Автореферат: Разработка рационального режима плавки стального полупродукта в сверхмощных дуговых электропечах

На рисунке 2 приведены области фактических содержаний фосфора в металле и равновесных, рассчитанных по измеренной температуре металла (361 точка в каждой области). Область равновесных содержаний получена расчётами по полимерной модели «УГТУ-УПИ», аналогичные области получаются при использовании адаптированной модели Кожеурова, а также моделей Сюито-Иное (Suito - Inoue) и Хили (Healy).

Если анализировать рафинирование полупродукта согласно традиционному подходу, оценивая равновесное содержание фосфора в полупродукте по фактически измеряемой температуре полупродукта, то следует признать, что дефосфорация должна продолжаться и после 80-85% продолжительности плавки. Однако в действительности этого не происходит (рис.2). Кроме того, наблюдаемая рефосфорация должна начинаться после выравнивания фактических концентраций фосфора с равновесными и оставаться в пределах рефосфорации, которая прогнозируется по температуре полупродукта. В действительности же этого также не происходит (рис.2). Область фактических содержаний фосфора в полупродукте никогда не перекрывается с областью равновесных, рассчитанных по температуре полупродукта, несмотря на последовательное протекание процессов дефосфорации и рефосфорации полупродукта. Причём указанные противоречия принципиально не устраняются привлечением в анализ известных закономерностей кинетики дефосфорации металла и возникают, по существу, при рассмотрении термодинамики процесса.

Рисунок 2 - Сопоставление фактических содержаний фосфора (%) в металле и равновесных, рассчитанных по температурам металла и шлака: - фактические содержания; - рассчитанные по температуре металла; - рассчитанные по температуре шлака

Традиционное для практики представление о том, что равновесие, к которому стремится процесс распределения фосфора между металлом и шлаком, допустимо оценивать по фактически измеряемой температуре объёма металла, обеспечивает лишь качественное объяснение наблюдаемой рефосфорации, только в некотором приближении отражает действительную физикохимию процесса в ванне ДСП. Это не позволяет, например, прогнозировать минимально достижимые по ходу плавки содержания фосфора в полупродукте и конечное содержание фосфора, количественно оценивать степень повышения основности шлака к концу плавки, необходимую для предотвращения рефосфорации.

Таким образом, обоснована необходимость нового подхода к пониманию сложного вопроса о протекании реальных процессов дефосфорации и рефосфорации в ДСП с целью расширения возможностей анализа и корректировки технологии. В связи с этим, на рисунке 2 также приводится область равновесных содержаний, рассчитанных по тем же моделям по температуре шлака, за которую приняты усреднённые результаты собственных измерений температур шлака (рис.1). Из данных, представленных на рисунке 2, следует, что фактические концентрации фосфора в полупродукте, которыми заканчивается его дефосфорация и с которых начинается рефосфорация, близки к равновесию по температуре шлака, а не полупродукта.

Следовательно, при определении рациональных параметров шлакового режима с учётом технологической необходимости дефосфорации полупродукта, целесообразно ориентироваться на температуру шлака. Данный приём обоснован следующим известным фактом. При кипении металлической ванны ДСП формируется двухфазная шлако-металлическая зона в шлаковом покрове, значительно увеличивающая площадь контакта «металл-шлак». Особенности теплогенерации и теплообмена в сверхмощных ДСП приводят к тому, что температура двухфазной зоны существенно выше температуры объёма металла. Петрографические исследования шлаков ДСП-135 подтвердили наличие металлических корольков размером до 3 мм, которые появляются в шлаке благодаря кипению металла при обезуглероживании. Отмечено, что рефосфорация начинается после полного расплавления лома на откосах печи, которое фиксируется по истечении 80-85 % продолжительности плавки. По-видимому, находящийся в шлаке лом, оказывая термостатический эффект на близлежащие объёмы шлака, создаёт благоприятные условия для дефосфорации металла.

В среднем по исследованному массиву, а также на конкретных плавках наблюдаемый эффект рефосфорации объясняется повышением температуры шлака, а не полупродукта. В качестве средней температуры шлака середины окислительного периода рационально принимать 1715°С. Это значение позволяет наиболее точно прогнозировать минимально достижимые содержания фосфора в полупродукте по ходу плавки. Температура шлака в конце плавки может достигать 1750 °С, изменяясь в зависимости от температуры выпуска полупродукта. Анализ рафинирующей способности шлака в этих диапазонах температур показал, что для предотвращения рефосфорации достаточно повышать основность шлака на 0,25-0,5 ед. к концу плавки. Полезно также повышать рафинирующую способность шлака, раскисляя до содержания (FeO) = 20-25 %, и охлаждать его, например, периодическими присадками извести по ходу окислительного периода. Разработка подобных рекомендаций была бы невозможна, если бы для анализа процессов дефосфорации и рефосфорации полупродукта использовалось традиционное приближение - оценка равновесия, к которому стремится реальный процесс распределения фосфора, по фактически измеряемой температуре объёма полупродукта.

В третьей главе проведён анализ возможностей стабилизации вспениваемости шлаков по ходу окислительного периода. В практических условиях плавки полупродукта в сверхмощных ДСП вспениваемость шлаков, в основном, определяется их вязкостью и повышается с ростом вязкости. Опыт показывает, что повышение вязкости шлаков может быть достигнуто их гетерогенизацией, данный эффект объясняется с позиций, изложенных в работах Я.Френкеля и А.Эйнштейна по вязкости суспензий. Поэтому в ряде исследований для повышения вспениваемости электропечного шлака предлагали его гетерогенизировать за счёт насыщения тем или иным соединением. Однако рекомендации по корректировке состава шлака делали, ориентируясь на фактическую температуру металла по ходу плавки, а не самого шлака, т.е. без учёта перегрева шлакового слоя относительно металла. В данном исследовании также предложено корректировать состав электропечных шлаков для их гетерогенизации с целью повышения вязкости, но, исходя из того, что их температура ликвидус должна превышать фактическую температуру самого шлакового слоя.

Были подобраны шлаки, взаимосвязь составов которых имитирует шлакообразование в ДСП. Составы подбирались специально, чтобы все экспериментальные шлаки были связаны друг с другом - состав каждого шлака можно получить из любого другого, изменяя содержание (СаО) и (FeO) и производя пересчёт содержания компонентов на 100 %. Таким образом, имитируются процессы изменения составов и свойств шлаков при изменении соотношения вдуваемых в ДСП угля и кислорода, содержания углерода в металле, подаче в ДСП извести.

С помощью полимерной модели были рассчитаны температуры гомогенизации (температуры ликвидус) экспериментальных шлаков. Во всём исследованном диапазоне температур (1500-1900°С) для данных шлаков, содержащих не более 6 % (MgO), выявлена возможность насыщения только одним веществом - (СаО). Выяснилось, что шлаки обычного состава (основность менее 2,5 ед.) могут сохранять гетерогенность только в конце расплавления и начале окислительного периода. При этом возможное повышение содержания в шлаке (FeO) более 25-30 % переводит шлаки обычного состава в полностью жидкое состояние даже в конце расплавления. На практике это проявляется как снижение вспениваемости шлака при попадании в завалку значительных количеств окисленного лома, «мягком расплавлении» из-за нестабильного усвоения металлом науглероживателя и т.п.

На практике, кроме повышения вспениваемости шлаков, необходимо также обеспечить их высокую рафинирующую способность, т.е. приблизить состав к диапазону (FeO) 20-25 %, где наблюдаются максимальные коэффициенты распределения фосфора. В этом диапазоне достаточно иметь основность 2,7-2,8 ед., чтобы обеспечить гетерогенность шлака до конца плавки. В начале окислительного периода в том же диапазоне (FeO) достаточно иметь основность 2,4-2,5 ед.

Для подтверждения и оценки возможностей повышения вспениваемости шлаков за счёт их насыщения известью проведены лабораторные исследования вязкости шлаков, моделирующих средние обычно применяемые составы и составы с предположительно большей вязкостью, полученных на основе первых добавкой извести (табл.1). Учитывая сложный состав шлаков и возможную гетерогенизацию, было сделано предположение о наличии изменений их структуры по ходу эксперимента, которые, очевидно, не могут протекать с бесконечно высокой скоростью. Вследствие чего исследование вязкости не проводили методом непрерывных измерений при охлаждении шлака, поскольку это может привести к получению участков данных с заниженными значениями и резким ростом вязкости. С целью максимально возможного устранения релаксационных явлений показания вязкости снимали с длительными выдержками при определённых температурах. Из-за наличия объективных трудностей в проведении длительных опытов при высоких температурах, верхний интервал температур при проведении эксперимента ограничили наименьшими температурами шлака, зафиксированными на ДСП-135 (до 1650°С). Полученные данные перестраивались в координатах - 1/Т, в которых выявляются прямолинейные участки, что позволяло экстраполировать экспериментальные данные в область более высоких температур с помощью уравнений линейной регрессии = a·(1/Т)+b.

Таблица 1 - Основные характеристики экспериментальных шлаков

Температуры ликвидус шлаков основности 2,0 ед., зафиксированные по переломам в графиках - 1/Т, оказались на 10-20°С выше рассчитанных по полимерной модели. Это хороший результат, свидетельствующий о достаточной адекватности обеих методик исследований. Для экспериментальных шлаков проведены расчёты растворимости оксида магния (MgO)нас при температурах шлака окислительного периода в рамках полимерной модели (рис.3). Расчёт по полимерной модели имеет одно явное преимущество - позволяет учесть, что не всё количество (СаО) шлака может находиться в его жидкой фазе, растворяющей (MgO). Другие модели из-за игнорирования данного явления могут давать заниженные значения (MgO)нас. Вязкость высокоосновных шлаков (насыщенных известью) на участке 1650-1750°С в среднем в 1,56 раз выше вязкости низкоосновных шлаков (рис.3). Поэтому оценка вспениваемости исследованных шлаков согласно наиболее распространённому подходу Jung S. Foaming characteristics of BOF slags /S. Jung, R.J. Fruehan //ISIJ International, Vol. 40 (2000). № 4. Pp. 348-355 для шлаков аналогичного состава показывает, что вспениваемость высокоосновных шлаков выше, чем низкоосновных в 1,71 раза.

Рисунок 3 - Вязкость и предел растворимости оксида магния (MgO)нас в исследованных шлаках при 1600, 1650, 1700 и 1750 °С: - экспериментальные данные о вязкости шлаков с основностью 3,1 ед.; - экстраполяция данных вязкости шлаков с основностью 3,1 ед.; - экспериментальные данные о вязкости шлаков с основностью 2,0 ед.; - экстраполяция данных вязкости шлаков с основностью 2,0 ед.; цифры у точек - номера шлаков из таблицы 1

В то же время известно, что повышение основности гомогенных шлаковых расплавов приводит к снижению их вязкости. Эксперимент показал - для шлаков исследованного состава повышение основности приводит к повышению вязкости (рис.3), что может вызываться только гетерогенизацией шлаков из-за неполного растворения введённой извести. Из данных, представленных на рисунке 3, также следует, что формирование более основных и менее железистых шлаков позволяет снизить износ огнеупоров комплексно за счёт повышения вязкости шлаков и снижения растворимости в них (MgO).

В четвёртой главе проведён анализ особенностей технологии плавки полупродукта в ДСП-135 ОАО «Северский трубный завод». Выявлено преимущественное формирование по ходу окислительного периода шлаков с широкими диапазонами содержания (FeO) = 25-50 % и основности 1,8-2,6 ед. Основными причинами формирования таких шлаков являются излишне высокий расход кислорода, нестабильный ввод извести в шлак и угля в шлак и металл из-за уноса части их присадок в газоотводящий тракт, отсутствие в технологической инструкции требования о более высоком и узком интервале основности.

Установлено, что практически всегда на серийных плавках фиксируется режим «плохого» вспенивания шлака, при котором низкий уровень шлака не приводит к достаточному экранированию дуг. Согласно результатам проведённых лабораторных и теоретических исследований неудовлетворительная вспениваемость шлаков серийной технологии вызвана их незначительной вязкостью в температурных условиях окислительного периода. С целью повышения вспениваемости шлаков, улучшения их рафинирующей способности и снижения агрессивности к футеровке было рекомендовано формировать шлаки окислительного периода с содержанием (FeO) = 20-25 % с получением к концу плавки основности 2,7-2,8 ед. Для этого в существующую технологию плавки были внесены следующие изменения: изменён режим продувки со снижением расхода кислорода на плавку с 4745 до 4236 нм3, на 30 % снижена тяга газоочистки, внедрена дополнительная добавка извести и угля по ходу окислительного периода, корректирующая состав шлака «по расплавлении». Соблюдение данных рекомендаций привело к улучшению вспениваемости шлаков, в том числе в конце плавки, и основных технико-экономических показателей плавки полупродукта в ДСП-135.

Практика показала, что введение извести по ходу окислительного периода, т.е. её рассредоточенная присадка позволяет хорошо вспенивать в конце плавки шлаки с содержанием (FeO) до 35 %. По-видимому, это связано с незавершённостью растворения извести и охлаждением шлака. На плавках, проводимых по рекомендованному режиму, практически полностью устраняется рефосфорация, снижаются содержание азота в металле и расход электроэнергии, не отмечаются случаи перегрева воды в панелях и интенсивного износа огнеупоров в горячих зонах футеровки, обычно фиксирующиеся при проведении плавок по принятому режиму. По результатам исследования подготовлена заявка и получен приоритет ФИПС на патент № 2008148432 от 08.12.2008 «Способ получения стали в дуговой электросталеплавильной печи».