Способ выплавки стали
Изобретение относится к черной металлургии, конкретно к выплавке стали в сталеплавильных агрегатах. Способ включает завалку твердого окислителя, шлакообразующих материалов, металлошихты, прогрев, заливку железоуглеродистого расплава, плавление, скачивание шлака, окислительное рафинирование металлического расплава от избыточного количества углерода и примесей, подачу газообразного кислорода, выпуск металла. По ходу окислительного рафинирования большую часть твердого окислителя, равную 70-95% от общего его расхода на плавку, вводят в порошкообразном состоянии размером частиц менее 5 мм непосредственно в объем металлической ванны на глубину 0,1-1,0 высота слоя жидкого металла. При этом суммарный расход твердого окислителя на плавку поддерживают в пределах 2-30% от массы железоуглеродистого расплава. Использование изобретения обеспечивает сокращение длительности рафинирования, снижение энергозатрат, повышение степени восстановления железа из его оксидов, увеличение выхода железа и уменьшение количества шлака. 4 з.п. ф-лы, 1 табл.
Изобретение относится к черной металлургии, конкретнее к выплавке стали в сталеплавильном агрегате - кислородном конвертере, электропечи, мартеновской печи, двухванной печи.
Известны способы выплавки стали, отличающиеся тем, что окислительное рафинирование осуществляется преимущественно за счет кислорода дутья, подаваемого в ванну в течение всего периода рафинирования. Характерной чертой этих способов является весьма высокая скорость рафинирования, короткая продолжительность плавки, значительная производительность, пониженные удельные расходы тепла. Вместе с тем, продувка ванны кислородом сопровождается большим окислением (угаром) железа, достигающем 4-6%, пониженным выходом железа в пределах 88-89%, значительным образованием шлака в количестве 150-200 кг/т стали, ухудшенной экологией [1].
Известны мартеновские процессы выплавки стали, основанные на использовании в качестве окислителя кислорода, поступающего в ванну из твердого окислителя атмосферы печи, вдуваемого окислительного газа - кислорода или воздуха [1].
Наиболее близким по технической сущности является способ выплавки стали скрап-рудным мартеновским процессом, включающий завалку части твердого окислителя, шлакообразующих материалов, металлошихты, прогрев, заливку железоуглеродистого расплава в виде жидкого чугуна или углеродистого полупродукта, плавление, скачивание шлака, окислительное рафинирование металлического расплава от избыточного количества углерода и примесей по ходу плавки, подачу газообразного кислорода, нагрев, доводку и выпуск металла (первичной стали) [2].
Металлошихта этого способа включает в себя 55-70% жидкого чугуна и 30-45% металлолома. Основным источником снабжения ванны кислородом для рафинирования чугуна от примесей является твердый окислитель. На долю его приходится 70-90% кислорода, поступающего в ванну. При этом основное количество твердого окислителя вводится в завалку на подину печи до начала подачи металлолома и заливки жидкого чугуна. Меньшая часть окислителя загружается по ходу доводки плавки (рудного кипа) на поверхность ванны. Расход его в завалку и доводку составляет в среднем 10-15 и 1,0-3% от массы металлозавалки соответственно. Определенную роль в обеспечении потребностей ванны в окислители играет атмосфера печи и газообразный кислород.
В отличие от кислородных процессов с вдуванием газообразного кислорода мартеновский скрап-рудный процесс, базирующийся на использовании конденсированного кислорода твердого окислителя, обеспечивает значительно меньшее окисление и угар железа, повышенный до 100% и более выход годного за счет восстановления чистого железа из его оксидов, меньшее количество шлака, отсутствие испарения железа. Вместе с тем, он имеет весьма серьезные недостатки.
Основными недостатками известного способа являются:
- большая продолжительность рафинирования по сравнению с кислородными процессами, достигающая многих часов, обусловленная медленной скоростью основной реакции производства стали - окисления углерода и поступления тепла в металлическую ванну;
- повышенные энергозатраты на выплавку стали ввиду, главным образом, из-за значительной длительности плавки и связанных с этим высоких тепловых потерь, достигающих 40-60% от общей потребности тепла на процесс;
- относительно большой размер кусков твердого окислителя, достигающий 250 мм, ограничивает скорость его взаимодействия с заливаемым чугуном и металлической ванной, что в сочетании с коротким временем их соприкосновения уменьшает полноту протекания реакций окисления углерода - восстановления железа из оксидов;
- всплывание большей части твердого окислителя и шлакообразующих на поверхность ванны под влиянием воздействия жидкого чугуна и значительной разницы плотностей окислителя и чугуна. Вследствие этого поверхность реагирования кусков окислителя и металла резко сокращается до уровня раздела шлак-металл и не превышает 0.2-0,4 м2/т расплава;
- образование на поверхности металла большого количества малотеплопроводного и малоактивного холодного шлака, имеющего значительную толщину и содержащего большое число кусков твердого окислителя, резко замедляет процессы переноса кислорода и тепла в металлическую ванну, в том числе основную реакцию - окисление углерода и нагрев металла;
- неполное восстановление железа из твердого окислителя - не более 30-50% из-за недостаточной поверхности его контакта с восстановителем, содержащимся в расплаве, и значительных потерь его со скачиваемым шлаком;
- относительно слабое использование подводимой к ванне энергии и тепла дожигания СО до СО2 из-за медленной скорости окисления углерода по ходу плавки, тормозящего влияния слоя шлака, имеющего большую толщину, недостаточной интенсивности перемешивания металла и шлака.
Вместе взятые, эти факторы вызывают значительное увеличение продолжительности рафинирования и плавки в целом, повышение удельного расхода тепла, ухудшение эффективности использования твердого окислителя, в том числе снижение степени восстановления железа. Все это послужило причиной снижения конкурентоспособности мартеновского процесса в целом и его вытеснения кислородно-конвертерным и электросталеплавильными процессами.
Технической задачей изобретения является сокращение длительности рафинирования, снижение энергозатрат на ванну стали, более эффективное использование возможностей твердого окислителя, в том числе повышение степени восстановления железа из его оксидов, увеличение выхода железа и уменьшение количества шлака.
Технический результат достигается тем, что в способе выплавки стали в сталеплавильном агрегате, включающем завалку твердого окислителя, шлакообразующих материалов, металлошихты, прогрев, заливку железоуглеродистого расплава в виде жидкого чугуна или углеродистого полупродукта, плавление, скачивание шлака, окислительное рафинирование металлического расплава от избыточного количества углерода и других примесей, ввод по ходу рафинирования твердого окислителя, подачу газообразного кислорода, нагрев, доводку и выпуск металла, после заливки железоуглеродистого расплава по ходу окислительного рафинирования большую часть твердого окислителя в порошкообразном состоянии размером частиц менее 5 мм в количестве 70-95% от общего его расхода на плавку вводят непосредственно в объем металлической ванны на глубину, составляющую 0,1-1,0 высоты слоя жидкого металла, при этом суммарный расход твердого окислителя поддерживают в пределах 2-30% от массы заливаемого железоуглеродистого расплава.
В качестве твердого окислителя используют железорудный концентрат, измельченные окалину, железную руду, агломерат и их смеси, а также оксидный железосодержащий материал и частично восстановленное железо.
Для повышения эффективности предлагаемого изобретения твердый окислитель, подают вместе с легкоплавким материалом и/или синтетической смесью, собственная температура плавления которых ниже температуры плавления твердого окислителя.
Часть твердого окислителя в количестве 5-25% от общего расхода его на плавку вводят в составе композиционного материала, содержащего смесь твердого окислителя и металлического утяжелителя в виде железоуглеродистого сплава при соотношении их масс в пределах (10-90)-(90:10) соответственно.
Газообразный кислород подают с расходом 5-20 нм3/т металла для лучшего дожигания СО до CO2, дополнительного перемешивания шлака и металла и создания на поверхности ванны реакционных зон с повышенной температурой.
Для регулирования теплового баланса ванны и температуры металла и шлака и синхронизации обезуглероживания и нагрева при расходе твердого окислителя свыше 10% от массы заливаемого железоуглеродистого расплава осуществляют дополнительный нагрев металлической ванны в количестве 0,5-7 МДж на 1 кг твердого охладителя (металлолома железорудного окислителя и др.).
Наиболее рациональным вариантом предлагаемого способа выплавки стали является работа с повышенной долей жидкого чугуна, минимальным количеством лома и использованием в качестве основного источника снабжения ванны кислородом твердого окислителя, выполняющего одновременно роль охладителя плавки вместо лома. Замена части или всего лома окислителем-охладителем гарантирует повышенную и стабильную чистоту выплавляемого металла по содержанию примесей цветных металлов и обеспечивает получение дополнительного количества железа из его оксидов.
Способ осуществляют следующим образом.
После окончания выпуска металла и части или всего конечного шлака производят завалку твердого окислителя в количестве 5-30% от общего его расхода на плавку, шлакообразующих материалов, металлошихты, прогрев, заливку железоуглеродистого расплава, плавление, скачивание шлака, окислительное рафинирование металлического расплава от избыточного количества углерода и примесей, ввод по ходу рафинирования твердого окислителя, подачу газообразного кислорода, нагрев, доводку и выпуск металла.
В процессе заливки железоуглеродистого расплава кремний, марганец, хром, ванадий, фосфор и другие элементы, присутствующие в металле, активно взаимодействуют с кислородом оксидов железа твердого окислителя и окисляются. Пониженная температура ванны, обусловленная охлаждением исходного жидкого расплава в результате передачи части его тепла твердому окислителю, шлакообразующим материалом к металлолому, а также интенсивное перемешивание заливаемым в печь расплавом, создают благоприятные термодинамические условия для быстрого и эффективного окисления всех примесей чугуна, за исключением углерода. Последний во время заливки практически не окисляется, так как при температуре заливаемого металла 1300-1400°С сродство его к кислороду существенно ниже кремния, марганца и других легко окисляемых элементов. Сокращение количества твердого окислителя, загружаемого в завалку до значений 5-30% от общего расхода его на плавку, служит дополнительной гарантией предотвращения окисления углерода, поскольку на его окисление кислорода не хватает. Предотвращение развития окисления углерода в процессе заливки железоуглеродистого расплава позволяет избежать выбросов металла и шлака и снизить до минимума образование пламени.
После заливки железоуглеродистого расплав по ходу окислительного рафинирования большую часть твердого окислителя в порошкообразном состоянии размером частиц менее 5 мм в количестве от 70-95% от общего расхода на плавку вводят непосредственно в объем металлической ванны на глубину, составляющую 0,1-1,0 высоты слоя жидкого металла. При этом суммарный расход твердого окислителя поддерживают в пределах 2-30% от массы заливаемого железоуглеродистого расплава. С одной стороны, это обеспечивает полное и быстрое удаление всех примесей чугуна во время заливки, исключая при этом возможное окисление углерода и вероятность выбросов и образования сильного пламени. С другой стороны, при этом обеспечиваются потребности ванны в кислороде во время окислительного рафинирования от углерода и оставшихся в металле количество кремния, марганца, ванадия, хрома и фосфора.
Ввод большей части твердого окислителя по ходу окислительного периода вместо завалки снижает охлаждение заливаемого железоуглеродистого расплава твердым окислителем и обеспечивает более высокую температуру его и степень перегрева металла над линией ликвидус в начале и по ходу рафинирования.
Одновременно с этим уменьшается количество твердого окислителя, всплывающего на поверхность ванны, снижается окисленность и общая масса образующего шлака. Результатом этого является повышенная температура металла и шлака, их лучшая жидкотекучесть, меньшее вспенивание шлака и ускоренная передача тепла металлу через слой шлака. В свою очередь, это усиливает растворение извести и других флюсов в шлаке, ускоряет формирование активного шлака требуемого состава и количества, повышает его рафинирующие свойства в отношении окисления углерода, дефосфорации и десульфурации металла.
Ввод большей части твердого окислителя в порошкообразном состоянии по ходу окислительного рафинирования непосредственно в жидкую металлическую ванну резко увеличивает скорость доставки кислорода вглубь расплава.
При этом оксиды железа поступают равномерно во все зоны металлической ванны в наиболее благоприятный период плавки, когда происходит рафинирование расплава и ванна испытывает дефицит количества кислорода, вносимого твердым окислителем, исключает необходимость подачи в ванну газообразного кислорода, сопровождающейся неизбежным окислением железа и образованием оксидов. В данном случае требуемое для окисления углерода и примесей ванны количество окислителя поступает в ванну со стороны в готовом виде.
Обеспечение потребностей ванны в кислороде достигается за счет поступления окислителя из оксидов железа, вводимых извне. Благодаря этому обеспечивается более быстрая доставка кислорода в зону реакции его с углеродом, являющейся наиболее медленной стадией окислительного рафинирования и требующей длительных затрат времени. Помимо того, при этом устраняется окисление железа, неизбежно сопровождающее вдувание газообразного кислорода в металлическую ванну, и вызывающее дополнительные потери железа.
Применение твердого окислителя в порошкообразном состоянии и ввод большей части его после заливки железоуглеродистого расплава по ходу окислительного рафинирования непосредственно в металлическую ванну на заданную глубину обеспечивает быстрый нагрев частиц окислителя до температуры плавления и переход их из твердого в жидкое состояние. Активность кислорода, содержащегося во вводимом окислителе, при этом существенно возрастает и превышает окислительный потенциал как исходного материала, так и газообразного кислорода и атмосферы агрегата [3]. В результате этого оксидный материал после его подачи в ванну превращается в концентрированный окислитель, химический потенциал которого на порядок с лишним больше, чем газообразного кислорода [5]. В результате этого резко возрастает окислительная способность оксидного материала. Поэтому присадки твердого окислителя в дисперсной форме непосредственно в металлический расплав наряду с увеличением скорости его доставки в металл позволяет одновременно повысить кислородный потенциал оксидов железа, а также ввести кислород с высоким окислительным потенциалом непосредственно в металл. Благодаря этому достигается прямое непосредственное окисление примесей чугуна железоуглеродистого расплава кислородом вводимого твердого окислителя и исключается необходимость в обязательном предварительном образовании оксидов железа за счет окисления части железа металлической ванны кислородом, подводимым извне. Следовательно, подача в ванну частиц твердого окислителя ускоряет поступление кислорода в объем металла и создает возможности для более быстрого окисления углерода чугуна и остальных примесей.
Одновременно с термодинамикой процесса улучшается и кинетика рафинирования. Этому способствует увеличение удельной поверхности контакта исходного окислителя и металлической ванны, а также заглубления частиц в металл. При диаметре частиц 2,5 мм эта величина достигает 300 м2/т расплава, что превышает удельную поверхность реагирования шлак-металл в сталеплавильной ванне, составляющую 0,2-0.4 м2/т, примерно на три порядка. Заглубление частиц твердого окислителя под слой металла увеличивает путь их движения через слой металла и время их пребывания до 10 с и более. Это обеспечивает быстрый нагрев частиц окислителя и переход их в расплавленное состояние. Параллельно с этим достигается развитие поверхности контакта окислителя с жидким металлом и обновление ее. Выделяющийся в процессе обезуглероживания монооксид углерода активно перемешивает металл и шлак, ускоряя тепломассообмен и увеличивая время пребывания частиц окислителя в ванне за счет их увеличения движущимися потоками металла. В то же время это гарантирует усвоение окислителя и отсутствие неконтролируемого перехода твердого окислителя в шлак, а также ведение плавки с минимальным и регулируемым количеством шлака и содержанием в нем оксидов железа. В свою очередь, это резко снижает потери оксидов железа и повышает выход железа из металлошихты.
Поверхность контакта окислителя с металлом в результате движения частиц окислителя через толщу металла во время их вдувания и последующего вспенивания непрерывно обновляется. Это еще больше увеличивает поверхность реагирования окислителя с расплавом, а также время реагирования. Интенсивное перемешивание металлической ванны под влиянием выделения в ней пузырьков СО, образующихся в результате реакции углерода металла и вводимого кислорода, дополнительно ускоряет процессы тепломассопереноса и окисление примесей.
Одним из преимуществ предлагаемого способа является возможность равномерного ввода твердого окислителя по всему объему металлической ванны. В этом случае зона реагирования вводимого кислорода с примесями жидкого расплава распространяется на весь объем металлической ванны и охватывает ее полностью. Благодаря этому сокращается длительность окислительного рафинирования.
Отмеченные выше кинетические факторы в дополнение к термодинамическим параметрам создают необходимые и достаточные условия для быстрого и эффективного окисления углерода и примесей железоуглеродистого расплава кислородом твердого окислителя в дисперсном состоянии. Скорость окисления углерода при этом возрастает до 0,1-0,4% С/мин и более и достигает значений, отвечающих кислородноконвертерной плавке, обладающей наименьшей длительностью процесса окисления углерода и наибольшей производительностью среди существующих способов.
Высокие скорости окисления, обусловленные вводом кислорода непосредственно в объем жидкого расплава, увеличением активности кислорода, резким возрастанием скорости доставки кислорода в зону реакции - толщу металла - значительно снижают продолжительность обезуглероживания ванны в предлагаемом способе до 20-45 мин.
Доставка кислорода внутрь металлического расплава является наиболее медленной стадией общей гетерогенной реакции окисления углерода, являющейся основой сталеплавильного процесса и определяющей его продолжительность и показатели процесса в целом. В предлагаемом способе выплавки стали наблюдается резкое ускорение скорости доставки кислорода в объем металла. При этом механизм окисления углерода и других примесей принципиально изменяется. Их окисление производится непосредственно кислородом оксидов железа, поступающих в металл. Вследствие этого обязательное образование оксидов железа в толще железоуглеродистого расплава утрачивает свое значение. Рафинирование металла от примесей в данном случае не требует предварительного образования оксидов железа и происходит с повышенной скоростью по одностадийной схеме вместо обычной двухстадийной. При этом скорость окисления углерода не уступает обезуглероживанию металла при продувке кислородом.
Из изложенного следует, что дисперсное состояние частиц твердого окислителя и их ввод в толщу металлической ванны, предлагаемые в данном изобретении, принципиально изменяют кинетику основной реакции сталеварения - окисления углерода, в том числе лимитирующего стадию. В этом случае достигается непосредственная доставка кислорода в металл и огромное увеличение поверхности реагирования окислителя и жидкого расплава (на три порядка и выше). Это ускоряет перенос кислорода в металлическом расплаве, являющийся лимитирующим звеном обезуглероживания ванны, до уровня, соответствующего кислородно-конвертерной плавке и выше. Окисление углерода при этом происходит за счет прямого взаимодействия углерода и кислорода оксидов железа и протекает с весьма высокими скоростями. Благодаря этому длительность плавления рафинирования и доводки, а также плавки в целом значительно сокращаются. Одновременно с этим снижаются потери тепла и энергозатраты на выплавку стали, увеличивается степень использования кислорода твердого окислителя, возрастает степень восстановления железа из его оксидов.
Применение конденсированного кислорода оксидов железа с заменой части и всего газообразного кислорода резко сокращает испарение железа и переход его в шлак и дым, а также снижает массу шлака, образующегося за период плавки и концентрацию в нем оксидов железа. Благодаря этому достигается лучшее использование окислителя, снижение потерь железа, значительный приход нового железа, восстановленного из оксидов твердого окислителя-охладителя.
Лимитирующей стадией реакции обезуглероживания при этом становится подвод тепла к металлу, так как окисление углерода конденсированным кислородом оксидов железа является эндотермической реакцией и сопровождается снижением температуры металла.
Во время рафинирования расход твердого окислителя по ходу плавки поддерживают в пределах 70-95% от общего его количества на плавку. Это обеспечивает основные потребности ванны в кислороде в период окислительного рафинирования, в том числе для окисления углерода.
После завершения удаления большей части углерода и фосфора расход твердого окислителя постепенно снижают с учетом содержания углерода в металле, поддерживая его на уровне, равном или превышающем стехиометрическое значение по реакции углерод-кислород, равное 0,75. Одновременно с этим по ходу рафинирования подают газообразный кислород с расходом 5-20 нм3/т металла. Благодаря этому доля углерода, окисляемого кислородом твердого окислителя по эндотермической реакции с затратами тепла по ходу плавки постепенно снижается. Доля же углерода, удаляемого за счет реакции его с кислородом дутья, имеющей экзотермический характер, соответственно возрастает. По этой причине приход тепла в ванну по ходу рафинирования усиливается, а температура металла повышается. После достижения заданной концентрации углерода и фосфора и требуемой температуры металла перед выпуском расплав выпускается из печи в ковш.
Окисление углерода в предлагаемом способе является регулируемым процессом и задается скоростью подачи твердого окислителя, его расходом, выбором размеров частиц и глубиной их погружения в металл. Вследствие этого достигается непрерывное и равномерное окисление углерода по ходу плавки с устранением пиков на кривой окисления углерода. Стабильный характер обезуглероживания металла и выделения монооксида углерода улучшает условия дожигания СО до СО2 и передачу этого тепла металлической ванне, снижая тем самым энергозатраты.
Благодаря равномерной подаче частиц твердого окислителя в металл окисление углерода и выделение монооксида происходит равномерно по всему объему и всей площади зеркала металла. Это обеспечивает полное участие всей поверхности ванны в тепломассообмене, повышает степень использования тепла, в том числе тепла дожигания до 60-100%, и степени передачи этого тепла ванне до уровня 60% и более. Снижение количества шлака, образующегося по ходу плавки, и его непрерывное и интенсивное перемешивание по ходу окислительного периода, также благоприятствуют этому.
Подача окислителя в дисперсном состоянии вглубь металлической ванны повышает эффективность использования этого материала, в том числе его окислительной способности, а также обеспечивает более полное восстановление оксидов железа твердого окислителя примесями чугуна. Это создает предпосылки для увеличения расхода окислителя и поступление кислорода в металл вплоть до максимальных значений, отвечающих полному удовлетворению потребностей ванны в кислороде на окисление всех примесей, включая углерод.
Тепловой потенциал плавки на жидком чугуне и ломе позволяет использовать не более 30% металлолома и до 10% твердого окислителя, охлаждающий потенциал которых соотносится примерно как 1:3,3.
При вводе максимально возможного количества окислителя-охладителя, равного 10%, в ванну поступит 2,5-3,0% кислорода или около 18-25 нм3 О2/т введенного материала. Это количество кислорода обеспечивает полное окисление примесей типа кремния, марганца, хрома и др. и части углерода. Однако этого количества недостаточно для окисления всего углерода ванны, для чего требуется 40-50 нм3/т. Поэтому расход твердого окислителя на плавку в предлагаемом способе увеличен до значений, обеспечивающих потребность ванны в кислороде на окисление практически всего углерода, то есть с 10 до 30%.
Учитывая, что потенциальный запас энергии ванны ограничивает количество твердого окислителя 10%, дальнейшее увеличение его расхода требует ввода дополнительного количества тепла. Поэтому при выплавке стали с расходом металлолома выше 25-30% либо твердого окислителя с расходом более 10% от общей массы металлошихты на плавку в металлическую ванну дополнительно вводят извне дополнительное тепло в виде индукционного, дугового, плазменного нагрева, топливокислородных горелок в количестве 0,5-7,0 МДж на 1 кг охладителя. Необходимость ввода дополнительного количества тепла в ванну может возникнуть также и при работе с расходами охладителей ниже верхнего предельного значения, например, при использовании физически и химически холодного углеродистого полупродукта с температурой менее 1300°С.
Дополнительным фактором, расширяющим возможности регулирования температуры металла по ходу плавки и регулирования особенно перед выпуском является окисление железа газообразным кислородом аналогично обычной плавке в кислородных конвертерах и двухванных печах. Однако в этом случае нагрев металлической ванны достигается ценой дополнительного окисления железа, возрастанием его потерь, увеличением количества шлака и содержание в нем оксидов железа. Поэтому этот прием используют лишь в крайнем случае, когда отсутствует возможность компенсации дефицита тепла за счет подвода его извне и/или использования тепла дожигания СО до СО2.
Рекомендуемые параметры плавки по предлагаемому способу основаны на следующем. Применение твердого окислителя в порошкообразном виде с размером частиц менее 5 мм увеличивает их удельную поверхность. Введение этих мелких частиц с развитой поверхностью в объем металлической ванны повышает поверхность реагирования частиц с металлом на несколько порядков до уровня 300-17000 м2/т вместо 0,2-0.4 м2/т при использовании кускового твердого окислителя. Дисперсный характер частиц ускоряет их нагрев и переход из твердого в расплавленное состояние. Благодаря этому кислородный потенциал жидких оксидов железа возрастает на порядок и более и становится значительно вше, чем чистого газообразного кислорода, не говоря уже об атмосфере агрегата [3]. Вместе взятые эти факторы резко усиливают поступление кислорода в металл и повышают его активность. Вследствие этого окисление углерода и других примесей чугуна при вводе в толщу расплава более мелких частиц твердого окислителя резко усиливается и достигает значений, отвечающих кислородно-конвертерной плавке, либо превосходящих их.
Этот предел ограничивается только затратами, связанными с диспергированием твердого окислителя. По расчетам уменьшение размера частиц менее 0,05 мм, обладающих средней удельной поверхностью 17000 м2/т, заметно увеличивает расходы на измельчение. Поэтому повышение степени дисперсности окислителя до уровня менее 0,05 мм нежелательно. При размере частиц твердого окислителя менее 5 мм нагрев и расплавление оксидного материала и их взаимодействие с элементами чугуна успевает завершиться за время их пребывания в металлическом расплаве. Это обеспечивает эффективное окисление углерода и других примесей во всем объеме металлической ванны и полное использование окислительного потенциала подаваемого в ванну оксидного материала. Нижний предел размера частиц не имеет ограничений, поскольку с уменьшением размера частиц увеличивается удельная поверхность их контакта с металлом, ускоряется прогрев и расплавление частиц. При увеличении размера частиц окислителя свыше 5 мм из-за снижения удельной поверхности и замедления переноса тепла частицы не успевают полностью перейти в жидкое состояние. Это уменьшает скорость поступления кислорода в металл и снижает скорость обезуглероживания ванны и других реакций, увеличивая длительность плавки и энергозатраты. Кроме того, часть нерасплавившихся и не успевших прореагировать частиц окислителя всплывает в шлак, снижая тем самым эффективность использования вводимого окислителя, увеличивая содержание оксидов железа в шлаке и его количество. Поэтому выбранный размер частиц - менее 5 мм является рациональным.
Твердый окислитель вводят вглубь металлической ванны на глубину, равную 0,1-1,0 высоты слоя жидкого металла. Эти параметры обеспечивают необходимое время пребывания частиц окислителя в расплаве, достаточное для их нагрева, расплавления и взаимодействия с элементами ванны.
Меньшее значение этого предела относится к частицам относительно небольшого диаметра порядка менее 0,1 мм, время расплавления которых и реагирования не превышает 1-2 с. Поэтому заглубление их в металл выше 0.1 м не вызывается необходимостью. Если этот параметр взять менее 0,1, то процессы тепло- и массообмена в окислителе не успеют завершиться, что нежелательно.
Наибольшее значение этого параметра - 1 относится к частицам с увеличением до 5 мм диаметром. Введение в металл их на большую глубину обеспечивает более длительное пребывание их в металле в течение времени, достаточном для их нагрева, расплавления и завершения взаимодействия кислорода с элементами ванны. Значение параметра является предельно возможным и пределы 0,1-1 гарантирует обработку всего объема металла в ванне частицами твердого окислителя и высокую эффективность использования твердого окислителя.
Количество вводимого в металл по ходу рафинирования твердого окислителя, равное 70-95% от общего расхода его на плавку, обеспечивает максимальную эффективность способа, позволяя использовать для рафинирования большое количество кислорода из оксидов твердого окислителя. Благодаря относительно высокой доли окислителя, подаваемого непосредственно в металлическую ванну и снижению доли газообразного кислорода, достигается быстрое и полное окисление углерода и других элементов за счет кислорода, вносимого твердым окислителем. В результате этого обеспечивается также эффективное и полное удаление кремния, марганца, углерода и других элементов без дополнительного окисления железа, неизбежно сопровождающее рафинирование газообразным кислородом.
Если количество окислителя составляет менее 70%, то вносимого им кислорода не хватает для рафинирования чугуна от примесей. Это вызывает необходимость введения дополнительного количества твердого окислителя на поверхность металлической ванны. В этом случае резко ухудшается интенсивность подвода кислорода в металл. Объясняется это тем, что поверхность раздела шлак-металл невелика и составляет всего 0,2-0,4 м2/т металла, что на несколько порядков меньше удельной поверхности контакта окислителя с жидким расплавом. Это замедляет рафинирование металла, удлиняет длительность плавки, увеличивает энергозатраты, а также ухудшает использование вводимого окислителя и тепла дожигания СО до CO2.
Возможным вариантом устранения дефицита кислорода в данном случае является увеличение расхода кислородного дутья. Однако это сопровождается дополнительным испарением железа, повышенным его переходом в шлак и в дым, снижением выхода железа, ухудшением экологии.
При расходе окислителя в период рафинирования менее 70%, количество окислителя, вводимого в завалку до заливки железоуглеродистого расплава, возрастает и превышает потребности ванны на окисление примесей металлической ванны Si, Mn, Cr и др. Избыток окислителя частично расходуется на окисление углерода, происходящее во время заливки, что нежелательно по соображениям безопасности и экологии, часть его также всплывает в шлак, увеличивая его массу и окисленность и снижая эффективность использования твердого окислителя. Поэтому снижение этой цифры ниже 70% нежелательно.
Если количество твердого окислителя по ходу рафинирования, превышает 95% от общего его расхода на плавку, то это вызывает сокращение расхода этого реагента, вводимого в завалку, до уровня менее 5%. Количество кислорода, вносимое в этом случае окислителем, оказывается недостаточным для окисления примесей, содержащихся в заливаемом расплаве, особенно при использовании природно-легированных чугунов, имеющих повышенную концентрацию Ti, V, Si, Mn, Cr, P и др. Поэтому увеличение этого показателя сверх 95%и соответствующее снижение расхода окислителя в завалку нецелесообразно. Пределы 70-95% отвечают наилучшим показателям предлагаемого способа выплавки.
Суммарный расход твердого окислителя на плавку поддерживают в пределах 2-30%, гарантирующих достижение наибольшего эффекта предлагаемого способа. Нижний предел 2% выбран из условия ограничения ввода кислорода лишь количеством, необходимым для окисления кремния, ванадия, хрома, фосфора и т.д., за исключением углерода. Выбранная величина позволяет провести рафинирование чугуна от этих примесей, обладающих повышенным сродством к кислороду по сравнению с углеродом при температуре заливаемого чугуна. За счет этого достигается избирательное рафинирование чугуна от примесей и сохранение подавляющего количества углерода в металле. Если это значение уменьшить ниже 2%, то количество введенного окислителя окажется недостаточным. Это не позволит завершить рафинирование чугуна от примесей в процессе заливки и вынудит перенести эту задачу на последующие периоды плавки. Верхний предел 30% определен из условия ввода кислорода в количестве, обеспечивающем потребности ванны в окислителе для полного обезуглероживания ванны при доле жидкого чугуна в металлозавалке 100%. Увеличение этого показателя сверх 30% не нужно, так как количество твердого окислителя получается излишним и он не будет использован по своему прямому назначению - для окисления углерода. При большем количестве окислителя избыток его перейдет в шлак, способствуя тем самым росту массы шлака и содержания оксидов железа в нем. В свою очередь, это замедляет процессы тепломассопереноса в системе шлак-металл, увеличивает потери железа со шлаком и приводит к перерасходу окислителя. Поэтому пределы 2-30% отвечают условию достижения наибольшей эффективности предлагаемого способа.
Твердый окислитель подают совместно с легкоплавкими шлакообразующими материалами и/или синтетической шлаковой смесью, собственная температура плавления которых ниже температуры плавления твердого окислителя. Совместный ввод этих материалов обеспечивает понижение температуры плавления оксидного компонента, равной 1300-1400°С, до температуры, соответствующей или меньшей температуры заливаемого чугуна. Это ускоряет переход твердого окислителя в расплавленное состояние и повышает активность оксидов железа. При этом скорость взаимодействия примесей чугуна (кремния, марганца, хрома и др.) с оксидами железа существенно возрастает, поскольку процессы диффузии кислорода в жидкой частице протекают намного быстрее по сравнению с твердой фазой. В сочетании с малым размером вводимого в металл частиц окислителя это обеспечивает эффективное рафинирование чугуна от его примесей как во время заливки жидкого чугуна на твердый окислитель, продолжительность которого невелика и составляет всего 2-4 мин, так и при вводе окислителя в объем металлического расплава по ходу плавления, окислительного рафинирования и доводки. Добавки к твердому окислителю компонентов, способствующих образованию жидкой шлаковой фазы с высоким содержанием оксидов железа, обеспечивает более полное окисление элементов чугуна и повышенное восстановление железа, содержащихся во вводимом окислителе. В качестве разжижающих реагентов могут быть использованы различные вещества и отходы производства, содержащие фториды и оксиды кальция, марганца, магния, натрия, калия и др.
Часть твердого окислителя в количестве 5-25% от общего его расхода на плавку вводят в виде композиционного материала, содержащего смесь твердого окислителя и металлического утяжелителя в виде железоуглеродистого сплава при соотношении их масс в пределах (10÷90)-(90:10) соответственно. Композиционный материал в виде слитков получают методом заливки частиц твердого окислителя железоуглеродистым расплавом, используя для этого литейные формы (мульды) разливочные машины чугуна [4]. Другим способом его получения является брикетирование частиц оксидного компонента и измельченных железосодержащих отходов (корольки металла, металлоконцентрат и т.д.) [5].
Добавки утяжелителя увеличивают время пребывания твердого окислителя в металлическом расплаве в режиме питания благодаря меньшей разнице плотностей жидкого металла и композиционного материала и обеспечивают непрерывное и равномерное питание ванны кислородом, содержащимся в оксидах железа, а также барботирование газом глубинных слоев металлической ванны. За счет этого достигается эффективное донное перемешивание металла. При доле окислителя, вводимого в виде композиционного материала, менее 5% достигаемый эффект получается незначительным. Если же эта доля превышает 25%, то начинает заметно проявляться охлаждающий эффект утяжелителя, входящего в состав композита, и эндотермической реакции окисления углерода оксидами железа. С этих позиций пределы 5-25 являются оптимальными. Соотношение (10:90-(90÷10) обеспечивает варьирование окислительно-восстановительного и охлаждающего эффекта композиционного материала в значительных пределах и улучшает показатели способа.
Газообразный кислород по ходу плавки подают на поверхность ванны с расходом 5-20 нм3 на 1 т металла. Подача этого количества кислорода обеспечивает полное дожигание выделяющегося из ванны монооксида углерода и передачу тепла дожигания шлаку и металлу. Расход кислорода в указанных пределах создает условия для эффективного использования потенциала углерода как топлива. При расходе кислорода менее 5 нм3/т металла количество тепла, образующегося в результате дожигания СО до CO2 получается относительно небольшим. Это не позволяет использовать этот фактор для регулирования теплового баланса плавки и температуры ванны в значительных пределах. При расходе кислорода более 20 нм3/т создается значительный избыток тепла в зоне горения и высокая температура газов, что отрицательно сказывается на стойкости футеровки агрегата. Помимо этого, эффективность передачи тепла дожигания ванне печи по мере увеличения количества продуктов горения и их теплосодержаниия начинает относительно замедляться. Поэтому дальнейшее повышение расхода кислорода на дожигание более 20 нм3/т становится не целесообразным.
При расходе твердого окислителя свыше 1,0% от массы заливаемого железоуглеродистого расплава по ходу плавки в металлическую ванну вводят дополнительное тепло в количестве 0,5-7,0 МДж на каждый 1 кг твердого охладителя, вводимого сверх верхнего предела расхода охладителя допускаемого тепловым балансом плавки - 30% по лому и 10% по твердому окислителю. Дополнительный нагрев ванны обеспечивает получение заданной температуры металла на выпуске при использовании в шихте различного количества железоуглеродистого расплава, различных видов жидкой шихты - передельного чугуна или углеродистого полупродукта, и различных типов применяемых охладителей - от металлолома до железорудных окислителей.
Показатель 0.5 МДж охладителя относится к случаю, когда доля углерода окисляемого кислородом твердого окислителя, не превышает 0,4 от общего его количества в шихте. Этому отвечает вариант работы с использованием передельного чугуна с повышенной до 1450°С температурой заливаемого металла, значительным содержанием кремния и марганца, высокой долей жидкого чугуна в металлозавалке - свыше 85%. При расходе энергии менее 0.5 МДж/кг окислителя скорость подвода тепла получается пониженной, вследствие чего обезуглероживание опережает нагрев металла, нарушая тем самым синхронизацию этих процессов. Это увеличивает продолжительность плавки и энергозатраты, снижая тем самым эффективность способа. Показатель 7 МДж/кг охладителя относится к варианту работы на физически и химически холодном железоуглеродистом расплаве с повышенным расходом металлолома или твердого окислителя, когда большая часть углерода железоуглеродистого расплава - свыше 0,45 окисляется за счет кислорода твердого окислителя. Вследствие эндотермического характера этой реакции и большого ее развития в ванне возникает дефицит тепла, который компенсируется поступлением повышенного количества энергии извне. Увеличение расхода энергии свыше 7 МДж охладителя вызывает нарушение синхронизации процессов обезуглероживания и нагрева металла, ускоряя чрезмерно последний. Это приводит к перерасходу энергии и ухудшению показателей выплавки стали.
Источниками ввода извне дополнительного количества тепла могут быть дуговой, индукционный и плазменный нагрев, а также погруженные факельные горелки большой единичной мощности и другие генераторы энергии.
Конкретные примеры осуществления способа выплавки стали в сталеплавильном агрегате - электродуговой печи с различными технологическими параметрами по предлагаемому способу и известному (прототипу) приведены ниже.
Металлозавалка плавок состояла из 40% скрапа и 60% жидкого чугуна, шихта содержала 2,6% углерода, 0,98% марганца, 0,6% кремния, 0,038% серы и 0,115% фосфора. Плавки начинали с завалки части твердого окислителя (железной руды) в количестве 3-2,9% от общего расхода его на плавку, составляющего 1,8-30,9% от массы заливаемого железоуглеродистого расплава.
На окислитель загружали известняк в количестве 2,7-3,5% от массы металлошихты и скрап, далее производили прогрев заваленных материалов в течение 5-15 мин. После этого в печь заливали в течение 2-4 мин железоуглеродистый расплав (чугун), производили спуск и скачивание первичного шлака через порог рабочего окна. Общее количество образующегося шлака составляло 8,4-10,9% от массы металлошихты. После полного расплавления производили дополнительное скачивание шлака и наводку нового. Общее количество удаляемого шлака составляло в среднем 6,8%. Первичный шлак содержал 22% SiO2, 26% Сао, 9% Mg и 16% FeO при основности 0,9-1,3. После скачивания первичного шлака в печи оставляли технологически необходимое его количество, равное 1,7-2,1% от массы металла с толщиной 25-30 мм. По расплавлении в шлаке содержалось 11% FeO, 4% Fe2O3, 17% SiO2, 34% CaO. После заливки жидкого чугуна по ходу окислительного рафинирования начинали подачу в ванну твердого окислителя в порошкообразном состоянии с размером частиц 0,05-9 мм. Общее количество окислителя, подаваемого в период рафинирования, составляло 71-97% от общего расхода его на плавку. Окислитель вводили в объем металлической ванны на относительную глубину, составляющую 0,12-1 толщины слоя металлической ванны. Общий расход твердого окислителя на плавку изменялся в пределах 1,8-30,9 от массы заливаемого железоуглеродистого расплава.
За первый период плавки - от ее начала до расплавления в ванну поступило из оксидов железа в расчете на 1 т металлошихты 2,4-3.3% кислорода. Из атмосферы печи пришло 0,6-0,8% кислорода. В сумме это обеспечило потребности ванны в кислороде на окисление части углерода и примесей.
За первый период из оксидов железа восстановилось в среднем 3% железа, которое перешло в металлическую ванну, увеличив выход жидкого металла в среднем до 10%. По расправлении металл содержал 0,5-0,8% углерода, 0,09-0,11% марганца, следы кремния, 0,025-0,03% серы и 0,007-0,011% фосфора.
Во второй период окислительного рафинирования - от момента полного расплавления металлозавалки и вторичного скачивания шлака вплоть до выпуска, в ванну продолжали подачу твердого окислителя в порошкообразном состоянии и одновременно проводили вдувание газообразного кислорода в количестве 3-27 нм3/т металла. В этот период в ванну поступает 0,25-0,55% кислорода из твердого окислителя и 0,1-0,75% из кислородного дутья в расчете на металлическую шихту. Доля углерода, окисляемого кислородом твердого окислителя, составила 0,41-0,85 в начале плавки и 0,2-0,4 в конце ее. Изменение доли углерода, окисляемого кислородом оксидов железа и газообразным кислородом, обеспечило одновременно быстрое окисление углерода и снижение его концентрации до заданного содержания перед выпуском, равного 0,08-0,18%, и получение требуемой температуры металла перед выпуском в пределах 1620-1740°С. Регулирование состава и свойств шлака после окончания его спуска и скачивания осуществляли путем присадок извести в количестве 1,2-2,0% от массы металлической шихты и добавок флюсов. Конечный шлак перед выпуском металла из печи содержал в среднем 40-45% СаО, 12-15% SiO2, 6-10% MgO, 8-11% FeO и 2-3% Fe2O3 при основности 2,7-3,3. Выход конечного шлака составил 2,6-3,5%. Общая продолжительность периода рафинирования металла для оптимальных режимов 2-9 сократилась до 18,6-32,1 мин вместо 80-120 мин для прототипа, а удельные энергозатраты снизились до 2330-2630 МДж/т по сравнению с 3300-3900 МДж/т для известного способа. Выход жидкой стали вырос при этом до 100,4-112,8% против 98-100% для прототипа. Отмечено также значительное сокращение количества образующегося в период плавления шлака - до 84,3-109,1 кг/т вместо 120-140 кг/т в известном способе.
Степень восстановления железа из оксидов твердого окислителя для предлагаемого способа составила 87,1-94,1% по сравнению с 30-50% для прототипа.
В оптимальных примерах 2-9 вследствие использования твердого окислителя в порошкообразном состоянии и его ввода непосредственно в объем металлической ванны на глубину 0.1-1 высоты слоя металла, а также ввода 70-95% окислителя от общего расхода его на плавку после заливки жидкого чугуна при суммарном расходе окислителя 2-30% от массы жидкого чугуна, залитого в печь, по сравнению с прототипом достигнуто сокращение длительности рафинирования на 40-80 мм, удельного расхода энергии на 700-900 МДж/т, увеличение степени восстановления на 36-45% абс. и повышение выхода жидкой стали на 2-14% в результате более полного восстановления железа твердого окислителя. При этом одновременно достигнуто снижение массы образующегося по ходу плавки шлака на 10-40 кг/т стали.
Ухудшение основных технико-экономических показателей в примере 1 объясняется чрезмерно высоким расходом на плавку твердого окислителя, достигшего 30,9%. Снижение показателей в примере 10 сопряжено с недостаточным количеством окислителя, вводимого за период плавки - 1,8.
Источники информации
1. Бигеев A.M. Математическое описание и расчеты сталеплавильных процессов. Учебное пособие для вузов. М.: Металлургия, 1982. 160 с.
2. Сталеплавильное производство. Справочник, том 1. М.: Металлургия, 1964. с.159-161.
3. Меджибожский М.Я. Основы термодинамики и кинетики сталеплавильных процессов. - Киев; Донецк: Вища шк. Головн. Изд-во, 1986. - с.113; с.209.
4. Дорофеев Г.А., Шахпазов Е.Х. Проблемы черной металлургии и материаловедения. М.: Интерконтакт Наука, 2607, №1, с.5-10.
5. Дорофеев Г.А., Афонин С.З., Кузьмин А.А. и р. Труды девятого конгресса сталеплавильщиков. - М.: «Черметинформация». 2007. С.164-166.
| № пп. | Параметры плавок | Размерность | Примеры | ||||||||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 | 7 | 8 | 9 | 10 | Прототип | |||
| 1. | Размер частиц твердого окислителя | мм | 0,05 | 0,12 | 0,37 | 1.1 | 2,7 | 3,1 | 4,9 | 5,2 | 6,1 | 9 | 30-200 |
| 2. | Относительная глубина ввода частиц твердого окислителя в металлическую ванну Нт.о/Дв | - | 0.12 | 0.31 | 0,40 | 0.51 | 0,63 | 0,78 | 0,97 | 1,0 | 1,0 | 1,0 | Вводится на поверхность |
| 3. | Доля твердого окислителя, вводимого в металлическую ванну по ходу плавки, от общего его расхода на плавку | мас.% | 0,71 | 0,74 | 0,91 | 0,95 | 0,81 | 0,83 | 0,78 | 0,89 | 0,94 | 0,97 | 1,0-3,0 |
| 4. | Общий расход твердого окислителя на плавку от массы заливаемого железоуглеродистого расплава | мас.% | 30,9 | 29,5 | 23,2 | 21,6 | 20,1 | 19,2 | 12,6 | 8,4 | 15,1 | 1,8 | 11,5-18,0 |
| Продолжительность периода рафинирования металла | мин. | 37.5 | 32,1 | 28,1 | 26,2 | 25,1 | 23,3 | 21,1 | 19,0 | 18,6 | 42,1 | 80-120 | |
| Удельные энергозатраты на выплавку стали | МДж/т | 2611 | 2540 | 2511 | 2490 | 2411 | 2406 | 2380 | 2330 | 2630 | 2911 | 3300-3900 | |
| Выход жидкой стали от массы металлозавалки | мас.% | 99,4 | 100,4 | 102,1 | 105,6 | 107.2 | 108,3 | 109,9 | 111,8 | 112,8 | 114,6 | 98-100 | |
| Масса шлака, образующегося в период плавления | кг/т | 78.2 | 84,3 | 87,6 | 91,1 | 94,1 | 06.5 | 99,8 | 102,8 | 109.1 | 115,1 | 120-140 | |
| Степень восстановления железа из его оксидов от общего содержания оксидов железа в твердом окислителе | мас.% | 95,3 | 94,1 | 93,2 | 91,3 | 90,7 | 89,7 | 88,1 | 87,8 | 87,1 | 86,6 | 30-50 |
1. Способ выплавки стали в сталеплавильном агрегате, включающий завалку твердого окислителя, шлакообразующих материалов, металлошихты, прогрев, заливку железоуглеродистого расплава, плавление, скачивание шлака, окислительное рафинирование металлического расплава от избыточного количества углерода и примесей, ввод твердого окислителя, подачу по ходу плавки газообразного кислорода, нагрев, доводку и выпуск металла, отличающийся тем, что после заливки железоуглеродистого расплава по ходу окислительного рафинирования большую часть твердого окислителя в порошкообразном состоянии размером частиц менее 5 мм в количестве 70-95% от общего его расхода на плавку вводят непосредственно в объем металлической ванны на глубину, составляющую 0,1-1,0 высоты слоя жидкого металла, при этом суммарный расход твердого окислителя на плавку поддерживают в пределах 2-30% от массы заливаемого железоуглеродистого расплава.
2. Способ по п.1, отличающийся тем, что твердый окислитель подают совместно с легкоплавким шлакообразующим флюсом и/или синтетической шлаковой смесью, собственная температура плавления которых ниже температуры плавления твердого окислителя.
3. Способ по п.1, отличающийся тем, что часть твердого окислителя в количестве 5-25% от общего расхода его на плавку вводят в составе композиционного материала, содержащего смесь твердого окислителя и металлического утяжелителя в виде железоуглеродистого сплава, при соотношении их масс в пределах (10÷90)-(90:10) соответственно.
4. Способ по п.1, отличающийся тем, что газообразный кислород по ходу плавки подают с расходом 5-20 нм3/т металла.
5. Способ по п.1, отличающийся тем, что при расходе твердого окислителя свыше 10% от массы заливаемого железоуглеродистого расплава в металлическую ванну вводят дополнительное тепло в количестве 0,5-7,0 МДж на 1 кг твердого окислителя.
