Разработка технологии производства высокопрочной низколегированной стали улучшенного качества по европейскому стандарту EN 10028-62003. Методические у

Расчетные значения требуемой концентрации серы в чугуне без применения дополнительных способов десульфурации стали возможны только при применении в шихтовке конвертерной плави собственного металлолома,

чистого по содержанию серы. При этом требуемая концентрация серы в чугуне перед заливкой в конвертер превышает ее содержание в доменном чугуне для исходных условий расчета – 0,040%. С учетом полученных выше расчетов потребуется проведение десульфурации чугуна. Расход магния гранулированного и извести флюидизированной (рис. 5) соответственно составит 0,63 кг/т чугуна и 1,92 кг/т чугуна.

Рис. 5. Номограммы удельного расхода магния и извести для проведения десульфурации (Sк – содержание серы в чугуне после десульфурации)

31

2. Расчет расхода раскислителей и легирующих материалов

При определении схемы раскисления и легирования стали принимаем,

что основная масса легирующих материалов вводится в ковш на выпуске из конвертера с целью использования кинетической энергии струи для перемешивания расплава в объеме ковша. На выпуске расплава выполняется предварительное раскисление коксовой мелочью. Перед вводом легирующих материалов выполняется окончательное раскисление алюминием (алюминий вторичный) для снижения угара легирующих элементов и предварительное легирование алюминием по нижнему марочному пределу. Окончательное легирование стали по алюминию выполняется при проведении внепечной обработки стали на УДМ или УПК с помощью алюминиевой катанки.

Для снижения затрат на производство стали технология легирования должна обеспечивать следующие условия:

–применение дешевого ферросиликомарганца для получения требуемой концентрации марганца или кремния (в зависимости от содержания соответствующего элемента), последующее легирование расплава марганецсодержащими материалами или ферросилицием;

–легирование титаном выполняется при проведении внепечной обработки раскисленного металла на 0,01% выше верхнего марочного предела;

–легирование по C, Mn, Si выполняется на среднее содержание марочного предела данных элементов;

–легирование по Cr, Ni, Mo, Nb, V выполняется на среднее содержание между средним марочным содержанием данных элементов и минимальным марочным содержанием;

–легирование расплава на УДМ или УПК алюминиевой катанкой выполняется на 0,01% выше верхнего марочного предела.

Перед выполнением расчета проверим условие выполнения требований к химическому составу по углеродному эквиваленту (Ceq) с учетом требований стандарта EN 10028-6:2003 для минимального предела по содержанию

32

легирующих элементов. Минимальную массовую долю меди в стали примем с учетом применения собственного металлолома – 0,01%.

Расчетное значение углеродного эквивалента показывает, что при легировании расплава по нижнему пределу по содержанию элементов не обеспечивает выполнение требования по данному показателю. Для обеспечения данного требования скорректируем требования к химическому составу стали:

увеличим нижний предел по содержанию углерода и марганца соответственно до 0,17% и 1,55%. Расчетное значение углеродного эквивалента для скорректированного химического состава составит:

В таблице 11 представлены требования к химическому составу стали и условий легирования:

Таблица 11

Требуемый химический состав стали

* – перед отдачей на УНРС.

Для расчета необходимого количества легирующих материалов

воспользуемся следующим уравнением:

Массу плавки по жидкому определим с учетом заданной массы плавки по годному и коэффициента выхода годного от жидкого:

г / ж

33

Рассчитаем количество марганца, вносимого ферросиликомарганцем:

что превышает верхний предел по содержанию марганца в готовой стали согласно требованиям стандарта EN 10028-6:2003. По этой причине легирование ферросиликомарганцем будем выполнять по марганцу, а недостающее количество кремния будем корректировать вводом ферросилиция.

Тогда расход легирующих материалов составит:

– для получения требуемой массовой доли марганца 1,65%

– для получения требуемой массовой доли кремния 0,70%

– для получения требуемой массовой доли хрома 1,35%

– для получения требуемой массовой доли никеля 2,25% с учетом применения собственного металлолома

34

– для получения требуемой массовой доли титана 0,04% с учетом его ввода на УДМ или УПК

– для получения требуемой массовой доли молибдена 0,06%

– для получения требуемой массовой доли ниобия 0,05%

– для получения требуемой массовой доли ванадия 0,105%

Определим количество углерода, вносимого ферросплавами с учетом уравнения (4) и расчетной массы ферросплавов:

–для предварительного раскисления стали расход алюминия рассчитаем

сучетом снижения концентрации растворенного кислорода за счет угара углерода из коксовой мелочи с образованием монооксида углерода:

Массу плавки в конвертере ориентировочно определим с учетом массы плавки по жидкому и количества вносимых ферросплавов:

Тогда расход алюминия вторичного для предварительного раскисления стали составит:

–для получения требуемой массовой доли алюминия 0,060%

предварительное легирование под конвертером алюминием

вторичным по нижнему марочному пределу

окончательное легирование на УДМ или УПК с применением алюминиевой катанки

В таблице 12 представлены обобщенные данные по необходимому расходу раскислителей и легирующих материалов для получения требуемого химического состава готовой стали.

36

Таблица 12

Расход раскислителей и легирующих материалов на выплавку стали

* – перед отдачей на УНРС.

37

3. Расчет температурного режима внепечной обработки и непрерывной

разливки стали

Расчет температурного режима внепечной обработки стали выполним с учетом получения требуемой температуры стали в промежуточном ковше,

которая определяется температурой ликвидуса стали заданного химического

состава (для целевого содержания элементов):

Тл=1536,6-(90·[%C]+8·[%Si] +5·[%Mn]+25·[%S]+30·[%P]+3·[%Al]+

+1,55·[%Cr]+4·[%Ni]+5·[%Cu]+18·[%Ti]+80·[%N]+2·[%Mo]); (9)

Тл=1536,6-(90·0,18%+8·0,70%+5·1,65%+25·0,005%+30·0,020%+3·0,050%+ +1,55·1,35%+4·2,25%+5·0,03%+18·0,04%+80·0,008%+2·0,06%)=1493,0 оС.

Требуемая температура металла в промежуточном ковше при проведении

непрерывной разливки определяется минимальным перегревом расплава над температурой ликвидуса, обеспечивающим безаварийную разливку:

Для условий расчета (перегрев 30оС) требуемая температура стали в промежуточном ковше составит:

Тп.к. = 1493,0 + 30 = 1523 оС.

Температура расплава на выпуске из конвертера определяется с учетом условий раскисления, легирования и необходимых операций в процессе внепечной обработки. Для получения требуемой концентрации растворенных газов (в основном водород) потребуется применение вакуумной дегазации стали. С целью предотвращения перегрева стали на выпуске из конвертера температура стали будет корректироваться с помощью электродугового нагрева на установке печь-ковш. С учетом вышеизложенного температура расплава на выпуске составит:

38

Изменение температуры стали при выполнении операций раскисления и легирования описывается следующим уравнением:

Расчет изменения температуры стали в результате нагрева и расплавления раскислителей и легирующих материалов выполним с помощью следующего уравнения:

Общий охлаждающий эффект от нагрева и расплавления ферросплавов составит:

Изменение температуры расплава в результате экзотермических реакций окисления легирующих элементов (алюминий, кремний и углерод) определим из следующего уравнения:

а общее изменение температуры стали в результате проведения операций раскисления и легирования

164,7 75,0 89,7о С .

Для определения потерь температуры стали в результате теплообменных процессов с огнеупорными материалами футеровки сталеразливочного ковша

определим геометрические размеры ковша (рис. 6):

40