Определение основных параметров технологии плавки IF-стали в конвертере с верхней подачей дутья

Содержание
Введение
1. Общие положения
2. Определение параметровплавки в конце продувки
3. Определение расхода ломана плавку
4. Расчет окисленияпримесей металлической шихты
5. Расчет количества исостава шлака
6. Расчет расхода дутья
7. Расчет выхода жидкойстали перед раскислением и составление материального баланса плавки
8. Составление тепловогобаланса плавки и определение температуры металла
9. Расчет раскисления сталии ее химического состава
10. Расчет расхода материаловна всю плавку и выхода продуктов плавки
11. Определение удельнойинтенсивности продувки, продолжительности плавки и производительности агрегата
12. Внепечная обработка стали
Заключение
Списокиспользованных источников

Введение
Выплавка стали в кислородных конвертерах являетсянаиболеераспространенным и прогрессивным способом ее производства. Это связано с высокойпроизводительностью агрегатов, относительной простотой их конструкции, высоким уровнемавтоматизации процессов, гибкостью технологии плавки, позволяющей в сочетании сковшевой обработкой и непрерывной разливкой получать качественную стальразличного сортамента.
По своей сущности выплавка стали представляет изсебя сложный комплекс физико-химических и тепловых процессов, протекающих в сталеплавильномагрегате в широком температурном интервале. Для профессионалов и специалистов,работающих в смежных областях, необходимо правильное понимание данныхпроцессови их взаимосвязей.
В производственной практике многообразиематериалов, непостоянство их состава и температуры, недостаточная, а иногда инедостоверная информация, требуют систематической настройки параметров технологииплавки стали. При этом под технологией плавки понимают совокупность различныхопераций, приемов и методов, выполняемых в определенной последовательности исочетании, для получения жидкого металла с заданными параметрами.
Конвертерные процессы в наиболее простой формереализуют технологию выплавки стали, ее задачи и методы решения. При отсутствиипрактического опыта параметры технологии можно установить расчетным путем,используя различные математические модели процесса.
Объем и методы расчетов определяются уровнемсложности поставленной задачи. На начальном этапе профессиональной подготовкиспециалистов простейшие примеры поэтапного ручного расчета параметров технологиивыплавки стали с пояснениями целесообразности предпринимаемых действий могутслужить исходной базой для понимания основ сталеплавильного производства.
Положительныйопыт использования такой методики расчета параметров классической технологиивыплавки стали в конвертере с верхней подачей дутья позволяет распространить еена более современные варианты конвертерных процессов.
Стальтипа IF – особо низкоуглеродистая сталь повышенной прочности и штампуемости, используетсядля производства оцинкованного и холоднокатаного автомобильного листа. Процесспроизводства IF-стали для оцинкованного автолиста в кислородно-конвертерном цехедолжен включать в себя плавку металла в конвертере с предварительнымраскислением его ферромарганцем в ковше, глубокое обезуглероживание металла наустановке циркуляционного вакуумирования, окончательное раскисление его наагрегате усреднительной продувки и микролегирование титаном и ниобием наустановке «печь-ковш».
В данной работе приведена методика упрощенногорасчетаосновных параметров технологии плавки IF-стали в конвертере с верхней подачей дутья.

1.Общие положения
В производственной деятельности задачатехнологического персонала заключается в реализации такого уровня технологии,при котором необходимые конечные результаты достигаются с минимальнымизатратами материалов, времени и труда. Параметры технологии непрерывнокорректируются в соответствии с изменяющимися условиями производства.
При разработке технологии выплавки стали и припрогнозировании результатов применения новых технологических приемов выполняютрасчеты различной сложности. Расчеты плавки стали базируются на теоретическихпредставлениях о характере сталеплавильных процессов и практических данных работысовременных металлургических агрегатов.
На начальном этапе обучения такие расчетыцелесообразнее выполнять вручную. В этом случае методика расчета может бытьнаправлена не на строгое решение задачи моделирования конкретного процесса, ана его содержательную часть в условиях современного металлургическогопроизводства. Вычислительный процесс при этом имеет вспомогательный характер,он необходим в той мере, в какой способствует выяснению сущности изучаемой технологии.
Известны три основных способа продувки металла кислородомв современных конвертерах: продувка сверху, снизу и комбинированная. В даннойработе рассмотрен вариант технологии с верхней подачей дутья.
Этот вариант технологии имеет следующиеособенности:
– использование жидкого чугуна как основногоматериала для получения стали в количестве более 70%;
– подачав конвертер сверху в качестве дутья технически чистого кислорода (содержаниекислорода в дутье не менее 99,5%);
применение водоохлаждаемой фурмы для подачикислорода в конвертер сверху через горловину по направлению вертикальной осиагрегата;
– переменное положение кислородной фурмы надповерхностью конвертернойванны;
– использование для футеровки конвертераогнеупорных материалов, состоящих преимущественно из МgО и СaО и обладающих основнымисвойствами;
– применение кусковой извести, и разжижающихдобавок для формирования шлака;
– продувка кислородом до заданных уровней параметровплавки без промежуточного удаления шлака;
– использование только внутренних источниковтепла (физического тепла чугуна и химического тепла процессов окислительногорафинирования);
– расход лома на плавку по условиямтеплового баланса в зависимости от заданной температуры металла (использованиелома в качестве основного охладителя);
– применение материалов, содержащих оксидыжелеза (твердых окислителей); железной руды, агломерата, окатышей или окалины вкачестве дополнительной охлаждающей добавки при необходимости снижениятемпературы металла по ходу продувки;
– раскисление и легирование металла в сталеразливочномковше во время выпуска металла из конвертера.
После выплавки металл подвергается ковшевойобработке для улучшения его качества (как правило, применяют продувку металлаинертным газом, но может быть и вакуумирование, и обработка порошками, шлакамиили шлаковыми смесями). Разливка стали в современных конвертерных цехахпроизводится на машинах непрерывного литья заготовок.
Особенностивыбранного варианта производства стали определяют и схему расчета плавки сталив конвертере. Целью расчета плавки является определение минимально необходимогоколичества материалов для получения заданных массы жидкой стали, ее химическогосостава и температуры.
Для составления расчетных уравнений удобноиспользовать балансовые соотношения между компонентами материалов, применяемыхдля выплавки стали. В принципе расчет плавки можно осуществить путемсоставления и одновременного решения системы таких уравнений. Получениехимического состава, температуры и массы стали с заданной точностью служит критериемоценки качества расчета. Однако это связано с высокой степенью формализациипроцесса и может быть использовано для других целей на конечных этапахпрофессиональной подготовки.
В данной работе используется метод последовательногоприближения, часто применяемый в инженерных расчетах. При этом в начале расчетазадается соотношение между расходами основных шихтовых материалов: чугуна илома. После этого определяются расходы всех необходимых материалов ирассчитываются массы металла, шлака и газов. Затем на основе теплового баланса плавкивычисляется температура металла и сравнивается с необходимой ее величиной дляданных условий. При отклонении расчетной температуры от заданной на величину,превышающую принятую погрешность, расчет повторяется при новом соотношении исходныхшихтовых материалов.
Многолетний опыт проведения расчетов показывает,что их проще всего вести относительно суммы расходов чугуна и лома на плавку в относительныхединицах. Это позволяет, независимо от вместимости и конструкции агрегата,считать, что сумма расходов чугуна и лома на плавку (масса металлошихты)составляет 100% или 100 кг. Расходы других материалов и выход продуктов плавкиопределяются в процентах от этой суммы, что равнозначно массе материалов в килограммахотносительно 100 кг металлошихты.
Кроме того, тепловой баланс плавки удобно составлятьотносительно температуры, близкой к 0 °С (0 ± 25 °С), Это позволяетпренебречь величинами физического тепла материалов, поступающих в конвертер стемпературой окружающей среды, а для химических реакций учитывать стандартныетепловые эффекты. При этом проще классифицировать любую статью тепловогобаланса, то есть относить ее к приходной или расходной его части.
Если материал поступает в конвертер с температурой,существенно превышающей 0сС, то он вносит тепло, и физическое теплоэтого материала является приходной статьей теплового баланса (например, жидкий чугун).И наоборот, если продукт плавки нагрет до высоких температур сталеплавильногопроцесса, то его физическое тепло – paсходная статья теплового баланса (например,жидкая сталь)при расчетах количества физического тепла к температуре материала, так какотсчитывается от 0 °С.
Ниже приведен пример упрощенного расчета конвертернойплавки со всеми необходимыми пояснениями.
2.Определение параметров плавки в концепродувки
В начале расчета необходимо определить параметры,характеризующие состояние ванны жидкого металла в конце продувки: массуметалла, его химический состав и температуру.
Принимаем, что вместимость конвертера составляет240 тонн, а это значит, что в конце продувки в конвертере масса жидкого металладолжна быть равна 240 тонн. Так как при продувке происходит окисление элементовметалла и неизбежны потери железа, то исходная масса металлических материалов,из которых получают сталь (масса чугуна и лома), должна быть больше массыжидкой стали. Определение массы каждого из металлических материалов,загружаемых в конвертер, является одной из задач расчета плавки.
Химическийсостав стали любой марки регламентируется стандартами или оговаривается сзаказчиком и должен соответствовать установленным требованиям. В заданиивыплавляется IF-сталь, состав которой приведен в таблице 1.
Таблица 1 – Химическийсостав выплавляемой марки сталиМарка стали Массовая доля элементов, % C Si Mn P S не более не более не более не более IF 0,004 0,02 0,25 0,010 0,010
 
Кроме того, следует учесть, что для осуществлениябезаварийной разливки на машинах непрерывного литья заготовок содержание серы ифосфора в разливаемом металле не должно превышать 0,025 и 0,015%соответственно.
Известно, что в классическомкислородно-конвертерном процессе количество лома, загружаемого на плавку, непревышает 30% от массы металлошихты (обычно 22…28%). Это обусловлено тепловымбалансом плавки, когда расход лома как охладителя плавки определяется разностьюприходной и расходной частей теплового баланса. При подаче холодного дутьяснизу доля лома в шихте уменьшается (на 1…5% в зависимости от расхода и видадутья).
В этих условиях исходная концентрация элементов вметаллошихте существенно превышает их содержание в марочном составевыплавляемой стали. Поэтому удаление избытка элементов (в основном углерода)является главной задачей окислительного рафинирования в процессе продувкиметалла кислородом.
Продувку желательно прекратить тогда, когдадостигнуто требуемое содержание углерода в металле [С]м. Для IF-стали это значение недолжно превышать 0,004% (по таблице 1). Но при выплавке стали в кислородномконвертере такое низкое содержание углерода получить невозможно (онодостигается при последующей ковшевой обработке стали), поэтому примем среднеесодержание углерода в металле на выходе из конвертера равным 0,03%.
При продувке невозможно избежать практическиполного окисления кремния и большей части марганца (окисляется на 75…85%). Это значит,что остаточные содержания кремния и марганца окажутся в большинстве случаевменьше необходимых и потребуется вводить их в металл в виде специальныхматериалов (как правило, ферросплавов). При этом надо учитывать поступление вметалл сопутствующих элементов (в том числе и углерода).
В производственных условиях, если после продувкиреальная концентрация углерода не соответствует расчетным значениям, проводитсякоррекция; при высокой концентрации углерода металл додувают, при низкой – вметалл на выпуске вводят углеродсодержащий материал (кокс, графит и др.).Однако любая коррекция является нежелательной, так как связана сдополнительными затратами материалов, энергии, времени и труда.
Температура металла в конце продувки зависит отсодержания углерода в металле, способа ковшевой обработки и типа разливки, таккак это определяет необходимый запас тепла металла для сохранения его в жидкомсостоянии вплоть до разливки последних порций металла. Данная температура (tм) равна сумме температурыначала затвердевания металла – температуры плавления (tпл) и величины перегреваметалла, учитывающего потери тепла от момента выпуска металла до окончанияразливки (tпер):
tм = tпл + tпер.
В этом случае температуру плавления металла можноопределить по формуле:
tпл = 1539 – 80·[C]м,

где 1539 – температура плавления чистого железа,°С;
[C]м – содержание углерода в металле в концепродувки, %.
Величину перегреваметалла можно выбирать в пределах, указанных в таблице 2.
 
Таблица 2 – Величина необходимого перегреваметалла в конвертере в зависимостиот условий ковшевой обработки и разливкиУсловия ковшевой обработки и разливки Величина перегрева металла
Разливка в изложницы сверху
Разливка в изложницы сифоном
Непрерывная разливка с предварительной продувкой металла в ковше инертным газом
Непрерывная разливка с предварительным вакуумированием металла в ковше
Непрерывная разливка с комбинированными способами ковшевой обработки металла
75…85
90…110
100…120
110…130
120…150
Для условий примера расчета [C]M = 0,03%.
Тогда tпл = 1539 – 80·0,03 = 1536,6 ºС.
Принимаем среднее значение перегрева металла,равным 120 °С (по таблице 2). В результате требуемая температура металла вконвертере в конце продувки должна быть:
tм =1536,6 + 120= 1656,6 °C.
Таким образом, в конце продувки в конвертеренеобходимо получить 240 тонн жидкого металла, содержащего 0,03% углерода иимеющего температуру 1656,6 °С.
3.Определение расхода лома на плавку
Металлический лом является важнейшим, послежидкого чугуна, исходным железосодержащим материалом конвертерной плавки. Онвыполняет роль основного охладителя процесса окислительного рафинирования,благодаря которому обеспечивается необходимая температура металла. Масса ломадолжна определяться из условий баланса тепла конвертерной плавки. Избыток теплапроцесса расходуется на переработку эквивалентной массы лома.
Однако лом вносит химические элементы, участвующиев окислительном рафинировании, как и элементы чугуна. Поэтому величина массылома используется в начале расчета в уравнениях баланса элементов, аправильность выбора ее может быть установлена только в конце расчета присоставлении теплового баланса плавки. Критерием оценки может служитьрассчитанное значение температуры металла.
Для начала расчета можно было бы выбрать расходлома произвольно из обычно наблюдаемого на практике интервала значений (20…25%),провести все расчеты до определения температуры металла, сравнить ее стребуемой и вернуться к началу расчета, скорректировать величину расхода лома ирасчет повторить. Успех расчета (кратность повторения) зависит от удачногопервоначального выбора.
Для быстрого приближения используют эмпирическиесоотношения между массой лома и различными известными параметрами плавки. Ихэффективность будет зависеть от того, на сколько условия конкретной плавкисоответствуют условиям, при которых получены расчетные зависимости. Можноиспользовать следующую упрощенную формулу, полученную по усредненным параметрамдля условий Магнитогорского конвертерного цеха, когда лом является единственнымохладителем:
Gл = 17,85 + 4,2·([C]ч — 4,0) + 7,6·([Si]ч – 0,5) +0,034·(tч – 1330) + 17,0·(0,12 – [С]м) + 0,049·(1650 – tм),
где Gл– расход лома на плавку,% (кг/100 кг металлошихты);
[С]ч, [Si]ч– соответственносодержание углерода и кремния в чугуне, %;
tч, tм – соответственно температура чугуна иметалла,°С.
Все величины, входящие в эту формулу, известны.Поэтому:
Gл = 17,85 + 4,2· (4,0–4,0)+ 7,6· (0,6–0,5) + 0,034· (1400–1330) + 17,0·(0,12–0,03) + 0,049· (1650–1656,6)= 23%.
В качестве твердого окислителя, играющего рольдополнительного охладителя, используются окатыши. Оценим охлаждающуюспособность этого материала:
σто = 0,062·Fe – 0,014·(FeO)то – 0,633,
где σто – коэффициент эквивалентноститвердого окислителя как охладителя
по отношению к лому, кг/кг;
Fе – содержание железа в твердом окислителе, %;
(FeO)то – содержание FeO в твердом окислителе, %.
Принимаем: Fe = 63,0%; (FeO)то= 1,0%.
Тогда σто = 0,062·63,0 – 0,014·1,0– 0,633 = 3,26 кг/кг.
Следовательно, 1 кг окатышей по охлаждающему эффекту эквивалентен 3,26 кг лома.
На плавку расходуется 0,6% окатышей (или 0,6 кг на 100 кг металлошихты). Значит, расход лома должен быть уменьшен в соответствии скоэффициентом эквивалентности на 0,6 · 3,26 = 1,96 кг.
Таким образом, ориентировочный расход лома наплавку составит:
23 – 1,96 = 21 кг.

4.Расчет окисления примесей металлическойшихты
Для решения этой задачи сначала необходимоопределить средний химический состав металлической шихты и остаточныесодержания примесей в металле в конце продувки.
Средний химический состав металлической шихтыопределяем в соответствии с расходами чугуна и лома на плавку и их химическим составом.Так как расход лома был определен ранее, то расход чугуна (Gч) составит:
Gч = 100 – 21 = 79 кг.
Химическийсостав чугуна указан в таблице 3. Оценим состав металлического лома. Очевидно,он зависит от того, отходы каких марок сталей составляют лом. Часто сведения обэтом носят приблизительный характер. Можно считать, что лом имеет химическийсостав, близкий к среднему составу сталей, выплавляемых отечественнойметаллургией в наибольшем количестве – низкоуглеродистых обыкновенногокачества. В этом случае лом может содержать 0,1…0,2% С; 0,20… 0,25% Si; 0,4… 0,5% Мn; менее 0,04% Р и S.
Принимаем(таблица3): [С]л= 0,1%; [Si]л = 0,2%; [Mn]л= 0,5%; [Р]л= 0,04%; [S]л– 0,04%.
Таблица 3 – Химический состав металлическихшихтовых материаловМатериал Массовая доля элементов% С Si Mn P S
Чугун жидкий
Лом металлический
4,0
0,1
0,6
0,2
0,7
0,5
0,15
0,4
0,025
0,04
Следует иметь в виду, что в производственныхусловиях вместе с жидким чугуном в конвертер попадает так называемый миксерныйшлак. Это и часть доменного шлака на поверхности чугуна, и материал футеровкимиксеров (передвижных или стационарных), и продукты окисления примесей чугуна,и др. Миксерный шлак обычно содержит много кислотных оксидов и серы, а поэтомуявляется нежелательным материалом при производстве стали.
Технологией выплавки стали предусматриваетсяудаление миксерного шлака с поверхности чугуна перед заливкой его в конвертер.Тем не менее, часть шлака остается и принимает участие в формированииконвертерного шлака. Необходимо учитывать количество и состав миксерного шлакапри расчетах плавки. Обычно бывает известна суммарная масса чугуна и шлака, таккак их взвешивают в заливочном ковше общей массой. Поэтому количество миксерногошлака оценивают в процентах к массе чугуна. До удаления шлака из заливочногоковша это количество составляет 0,5…2,0%, а после скачивания – 0,2…1,0% к массечугуна. Для расчета принимаем Gмш = 0,5%. Однако будем учитывать наличие миксерногошлака только при формировании конвертерного шлака, пренебрегая его влиянием насредний состав металлошихты.
Подобное замечание относится и к качествуметаллического лома. Лом всегда частично окислен с поверхности и поступает в конвертерс некоторым количеством мусора: песком (основной компонент – SiO2) и глиной (Аl2О3). Окисленность изамусоренность лома оценивают в процентах к массе лома, что составляет в пределах0,5…2,0% для каждого. Относительно небольшой расход лома на плавку позволяетпренебречь влиянием окалины и мусора в ломе при упрощенных расчетах.
С учетом этихзамечаний расчет среднего химического состава шихты представлен в таблице 4.
Определим остаточное содержание примесей в металлев конце продувки. Содержание углерода было установлено ранее: [C]м=0,03%.
Кремний при выплавке стали в конвертере сосновной футеровкой окисляется практически полностью, поэтому [Si]м = 0%.
Марганец, фосфор и сера во время продувкичастично удаляются из металла. Степень их удаления зависит от условий веденияплавки (состава шлака и металла, их температуры) и момента окончания продувки.Обычно наблюдаемые значения степени удаления элементов приведены в таблице 5.
Таблица 5 – Степень удаления элементов (%) изметалла за время продувки в кислородном конвертереХимический элемент Содержание углерода в металле в конце продувки, % 0,25
Марганец
Фосфор
Сера
80…85
90…95
45…50
75…80
85…90
40…45
70…75
80…85
35…40
Для условийпримера расчета при [С]м = 0,03% в соответствии с данными таблицы принимаемстепень удаления марганца 83%, фосфора 93% и серы 47%.
Тогда:
[Mn]м = 0,66 (100 – 83)/100 = 0,111 кг;
[Р]м = 0,128·(100 – 93)/100 = 0,0089 кг;
[S]м = 0,027·(100 – 47)/100 = 0,014 кг.
Расчет окисления примесей шихты представлен втаблице 6.
Таблица 6 – Расчет окисления примесей шихтыРасчетный показатель С* Si Mn P
S**
Все-
го Все-го Окисляет-ся до СО
Окисляется до СО2 Содержит-ся в шихте, кг 3,18 - - 0,51 0,66 0,128 0,027 - Остается после продувки, кг 0,03 - - 0,000 0,111 0,0089 0,014 - Удаляется при продувке, кг 3,15
3,15·0,9
=2,84
3,15·0,1
=0,31 0,51 0,55 0,119 0,013 4,34
Требуется кислорода, кг
м3*** -
2,84·16/12=
3,79
2,65
0,31·2·16/12= 0,83
0,58
0,51·2·
16/28=
0,58
0,41
0,55·
16/ 55 =
0,16
0,11
0,119· 5·16/ (2·31)= 0,153
0,107
–
–
5,51
3,86 Образуется оксидов, кг - 6,63 1,14 1,09 0,71 0,272 0,013 9,855
*) Принимаем, что 90% углерода, удаляемого припродувке, окисляется до СО, а 10% – до СО2, остаточные содержанияуглерода в металле в% и кг отличаются несущественно, так как выход жидкогометалла обычно составляет 90…92%.
**) Принимаем, что вся удаляемая из металла серапереходит в шлак, пренебрегая малым количеством ее окисления до газообразныхпродуктов.
***) Пересчётв м3 производится из условия, что 32 кг кислорода занимают объем 22,4 м3.
5.Расчет количества и состава шлака
Шлак образуется в результате окисления примесейметаллической шихты и растворения неметаллических материалов. Необходимо определитьколичество и состав образующегося шлака.
Предварительно установим количество и составнеметаллических материалов (таблица 7).
В таблице 7 приведены значения величин, обычно наблюдаемыев производственной практике. Для расчета необходимо выбрать конкретные значенияс использованием заданных величин так, чтобы содержание компонентов в материалев сумме составляло 100%.
Принимаем: расход плавикового шпата – 0,2 кг;твердого окислителя (окатышей) – 0,6 кг; миксерного шлака – 0,5% к массе чугуна(по пункту 4) или 80·0,5/100 = 0,4 кг. Принимаем расход рабочего слоя футеровкиконвертера на каждую плавку 0,5 кг/100 кг металлошихты, что позволяет иметь стойкостьфутеровки 850…900 плавок. Обычно рабочий слой футеровки выполняют изсмолодоломита (МgО=35…50%; СаO=45…65%), смоломагнезитодоломита (MgO=50…75%; СаО=15…45%),периклазографита (МgО не менее 72% и углерода 6…20% или МgО не менее 84% и углерода6… 14%). В качестве материала футеровки выберем смоломагнезитодоломит.
Таблица 7 – Количество и состав неметаллическихматериалов, используемых вконвертерной плавкеМатериал Расход на плавку, % Содержится в металле, % СаО
SiO2
Fe2O3 FeO П.п.п.* Прочие
Ито-
го
Известь
Плавиковый шпат
Твердый окислитель
Футеровка конвертера
Миксерный шлак
4,0…11,0
0,1…0,4
0,0…1,5
0,2…1,0
0,2…2,0
80…92
0…5
1…14
15…65
25…35
1…5
3…20
4…12
1…5
30…40
–
–
58…90
1…2
0…1,5
–
–
1…18
–
5…7
5…10
–
–
2…20***
–
5…15
75…95**
5…10
40…80
10…25
100
100
100
100
100
*) П.п.п. – потери при прокаливании известисостоят в основном из
СО2, образующегося при разложении необожженногоизвестняка.
**) Главным компонентом плавикового шпата являетсяCaF2.
***) Содержание углерода в огнеупорном материале.
Для выбора состава окатышей определим содержание Fe2O3 в них по заданнымзначениям Fe и FeO:
Fe2O3= (63,0 – 1,0·56/72)·160/112 = 88,89%.
Расход извести будем определять расчетом побалансу оксидов СаО и SiO2. Количество и состав неметаллических материалов,необходимых для дальнейших расчетов, сведены в таблице 8.
Таблица 8 – Количество и состав неметаллическихматериалов, используемых врасчете конвертерной плавкиМатериал Расход на плавку, % Содержится в металле, % СаО
SiO2
Fe2O3 FeO П.п.п.* Прочие Итого
Известь
Плавиковый шпат
Твердый окислитель
Футеровка конвертера
Миксерный шлак
Определяется расчетом
0,2
0,6
0,5
0,4
85,0
5,0
2,0
30,0
35,0
1,0
15,0
4,0
3,0
40,0
–
–
88,9
2,0
1,0
–
–
1,0
–
6,0
5,0
–
–
–
–
9,0
80,0
3,0
65,0
18,0
100
100
100
100
100
Для расчета расхода извести, а в дальнейшем дляопределения количества и состава шлака, удобно составить таблицу 9. Сначала заполнимвсе первые колонки таблицы 9, включая колонку «Итого».
Расход извести определим по формуле:
/>,
где Gиз – расход извести, кг/100 кг металлошихты;
В-основность шлака;
(SiO2) – поступление в шлак SiO2 из всех источников,кроме извести, кг;
(ΣCaO) – то же, СаО, кг;
(СаО)из – содержание СаО в извести, %;
(SiO2)из-то же, SiO2, %.
Основность шлака обычно изменяется в пределах 2,5…4,0(чаще всего 3,0…3,5). Для более глубокого удаления серы и фосфора стремятсяиметь максимальную основность, но не приводящую к ухудшению жидкоподвижностишлака.
Принимаем В = 3,5.
Тогда:
/>
Теперь можнозаполнить колонку «Вносится известью» в таблице 9.
Для заполнения оставшихся двух колонок таблицы 9необходимо определить уровень концентрации оксидов железа в шлаке. Содержание оксидовжелеза в шлаке не имеет прямой связи с их количеством в шихтовых материалах, азависит, в первом приближении, от содержания углерода в металле и удельногорасхода дутья снизу (таблица 10).
В процессе продувки оксиды железа поступают вшлак при окислении железа металлического расплава кислородом дутья и прирастворении неметаллических материалов. Часть оксидов железа участвует впроцессах окислительного рафинирования. Содержание оксидов железа в шлаке вконце продувки зависит от соотношения процессов их образования и расходования.В свою очередь эти процессы зависят от конкретных параметров плавки.
Для упрощения расчетов условно будем считать, чтовсе оксиды железа, поступающие в конвертерную ванну с неметаллическимиматериалами, полностью разлагаются на железо, переходящее в жидкий металл, икислород, участвующий в окислении примесей. В то же время оксиды железа шлакаобразуются за счет окисления железа металлического расплава кислородом дутья.
По даннымтаблицы 10 принимаем FeO=20% и Fe2O3=7%. Записываем эти значения в последнюю колонкутаблицы 9. На все остальные оксиды шлака в количестве 7,314 кг приходится 100 – (20+7)= 73%. Отсюда определяем общее количество шлака: 7,314·100/73 = 10,019 кг и заполняем все оставшиеся колонки и строки таблицы 9.
При выплавке IF-стали конечный шлакконвертерной плавки должен содержать не более 7% SiO2, что позволит уменьшитьдо приемлемого уровня восстановление из него кремния при последующеммикролегировании металла титаном. Для получения указанного содержания SiO2 в шлаке плавку стали вконвертере следует вести с удалением промежуточного шлака после введенияпримерно 1/3 от расчетного количества кислородного дутья.
6.Расчет расхода дутья
В качестве дутья для продувки металла сверху используемтехнически чистый кислород с содержанием 99,5% кислорода. Расход дутья определимпо балансу кислорода, учитывая, что кроме дутья, кислород поступает в ванну приразложении оксидов железа неметаллических материалов, а расходуется не толькона окисление примесей металла, но и на дожигание части СО до СО2,окисление железа, а также частично растворяется в металле и теряется в газовуюфазу в начале продувки.
Ранее была определена потребность в кислороде для окисленияпримесей металла (таблица 6): 5,51 кг или 3,86 м3. Определимрасход кислорода на окисление железа.
В таблице 9 в предпоследней колонке записаноколичество FeO (2,004 кг) и Fe2O3 (0,700 кг) в шлаке. Для их образованияпотребуется кислорода:
2,004·16/72 + 0,700·48/160 = 0,321 кг или 0,321·22,4/32 = 0,22 м3.
При этом окисляется железа:
2,004+ 0,700–0,321 = 2,383 кг.
Определим расход кислорода на дожигание СО. Взависимости от положения фурмы относительно поверхности металла 5…15%, а прииспользовании двухъярусных фурм до 25%, образующийся СО окисляется до СО2.Принимаем: 10% СО окисляется до СО2.
По реакции {CO}+0,5 {O2} = {СО2} накаждые 28 кг СО требуется 16 кг или 11,2 м3 О2.
Так как при окислении углерода образовалось 6,63 кгСО (таблица 6), то для окисления 10% этого количества (0,663 кг) потребуется кислорода:
0,663·16/28 = 0,379 кг или 0,379·22,4/32 = 0,265 м3.
С неметаллическими материалами поступает 0,03 кг FeO и 0,458 кг Fe2O3 (таблица 9).
При их полном усвоении образуется кислорода:
0,03·16/72 + 0,458·48/160 =0,144 кг или 0,144·22,4/32 =0,101 м3.
При этом восстанавливается железа:
0,03 + 0,458 – 0,144 = 0,344 кг.
Теперь определим общую потребность в кислородедутья для окислительного рафинирования (Vk):
Vk = 5,510 + 0,321 + 0,379 –0,144 = 6,066 кг или 4,246 м3.
Обычно 5…10% oт этого количества (принимаем 8%) приходится напотери кислорода в газовую фазу и растворение его в металле с учетом содержаниякислорода в дутье (99,5%). Определим общий расход дутья (Vд):
Vд = (6,066·8/100 + 6,066)·100/99,5 = 6,584 кг или 4,609 м3.
Избыток дутья примерно составит 6,584·8/100 = 0,527 кг.
7.Расчет выхода жидкой стали передраскислением и составление материального баланса плавки
Сначала составим баланс металла за периодокислительного рафинирования.
Приход металла состоит из 100 кг металлошихты (чугуна илома) и железа, восстановленного из неметаллических материалов.
Расходная часть баланса металла включает в себямассы окислившихся примесей (4,340 кг, по таблице 6), железа (2,383 кг, по пункту 6), потери металла с выносами и выбросами (обычно 1…2%, принимаем 1 кг), массумиксерного шлака (0,4 кг, по таблице 8) и потери железа с пылью.
Массу железа, теряемого с пылью, можно определитьпо формуле:
Gп = 0,00001·Vг·Кп·Feп,
где Gп – масса железа, теряемая с пылью во времяпродувки, кг;
Vr – объем образующихсягазов, м3;
Кп – концентрация пыли в газе, г/м3(обычно 150…250 г./м3);
Feп – содержание железа в пыли, % (обычно 60…80%).
В процессе продувки газы образуются в результатеокисления углерода и поступления потерь при прокаливании из неметаллическихматериалов (поступлением азота из дутья пренебрегаем). Масса, объем и составобразующихся газов определяются в таблице 11.
Принимаем Кп= 200 г./м3, Feп = 70%.
Таблица 11 – Расчет количества газообразных продуктов плавкиИсточник поступления Количество, кг СО
СО2 Всего Окисление углерода 6,630 1,140 7,770 Известь - 4,33·5/100 = 0,216 0,216 Дожигание части СО -0,663 0,663·44/28 = 1,042 0,379 Дутье снизу - - - Итого кг 5,967 2,398 8,365
м3 5,967·22,4/28 = 4,774 2,398·22,4/44 = 1,221 5,995 Состав газа, % 79 21 100,0
Тогда Gп = 0,00001·5,995·200·70 = 0,839 кг.
Таким образом, выход жидкого металла передраскислением (Gм) составит: Gм= 100 + 0,344 – 4,340 – 2,383 – 1,0 – 0,4 – 0,839= 91,38 кг.
Материальный баланс плавки сведем в таблицу 12.
Таблица 12 – Материальный баланс плавкиЗадано Получено Наименование кг Наименование кг
Чугун жидкий
Лом металлический
Окатыши
Известь
Плавиковый шпат
Дутьё:
сверху
снизу
Футеровка конвертера
Невязка
79,000
21,000
0,600
4,330
0,200
6,584
-
0,500
0,084
Металл жидкий
Шлак
Газ
Избыток дутья сверху
Выносы и выбросы
Потери железа с пылью
91,380
10,019
8,365
0,527
1,000
0,839 Итого 112,214 Итого 112,214
8.Составление теплового баланса плавки иопределение температуры металла
Приход тепла
а) Физическое тепло жидкого чугуна:
Qч =Gч/(61,9 + 0,88·tч),
где Qч – физическое тепложидкого чугуна, кДж;
tч– температура жидкогочугуна, °С.
Известно: Gч = 79,0 кг; tч = 1400 °С.
Тогда Qч=79,0·(61,9 + 0,88·1400) = 102218,1 кДж.
б) Тепловой эффект реакций окисления примесейшихты:
Qx=14770·[С]ok +26970·[Si]ok+ 7000·[Mn]ok + 21730·[Р]ok

где Qx – тепло от окисленияпримесей металлошихты, кДж;
[С]ок – количество окислившегосяуглерода, кг;
[Si]ок-то же, кремния, кг;
[Мп]ок-то же, марганца, кг;
[Р]ок-то же, фосфора, кг;
Известно: [С]ок = 3,15 кг; [Si]ок= 0,51 кг; [Мn]ок = 0,55 кг; [Р]ок= 0,119 кг (таблица 6).
Тогда Qх = 14770·3,15 + 26970·0,51 + 7000·0,55 +21730·0,119 = 66716,07 кДж.
в) Химическое тепло образования оксидов железашлака:
QFe=3707·GFeO+5278·GFe2O3,
где QFe – тепловой эффект отокисления железа, кДж;
GFeO – количество FeO в шлаке, кг;
GFe2O3 – количество FeO в шлаке, кг.
Известно: GFeO = 2,004 кг; GFe2O3=0,700 кг (по таблице 9).
Тогда
QFe = 3707·2,004 +5278·0,700 = 11123,4 кДж.
г) Тепловой эффект реакций шлакообразования:
/>,
где Qшo – тепло образованиясоединений в шлаке, кДж;
GCаO – количество СаО вшлаке, кг;
GSiO2 — то же, SiO2, кг.
Известно: GСaО = 3,992 кг; GSiO2: = 1,363 кг (по таблице 9).
Тогда
Qшо = 628·3,992 + 1464·1,363 = 4502,4 кДж.
д) Тепло дожигания СО:
QСО =10100·Gco·Z,
где Qco – химическое теплоокисления СО, кДж;
Gco – количество СО,дожигаемого в полости конвертера, кг;
Z – доля тепла, передаваемого конвертерной ванне(обычно Z= 0,1…0,3).
Известно: GСО= 0,663 кг (по таблице 11).
Принимаем Z = 0,2. Тогда Qco = 10100·0,663·0,2 =1339,3 кДж.
Общий приход тепла составляет:
102218,1 + 66716,07 + 11123,4 +4502,4 + 1339,3=185899,27 кДж.
Расход тепла
а) Физическое тепло жидкого металла:
Qм = (54,8 + 0,84·tм)·Gм,
где Qм – теплосодержание жидкого металла, кДж; Gм – выход жидкого металла,кг;
tм – расчетная температура металла, °С.
Известно: Gм = 91,38 кг. Тогда
qm = (54,8 + 0,84·tM)·91,38 = 5007,6 + 76,76tм.
б) Физическое тепло шлака:
Qш = (2,09·tM-1379)·Gш,
где Qш – теплосодержание жидкого шлака, кДж;
Gш – количество образующегося шлака, кг.
Известно: Gш = 10,019 кг (см. табл. 9). Тогда
Qш = (2,09·tм – 1379) 10,019 = 20,94·tМ – 13816,2.
в) Физическое тепло отходящих газов:
Qг = (1,32·tг – 220)·(GCO + Gco2),

где Qг – теплосодержание образующихся газов, кДж;
tг – средняя температура отходящих газов, ºС;
GСО – количество образующегося СО, кг;
Gсo2 — то же, СО2, кг.
Известно: Gco=5,967 кг; GCO2=2,398 кг (по таблице 11).
Принимаем tr = 2000 °С. Тогда:
Qг = (1,32·2000 – 220)·(5,967+ 2,398) = 20243,3кДж.
г) Затраты тепла на разложение оксидов железа неметаллическихматериалов.
Эта статья теплового баланса рассчитывается поформуле, аналогичной для расчета QFe в приходной части этого баланса. Для расчетаучитывают только оксиды железа, поступающие в конвертер с неметаллическимиматериалами (по таблице 9):
QFe = 3707·0,03 + 5278·0,458= 2529 кДж.
д) Потери тепла с выносами и выбросами:
Qв = (54,8 + 0,84·tмс) Gв,
где Qв – потери тепла с выносами и выбросами, кДж;
Gв – общее количество выносов и выбросов, кг;
tмс – средняя температура металла, °С (обычнонаибольшие выносы и выбросы наблюдаются в период максимальной скоростиокисления углерода, когда температура металла находится в интервале 1500…1600 °С).
Известно; GB = 1,0 кг. Принимаем tмс = 1550 °С. Тогда:
Qв = (54,8 + 0,84·1550)·1,0 = 1357 кДж.
е) Затратытепла на пылеобразование (Qп):
Qп = (54,8 + 0,84·tг)·Gп.
Известно: tг = 2000 °C; Gп = 0,839 кг.
Тогда Qп = (54,8 + 0,84·2000)·0,839 = 1455,49 кДж.
ж) Тепло на разложение карбонатов:
Qк = 4038·Gк.
где Qк – тепло, затрачиваемое на разложение карбонатов (наобжиг недоразложившегося известняка в извести – недопала), кДж;
Gк – количество СО2 в извести, кг.
Известно: Gк = 0,216 кг (по таблице 11).
Тогда Qк = 4038·0,216 = 872,21 кДж.
з) Тепловые потери.
В эту статью (Qтп) включают все видытепловых потерь и неучтенные статьи расхода тепла. Обычно они составляют 2…4%от общего прихода тепла. Приняв величину тепловых потерь, равной 3% от приходатепла, получим:
Qтп= 185899,27 ·3/100 = 5576,98 кДж.
Общий расход тепла составит 5007,6 + 76,76tм + 20,94·tМ – 13816,2+ 20243,3 +2529 + 1357 + 1455,49 + 872,21 + 5576,98 = 23225,38 + 97,7tм. Приравняв приходную ирасходную части теплового баланса, определим температуру жидкого металла вконце продувки:
/>.
Определим величину перегрева металла над температуройначала затвердевания:
tпер= 1660,0 – 1530 = 130 °С.
Подставив найденное значение температуры металла вконце продувки в статьи «а» и «б» расхода тепла, составим тепловой баланс плавкив конвертере (таблица 13).
Таблица 13 – Тепловойбаланс плавки в конвертереПриход тепла Расход тепла Статьи прихода Количество Статьи расхода Количество кДж % кДж %
Физическое тепло жидкого чугуна
Тепловой эффект реакций окисления примесей
Химическое тепло образования оксидов железа шлака
Тепловой эффект реакций шлакообразования
Тепло дожигания СО
102218,1
66716,07
11123,4
4502,4
1339,3
55,0
35,0
6,7
2,7
0,6
Физическое тепло жидкого металла
Физическое тепло шлака
Физическое тепло отходящих газов
Затраты тепла на разложение оксидов железа неметаллических материалов
Потери тепла с выносами и выбросами
Затраты тепла на пылеобразование
Тепло на разложение карбонатов
Тепловые потери
132813,0
21048,9
20243,3
2529
1357
1455,49
872,21
5576,98
70,3
12,6
10,7
1,3
0,7
0,8
0,6
3,0 Итого 185899,27 100,0 Итого 185899,27 100
9.Расчет раскисления стали и ее химическогосостава
Раскисление стали производится различными видамиферросплавов при выпуске металла в ковш (таблица 14).
Таблица 14 – Химический состав раскислителейРаскислитель Массовая доля элементов, % C Si Mn P S
Ферромарганец марки ФМн 05
Ферромарганец марки ФМн 1,5
Ферромарганец марки ФМн 75
Ферромарганец марки ФМн 1,0
нб 0,5
нб 1,0
нб 1,5
нб 7,
нб 0,2
нб 2,0
нб 2,5
нб 2,0
нм 85
нм 85
нм 85
нм 75
нб 0,3
нб 0,3
нб 0,3
нб 0,45
нб 0,03
нб 0,03
нб 0,03
нб 0,03
Для раскисления используется ферромарганец маркиФМн75, состав которого приведен в таблице 15.

Таблица 15 – Химический состав выбранных раскислителейРаскислитель Массовая доля элементов, % C Si Mn P S Ферромарганец марки ФМн 75 7,0 2,0 75,0 0,45 0,03
Расход ферросплава определяем по формуле:
/>,
где Gф – расход ферросплава, кг;
[Е]с – среднее содержание элемента взаданной марке стали, %;
[Е]м – остаточное содержание элементав металле в конце продувки, %;
[Е]ф – содержание элемента вферросплаве, %;
Ue – угар элемента прираскислении, % (таблица 16).
Таблица 16 – Величины угара ведущего элемента (%)при раскислении стали вковшеВедущий элемент ферросплава Содержание углерода в металле в конце продувки, % 0,25 Марганец 25…35 20…30 15…20
Определим расход ферромарганца.
Известно; Gм=91,38 кг; [Мn]с=0,15%; [Мn]м=0,111 кг;[Мn]фм = 75,0%.
Принимаем UMn = 25% (по таблице 16).
Тогда:
Gфм =/> =0,063 кг.
При раскислении ферромарганцем масса жидкой сталиувеличивается. Увеличение массы металла почти в точности равно массеферромарганца, так как частичный угар марганца компенсируется поступлением вметалл примерно такого же количества железа из шлака.
Следовательно, масса металла после раскисленияферромарганцем составит:
91,38 + 0,063 = 91,44 кг.
Определение массы и химического состава сталипосле раскисления, а также массы продуктов раскисления производится в таблице17.
Таблица 17 – Баланс элементов при раскислении сталиРасчетный показатель C Si Mn Остается Окисляется до СО Остается
Окисляется до SiO2 Остается Окисляется до MnO Содержится перед раскислением, кг 0,03 0,000 0,111 Вносится ферромарганцем, кг
50%*
0,002
50%*
0,002
70%*
0,0009
30%*
0,0004
75%*
0,035
25%*
0,012 Содержится после раскисления, кг 0,032 - 0,0009 - 0,146 - Образуется оксида, кг - 0,002·28/12 = 0,0047 - 0,0004·60/28= 0,0009 - 0,071·71/55 = 0,015 Состав металла, % 0,035 0,001 0,160 Расчетный показатель P S Fe Всего Содержится перед раскислением, кг 0,0089 0,014 91,22 91,38 Вносится ферромарганцем, кг
100%*
0,0002
100%*
0,000
100%*
0,009 0,0471 Содержится после раскисления, кг 0,0091 0,014 91,23 91,44 Состав металла, % 0,009 0,010 99,8 100 /> /> /> /> /> /> /> /> /> />

10.Расчет расхода материалов на всю плавку ивыхода продуктов плавки
По данным таблицы 12 из 100 кг металлошихты получается 91,38 кг жидкого металла. В соответствии с заданием необходимопроизвести в конвертере 240 т этого металла. Отсюда определим расходметаллошихты на плавку (Gмш):
Gмш = 240·100/91,38 = 262,6т.
Так как в металлошихте содержится 79,0% жидкогочугуна (по таблице 12), то его расход на плавку составит:
Gч = Gмш ·79/100 = 262,6·79/100 =207,5 т.
Тогда наплавку потребуется лома:
Gл = Gмш — Gч=262,6–207,5= 55,1 т.
Расход других твердых материалов или выход жидкихпродуктов плавкиопределим по формуле
Gi = Gмш·gi/100,
где Gi – расход любого твердогоматериала (выходжидкого продукта плавки), т;
gi – то же, кг/100 кг или%.
Для газообразных материалов эта формула имеет вид
Gг = 10·gг· Gмш,
где Gг – расход (выход) газа, м3;
gг – то же, м3/100 кг металлошихты.
Тогда на плавку потребуется:
Извести 262,6·4,33/100 = 11,4 т.
Окатышей 262,6·0,6/100 = 1,57 т.
Плавикового шпата 262,6·0,2/100 = 0,52 т.
Дутья сверху 262,6·10·4,609 = 12103,23 м3.
Ферромарганца 262,6·0,063/100 = 0,165 т.
Выход продуктов плавки составит:
Жидкой стали 262,6·91,44/100= 240,1 т.
Шлака 262,6·(10,019 + 0,009 + 0,015)/100 = 26,3т.
Газа 262,6·10·(5,995 + 0,0047·22,4/28) = 15752,7 м3.
Пыли 262,6·0,839/100 = 2,2 т.
Выносов и выбросов 262,6*1,0/100 = 2,6 т.
11.Определение удельной интенсивностипродувки, продолжительностиплавки и производительности агрегата
Удельная интенсивность продувки технически чистымкислородом сверху i, м3/(т·мин) определяется как отношение заданнойинтенсивности продувки к массе выплавленной стали
i = 960/240,1 = 3,99 м3/(т·мин).
Этот параметрявляется универсальным показателем, так как используется для характеристикирежима продувки металла в конвертерах различной вместимости. Обычно удельнаяинтенсивность продувки изменяется в пределах 2,0…5,0 м3/(т·мин).
Продолжительность основного технологического периода плавки –продувки – определим как время, необходимое для вдувания в конвертер расчетногоколичества кислорода. Так как потребность в дутье составляет 12103,23 м3,а по заданию интенсивность продувки – 960 м3/мин, то продолжительностьпродувки 12103,23 /960=12,6 мин.
Продолжительность других периодов плавки выберемиз обычно наблюдаемых на практике значений (таблица 18).

Таблица 18 – Технологические операцииконвертерной плавки и их продолжительностьТехнологическая операция (период) конвертерной плавки Продолжительность периода, мин существующая выбранная
Осмотр и подготовка конвертера к работе
Загрузка лома
Подача первой порции сыпучих материалов
Заливка чугуна
Продувка
Повалка конвертера, отбор проб металла и шлака, измерение температуры
Выпуск металла, раскисление, легирование
Слив шлака
Неучтенные операции и задержки
1…10
2…6
0…2
2…6
10…20
3…6
4…9
2…4
0…5
1,0
2,0
1,0
3,0
12,6
4,0
6,0
2,0
3,6 Итого 30…50 35,2
Годовую производительность конвертера определимпо формуле:
Рг=/>,
где Рг – годовая производительностьконвертера, т;
1440 – число минут в сутках;
N – число рабочих дней в году;
Gмк – выход жидкой стали после раскисления, т;
Тпл – продолжительность плавки, мин.
Определим годовую производительность одногонепрерывно работающего конвертера. В этом случае N = 365 дней.
Тогда:
Рг = />= 3,59 млн. т.
Чтобы обеспечить такую производительность, в цехенеобходимо иметь два конвертера: один работает, а другой находится в ремонтеили резерве.
Часто в цехеустанавливают три конвертера, что дает возможность непрерывной работы двухконвертеров. В этом случае производительность цеха равна удвоеннойпроизводительности одного непрерывно работающего конвертера.
12.Внепечная обработкастали
 
При выплавке IF-стали в кислородномконвертере невозможно обеспечить требуемый химический состав стали.Корректировка химического состава выплавляемого металла производитсяпосредством его внепечной обработки.
Внепечнаяобработка полученного металла сводится к глубокому обезуглероживанию металла наустановке циркуляционного вакуумирования, раскислению металла алюминием на установкеусреднительной продувки и микролегированию титаном и ниобием на агрегате «печь-ковш».
Циркуляционноевакуумирование конвертерной стали в ковше позволяет получать металл, содержащий0,003…0,004% С. Для этого необходимо иметь в металле перед обработкой0,03…0,06%С, коэффициент циркуляции – 8…11, остаточное разрежение вконце вакуумной обработки менее 1 мм. рт. ст. и обработкуметалла вакуумом при таком разрежении не менее 10 мин. Обработкапроизводится на циркуляционной установке вакуумирования стали.
Нагрев IF-стали на установке «печь-ковш»сопровождается повышением содержания углерода со скоростью около 0,0001%/мин.Основная причина науглероживания – поступление углерода от графитовыхэлектродов во время электронагрева металла. С целью ограничения поступленияуглерода следует сократить длительность нагрева металла на установке «печь-ковш»до 10…15 мин, для чего по окончании вакуумной обработки требуетсяиметь металл с температурой 1600…1610°С.
Микролегированиеметалла титаном и ниобием должно осуществляться после глубокого раскисленияалюминием (содержание алюминия в металле не менее 0,055%) путем вводапорошковой проволоки. При этом усвоение титана составляет в среднем 56%, аниобия – 51%. При микролегировании металла титаном и ниобием путем вводакусковых материалов имеет место нестабильное усвоение микролегирующихэлементов, что существенно осложняет получение заданного их содержания вметалле.
Проведенныеранее балансовые расчеты показали, что основным источником поступления кремнияв металл является шлак, попавший в сталеразливочный ковш во время выпускаметалла из конвертера. Очевидно, что во время микролегирования металлом титаноми ниобием, имеющими большое сродство к кислороду, происходит восстановлениекремния из шлака в металл. Степень восстановления можно уменьшить путемснижения активности SiO2 в шлаке, находящемся в ковше. Существуетдве возможности для решения этой задачи – уменьшить поступление шлака в ковшпри сливе металла из конвертера или снизить содержание оксида кремния вконвертерном шлаке к концу плавки. Основным способом снижения активности SiO2в шлаке, находящемся в сталеразливочном ковше, является уменьшениесодержания оксида кремния в конвертерном шлаке. Эта задача может быть решенапутем удаления низкоосновного шлака в первой половине периода продувкиконвертерной плавки.
Длямикролегирования титаном и ниобием на агрегате «печь-ковш» вместо кусковыхматериалов начали применять порошковую проволоку с феррониобием марки ФНб66,содержащим 66%Nb, и ферротитаном марки ФТи70, содержащим 70,5%Ti. Сначала проводитсямикролегирование ниобием, а затем титаном.
Расходраскислителей и легирующих для внепечной обработки стали определяется аналогичноп. 9 и составляет (на плавку): 0,17 т алюминия; 0,26т ФТи70; 0,28 т ФНб66.
Химическийсостав стали марки IF после внепечной обработки представлен в таблице 19.
Таблица 19 –Химический состав полученной стали марки IFМассовая доля элементов, % C Si Mn S P Al Ti Nb N 0,004 0,01 0,13 0,007 0,007 0,059 0,044 0,040 0,007
Послевнепечной обработки производится разливка металла на машинах непрерывного литьязаготовок.
 

Заключение
 
Процесспроизводства IF-стали для оцинкованного автолиста в кислородно-конвертерном цехедолжен включать в себя плавку металла в конвертере с предварительнымраскислением его ферромарганцем в ковше, глубокое обезуглероживание металла наустановке циркуляционного вакуумирования, окончательное раскисление его наагрегате усреднительной продувки и микролегирование титаном и ниобием наустановке «печь-ковш».
Рассмотреннаятехнология обеспечивает получение стали марки IF, содержащей не более0,007%С; 0,02%Si; 0,010%S; 0,012% P; 0,007%N, содержание марганца иалюминия в пределах 0,010…0,018% и 0,030…0,060%соответственно итребуемое содержание титана и ниобия 0,030…0,060%.

Списокиспользованных источников
 
1. Кудрин В.А. Металлургия стали. –М.: Металлургия, 1989. – 560 с.
2. Бигеев А.М. Математическоеописание и расчеты сталеплавильных процессов. – М.: Металлургия, 1982. – 160 с.
3. Бигеев А.М., Колесников Ю.А. Основыматематического описания и расчеты кислородно-конвертерных процессов. – М.:Металлургия, 1970. – 229 с.
4. Бигеев А.М., Бигеев В.А. Металлургиястали. – Магнитогорск: МГТУ, 2000. – 544 с.
5. Кудрин В.А. Внепечная обработкастали и чугуна. – М.: МИСиС, 1992. – 256 с.