - плотность орошения поверхности слитка, м³/м²с

a₀-начальное значение коэффициента теплопередачи, Вт/(м²К)

В - оптимальный коэффициент, (Вт·ч/м³°К).

По опытным данным a₀=120-160 (Вт/м²°К); В=35-40 (Вт·ч/м³К) - для МНЛЗ с изогнутой технологической осью; В=60-100 (Вт·ч/м³К) - для вертикальных МНЛЗ.

Из уравнения (4) с учетом ранее определенного по уравнению (3) находят величину g_F - плотность орошения для данной секции. Далее по уравнению:

(5)

определяют G - расход воды на охлаждение в данной секции (м³/с) по найденным ранее F_ор (м²) и g_F (м³/м²), приняв К_и=1, т.е 100% степень использования воды для охлаждения заготовки.

Представить полученные результаты в виде таблицы, аналогичной данной в описании.

Далее рассчитать общее число форсунок в каждой секции и расход воды на одну форсунку при условии, что количество секций в МНЛЗ равно 5, а количество межроликовых промежутков в каждой секции (М) принять аналогично данному в описании.

Расчет базового радиуса радиальных МНЛЗ

Определение величины базового радиуса радиальной установки с разгибом в одной точке проводится по уравнению:

где а - толщина заготовки, м

w - скорость вытягивания заготовки, м/мин

К - коэффициент затвердевания, К=24-26 мм/мин^0,5 - для слябов, К=28-30 мм/мин^0,5 - блюмсы, сорт, круглые)

e_Д - величина допустимой деформации металла в интервале хрупкости

q - коэффициент, учитывающий интенсивность охлаждения слитка в ЗВО (q=0,7-0,85).

Величины e_Д изменяются в зависимости от типа стали:

тип стали	eД
низкоуглеродистая сталь	(0,5-0,8)´10-2
среднеуглеродистая и легированная сталь	(0,3-0,5) ´10-2
высокоуглеродистая и высоколегированная сталь	(0,15-0,30) ´10-2

Полное время затвердевания заготовки сечением а´в составит:

Необходимая минимальная металлургическая длина заготовки при скорости вытягивания w составит:

L_ж=w·t

При базовом радиусе МНЛЗ R₀ участок затвердевания до выхода на горизонтальный участок составит:

L_{констр.}=pR/2

Расчет изменения радиуса криволинейных МНЛЗ

Определение изменения радиуса кривизны в точках правки криволинейной МНЛЗ производится по уравнению:

где i - число точек правки (изменения радиуса)

у=sq - расстояние от нейтральной оси опасного слоя, в котором может произойти разрыв.

q - коэффициент, учитывающий интенсивность охлаждения ЗВО

s - толщина закристаллизовавшейся корки слитка к моменту его распрямления

l - расстояние между точками правки

- допустимая деформация металла, находящегося в температурном интервале хрупкости (=0,0015-0,0080)

t_тих - время нахождения деформируемого металла в температурном интервале хрупкости.

Величина t_тих определяетсякак

где t_кр=^L/w - время формирования слитка до начала процесса выпрямления, L - расстояние от мениска металла в кристаллизаторе до точки правки, R₀ - базовый радиус кривизны кристаллизатора.

Определение рациональной длины радиального и криволинейного (с переменной кривизной) участков при условии минимальной и постоянной скорости деформации на внутренних слоях оболочки затвердевшего слитка производится по относительной толщине закристаллизовавшейся корки: , по рекомендации ПО «Уралмаш» она должна составлять 0,40?С?0,65.

При низких значениях С корочка характеризуется небольшой толщиной, высоким температурным градиентом, высокой средней температурой и низкой прочностью. При большом значении С (более позднее распрямление заготовки) отмечается большее ферростатическое давление и большая относительная деформация металла.

Пример 1.Определить базовый радиус МНЛЗ для разливки среднеуглеродистого металла в заготовку сечением 250´1200 мм².

Принимаем для данного сортамента следующие исходные данные: величина допустимой деформации =0,0040; интенсивность охлаждения - умеренная q=0,75, скорость вытягивания слитка w=1,0 м/мин, коэффициент кристаллизации К=0,025 м/мин^0,5.

Расчет базового радиуса:

Участок затвердевания составит:

Полное время затвердевания заготовки сечением 250?1200 мм² составит:

Необходимая минимальная металлургическая длина L_ж при скорости вытягивания V=1,0 м/мин составит: L_ж=V·t=1,0·25=25м.

Следовательно L_ж>L_{констр.}, т.е. необходимо либо увеличить радиус машины, либо уменьшить скорость вытягивания слитка.

В первом варианте радиус машины должен быть увеличен по расчету: , т.е.

Во втором варианте скорость вытягивания можно определить следующим образом: L_констр=15,7м=V·t; V=^L^констр/_t=^15,7м/_25мин=0,63^м/_мин

Первый вариант предпочтительнее с точки зрения производительности МНЛЗ, однако высота МНЛЗ при этом возрастает, что может оказаться определяющим для условий данного цеха.

Пример 2. Рассчитать кривую плавного выпрямления слитка с жидкой сердцевиной сечением а´в=250´1600мм при отливке низкоуглеродистых сталей. Базовый радиус кривизны радиального участка R₀=10м, скорость вытягивания слитка w=1,0^м/_мин, расстояние между точками правки l=1,0м. Коэффициент кристаллизации принимаем К=25^м/мин^0,5, коэффициент интенсивности охлаждения q=0,70, точку перехода от радиального участка к криволинейному при С=0,50, допустимую деформацию =0,0050.

Полное время кристаллизации заготовки составит:

При С=0,50 толщина закристаллизовавшейся оболочки к моменту разгиба слитка будет s=⁽^a^·с)/₂=^(250·0,5)/₂=62,5мм. Время движения слитка к точке разгиба:

Расстояние от нейтральной оси до опасного слоя y=s·q=62,5´0,70=43,7мм (0,044м). Время нахождения деформированного слоя в температурном интервале хрупкости:

Радиус первой точки правки слитка:

R₁=12,1м.

Радиус кривизны второй точки правки:

R₂=15,38м.

Радиус кривизны третьей точки правки:

R₃=20,8м и т.д.

Приложение 2

Вариант заданий для расчета

Вариант	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10
Высота кристаллизатора, L, мм	700	900	1100	1000	1150	1200	1250	1300	1200	1000
Толщина слитка в, мм	150	200	250	250	200	250	200	250	400	200
Ширина слитка а, мм	1000	1200	1500	250	300	1600	1800	250	400	1300
Скорость разливки (вытягивания) V, м/мин	1,6	1,5	1,2	2,5	2,8	1,3	1,0	2,6	2,2	1,4
Перепад температуры охлаждаю-щей воды, DТ,°С	10	15	20	20	15	20	15	10	20	15
Расход воды в кристаллизаторе, gв м3/час	250	300	400	200	250	350	450	250	300	350
Протяженность зоны вторичного охлаждения, м	8	10	12	6	8	12	12	8	10	12
Удельный расход воды в ЗВО, м3/т	0,80	0,90	1,00	0,90	0,80	1,20	1,25	0,90	0,95	1,00
Температура поверхности стали в ЗВО (водяное охлаждение), °С	1200	1250	1150	1200	1150	1200	1250	1150	1200	1250
Температура поверхности стали в ЗВО (воздушное охлаждение), °С	800	850	900	850	900	870	920	820	850	870
Марка стали	ст15	ст40Х	ст20	ШХ15	Г2С-У	ст35	ст30Х	30Г2С	ШХ15	ст25

Приложение 3

Тема 1. Обработка стали с целью десульфурации синтетическим шлаком. (расчет на 1 т стали)

Состав синтетического шлака (исходного):

CaO = 55 %, Al₂O₃ = 35 %, SiO₂ = 5 %, MgO = 5 %.

Таблица № 1

Вариант	Кол-во синтет.	Содержание элементов, %*			Кол-во печного	Футеровка***
	шлака, кг	Mn	Si	Al	шлака, кг**
I - 1	25	0,25	0,20	0,04	5	шамотн.
I -2	30	0,30	0,25	0,05	7	глинозем.
I -3	35	0,40	0,35	0,06	9	шамотн.
I -4	40	0,55	0,45	0,05	7	глинозем.
I -5	35	0,60	0,60	0,04	5	шамотн.
I -6	30	0,50	0,40	0,06	7	глинозем.
I -7	25	0,40	0,50	0,05	5	шамотн.
I -8	30	0,30	0,40	0,04	9	глинозем.
I -9	35	0,45	0,60	0,05	7	шамотн.
I -10	40	0,60	0,20	0,06	5	глинозем.

* При раскислении стали в ковше принять угар элементов для всех вариантов: угар Mn = 15 %, угар Si = 25 %, угар Al = 75 %.

** Состав печного шлака (конвертерного) CaO = 45 %, SiO₂ = 15 %, MnO = 25 %, Al₂O₃ = 5 %.

*** Расход футеровки ковша для всех вариантов равен 2,5 кг. Состав шамотной футеровки: 65 % SiO₂и 35 % Al₂O₃ и высокоглиноземистой (глинозем): 90 % Al₂O₃и 5 % SiO₂.

Тема 2. Обработка стали ТШС

Состав ТШС принять постоянным и равным CaO = 50 %, Al₂O₃ = 35 %, SiO₂ = 10 %, MgO = 5 %.

Расходы ТШС принять в соответствии с данными табл. 2.

Таблица № 2*

Вариант	Кол-во ТШС, кг	Вариант из табл. 1
II - А	10	1, 2, 3
II - Б	12	4, 5, 6
II - В	8	7, 8, 9
II - Г	12	10, 9, 8

* Содержание элементов и их угары принимать по табл. 1. Кол-во печного шлака, состав футеровки и ее расход по табл. 1.

Порядок оформления отчета по ДЗ (1)

1 Краткое описание теории процесса десульфурации стали.

2 Краткое описание технологии обработки стали синтетическим шлаком и ТШС, их преимущества и недостатки.

3 Обработка стали синтетическим шлаком (тема 1). Рассчитать значения L_S, h_S и [S]_кон при трех исходных значениях [S]_нач, равных 0,040; 0,030 и 0,020 % по одному из вариантов табл. 1.

4 Обработка стали ТШС (тема 2). Рассчитать значения L_S, h_S и [S]_кон при трех исходных значениях [S]_нач, равных 0,040; 0,030 и 0,020 % по одному из вариантов табл. 2.

Сформулировать выводы по результатам расчетов.

Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали

Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали

Похожие работы на - Разработка технологии выплавки, внепечной обработки и разливки заданной марки стали