Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Состояние вопроса и обоснование исследования 10
1.1 Особенности шлакообразования в кислородно-конвертерном процессе при переделе низкомарганцовистых чугунов 11
1.2 Влияние использования магнезиальных шлакообразующих материалов на стойкость футеровки конвертера 20
1.3 Влияние содержания оксида магния в шлаке на процессы де-фосфорации и десульфурации металла 27
1.4 Обоснование направлений исследования 29
Глава 2 Исследование растворимости оксидов магния в шлаке по ходу плавки при переделе низкомар ганцовистого чугуна 31
2.1 Методика расчёта 31
2.2 Определение предела растворимости MgO в шлаках системы CaO-MgO-MnO-FeO-Si02-Al203-Fe203 34
2.3 Определение необходимого количества оксида магния, вносимого магнезиальными материалами, для получения насыщенного по содержанию MgO шлака 40
2.4 Выводы по главе 2 42
Глава 3 Разработка ожелезненных магнезиальных флюсов, исследование их физико-механических свойств и фазово-минералогического состава ... 44
3.1 Разработка требований к ожелезнённым магнезиальным флюсам и методика исследований флюсов 44
3.2 Химический и фракционный состав, физико-механические свойства ожелезнённых магнезиальных флюсов. Технология производства флюсов 45
3.3 Исследование фазово-минералогического состава и микроструктуры ожелезнённых известково-магнезиальных флюсов (ИМФ) 51
3.4 Исследование фазово-минералогического состава и микроструктуры ожелезнённого магнезиального флюса (ФОМ) 55
3.5 Выводы по главе 3 58
Глава 4 Исследование фазово-минералогического состава конвертерных шлаков и особенностей растворения в них ожелезнённых магнезиаль ных флюсов 59
4.1 Методика исследований 59
4.2 Исследование фазово-минералогического состава шлака и особенностей растворения ожелезнённых магнезиальных флюсов при переделе углеродистого полупродукта 61
4.3 Исследование фазово-минералогического состава шлака и особенностей растворения ожелезнённых магнезиальных флюсов при переделе низкомарганцовистого чугуна 71
4.4 Выводы по главе 4 77
Глава 5 Исследование особенностей использования ожелезнённых магнезиальных флюсов при выплавке стали из углеродистого полупродукта 79
5.1 Технология проведения опытных плавок 79
5.2 Исследование особенностей использования ожелезнённого известково-магнезиального флюса (ИМФ-30) 81
5.3 Исследование особенностей использования ожелезнённого магнезиального флюса (ФОМ) 88
5.4 Исследование особенностей использования ожелезнённого известково-магнезиального флюса (ИМФ-50) 94
5.5 Динамика снижения расхода огнеупоров. Повышение стойкости футеровки конвертера при использовании ожелезнённых магнезиальных флюсов 98
5.6 Выводы по главе 5 100
Глава 6 Исследование особенностей использования ожелезнённых магнезиальных флюсов при выплавке стали из низкомарганцовистого ЧУГУНА 102
6.1 Технология проведения опытных плавок 102
6.2 Исследование особенностей использования ожелезнённого известково-магнезиального флюса (ИМФ-30) 104
6.3 Исследование особенностей использования ожелезнённого магнезиального флюса (ФОМ) 110
6.4 Оптимизация расхода шлакообразующих материалов при использовании ожелезнённого магнезиального флюса (ФОМ). Повышение стойкости футеровки конвертера 115
6.5 Выводы по главе 6 125
Заключение 127
Библиографический список 130
Приложение 140
- Влияние использования магнезиальных шлакообразующих материалов на стойкость футеровки конвертера
- Определение предела растворимости MgO в шлаках системы CaO-MgO-MnO-FeO-Si02-Al203-Fe203
- Химический и фракционный состав, физико-механические свойства ожелезнённых магнезиальных флюсов. Технология производства флюсов
- Исследование фазово-минералогического состава шлака и особенностей растворения ожелезнённых магнезиальных флюсов при переделе углеродистого полупродукта
Введение к работе
Актуальность работы Кислородно-конвертерный процесс является основным способом производства стали. Одним из достижений отечественной металлургии по данному направлению является разработка и внедрение прогрессивной ресурсосберегающей технологии кислородно-конвертерного передела низкомарганцовистых чугунов с содержанием марганца менее 0,3%, которая обеспечивает достижение высоких технико-экономических показателей и экономии марганца в сквозном металлургическом цикле производства.
Исследованиями показано, что выплавка стали из низкомарганцовистого чугуна сопровождается ухудшением процессов шлакообразования, что отрицательно сказывается на стойкости футеровки конвертеров и в определенной степени на рафинировании металла от вредных примесей.
Существенной статьей издержек при производстве стали являются затраты на эксплуатацию и ремонт футеровки конвертеров. Повышение стойкости футеровки конвертеров способствует увеличению продолжительности межремонтного периода, в результате чего увеличивается выпуск стали и снижается её себестоимость за счет сокращения удельного расхода огнеупоров и снижения затрат на перефутеровку конвертеров.
Предыдущими исследованиями установлена возможность снижения износа огнеупоров и повышения стойкости футеровки за счет использования в конвертерном процессе магнезиальных материалов. Однако, традиционно применяемые магнезиальные добавки — необожженный и обожженный доломит, не в полной мере отвечают современным требованиям, предъявляемым к сталеплавильным флюсам, прежде всего с позиций формирования шлаков с более высоким содержанием оксида магния по сравнению с традиционным его содержанием в шлаке (к моменту постановки диссертационной работы 8-10%). Кроме того, в последнем десятилетии при росте объемов производства стали отмечен дефицит шлакообразующих магнезиальных материалов. В этой связи разработка новых шлакообразующих магнезиальных флюсов, исследование их свойств, особенностей формирования высокомагнезиальных шлаков и процес-
сов рафинирования металла от вредных примесей в этих условиях, а также определения рациональных технологических способов использования флюсов при кислородно-конвертерном переделе низкомарганцовистых чугунов является актуальной задачей.
Цель работы Разработка ожелезненных шлакообразующих магнезиальных флюсов и технологии их использования при производстве стали из низкомарганцовистых чугунов в кислородных конвертерах, обеспечивающих снижение износа периклазоуглеродистой футеровки и сохранение высоких рафинирующих свойств шлака.
Для достижения поставленной цели решались следующие основные задачи:
определение предела растворимости оксида магния в шлаках системы CaO-MgO-MnO-FeO-Si02-Al203-Fe203 по химическому составу соответствующих конвертерным шлакам по ходу плавки и необходимого количества оксида магния, вносимого магнезиальными материалами, для получения насыщенного по содержанию MgO шлака;
разработка новых магнезиальных флюсов, исследование их химического и, фазово-минералогического составов, физико-механических и технологических свойств;
исследование влияния магнезиальных флюсов на процессы шлакообразования и рафинирования металла от вредных примесей (фосфора и серы) и снижение износа периклазоуглеродистой футеровки конвертеров;
разработка рациональных режимов использования магнезиальных флюсов в конвертерных процессах при выплавке стали из низкомарганцови-стового чугуна ([Мпчуг] = 0,2 - 0,3%) и углеродистого полупродукта ([Mn] = 0,02 - 0,04%).
Методы исследования и достоверность полученных результатов Для решения поставленных задач применен комплекс современных теоретических и экспериментальных методов, включающий: расчет численными методами активности оксида магния в многокомпонентном шлаковом расплаве и материального баланса конверторной плавки с использованием специальных
компьютерных программ; исследование химического и фазово-минералогического составов, физико-механических и технологических свойств флюсов; проведение опытных плавок в кислородных конвертерах с отбором проб шлака и металла; петрографические исследования конвертерных шлаков; использование методов математической статистики и средств вычислительной техники.
Фазово-минералогический состав флюсов и шлаков исследован в проходящем свете в иммерсионных препаратах с помощью стандартного набора иммерсионных жидкостей. Полированные шлифы изучены в отраженном свете для получения данных о количественном содержании минералов, размере и форме их зерен, пространственном взаимоотношении минералов, а также сведений о пористости.
Достоверность полученных результатов подтверждена экспериментально промышленными данными.
Научная новизна работы Разработаны новые комплексные магнезиальные флюсы для сталеплавильного производства, содержащие 30-90 % MgO, 5-55% СаО и 4-Ю % Fe203 (ИМФ - 30; ИМФ - 50; ФОМ), исследованы процессы шлакообразования, и определены рациональные режимы ввода флюсов при переделе низкомарганцовистого чугуна ([Мпчуг] = 0,2 — 0,3%) и углеродистого полупродукта ([Mn] = 0,02 - 0,04%), при этом:
впервые с использованием методики расчета, основанной на теории полимерного строения шлаков системы CaO-MgO-MnO-FeO-Si02-Al203-Ре20з, определены пределы растворимости MgO в шлаках для различных периодов конвертерной плавки и необходимое количество оксида магния, вносимого магнезиальными материалами, для получения насыщенного по содержанию MgO шлака;
установлено наличие в известково-магнезиальных флюсах легкоплавких фаз браунмиллерита и ферритов кальция (15-20 объём. %), в высокомагнезиальных флюсах - периклаза (90-95 объём. %), содержащего оксиды железа, и тонких плёнок (1-15 мкм) силикатных фаз мервинита и монтичел-
лита между кристаллами и зёрнами периклаза;
- при введении совместно с магнезиальными флюсами марганцевого агломерата в структуре шлаков первой половины плавки выявлено преобладание сложных ферритов кальция и магния (30-45 объём. %) с высоким содержанием оксидов марганца (15-17 масс. %) в том числе М,Мп-феррит, содержащий 23,0 % МпО и 42,6 % Fe203.
Практическая значимость и реализация в промышленности Полученные в работе научные результаты и рекомендации по применению новых комплексных магнезиальных флюсов используются при выплавке кислородно-конвертерной стали из низкомарганцовистого чугуна и углеродистого полупродукта соответственно, на комбинатах «Северсталь» и «НТМК». При этом обеспечивается с увеличением концентрации MgO"B конечном шлаке, в среднем, до 12-14 % формирование шлаков необходимой^ для кислородно-конвертерного процесса основности и сохранение высоких рафинирующих свойств шлака. Использование совместно с магнезиальными добавками марганцевого агломерата при выплавке стали из углеродистого полупродукта позволяет увеличить содержание MgO в пересыщенных шлаках до 18 масс.%. Внедрение магнезиальных флюсов в практику кислородно-конвертерного производства стали позволило при переделе низкомарганцовистых чугунов уменьшить расход магнезиальных материалов на 10 кг/т и общий расход' шла-кообразующих материалов на 20 кг/т. Наряду с использованием других мероприятий применение новых флюсов способствовало повышению стойкости футеровки конвертеров при переделе низкомарганцовистых чугунов до 5000 плавок и углеродистого полупродукта до 3200 плавок. ,
Апробация работы Основные результаты и положения диссертации доложены и обсуждены на VI-IX' Международных конгрессах сталеплавильщиков (Россия, 2002-2006 гг.); Международном конгрессе «300 лет Уральской металлургии» (г. Екатеринбург,, 2001 г.); Научно-технической конференции «Уральская индустрия в первом десятилетии ХХГ века» (г. Челябинск, 2001 г.); Ежегодной международной конференции огнеупорщиков и металлургов (г. Москва, 2006 г.), Международной научно-технической конференции «Государственное регулирование и стратегическое партнерство в горнометаллургическом комплексе» (г. Екатеринбург, 2009 г.).
8 '
Разработанная технология отмечена серебряной медалью на XI международной выставке «Металл-Экспо 2005» за создание и внедрение на предприятиях металлургической отрасли новых классов синтетических флюсов для сталеплавильного производства.
Публикации По теме диссертации опубликовано 18 работ, в том числе 6 статей в изданиях, рекомендованных ВАК для опубликования результатов кандидатских и докторских диссертаций. Получено 3 патента РФ на изобретения.
Структура и объем работы Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка использованных источников из 103 наименований, приложения и содержит 140 страниц машинописного текста, 42 рисунка, 32 таблицы.
Диссертант в период с 1999 г. по 2008 г. в качестве ответственного исполнителя и руководителя разделов работ от института принимала участие в выполнении 11 НИР по тематике диссертации в связи с выполнением Федеральной целевой научно-технической программы по теме: «Фундаментальные исследования и прикладные научно-исследовательские, опытно-конструкторские и технологические работы на основе интеграции с академическими и вузовскими секторами науки и производства для создания конкурентоспособной наукоёмкой продукции и реализация функций ведущей организации по важнейшему направлению развития науки, технологий и техники: комплексная переработка природнолегированного сырья и техногенных материалов».
Автор выражает признательность кандидату технических наук лауреату Государственных премий РФ Демидову К.Н., сотрудникам лаборатории конвертерного производства ОАО «Уральский институт металлов» и специалистам ОАО «Нижнетагильский металлургический комбинат», ОАО «Северсталь», ОАО «Комбинат Магнезит», ОАО «Волховский алюминий» и ООО «Сухоложский завод металлофлюсов» за помощь при выполнении диссертационной работы.
Влияние использования магнезиальных шлакообразующих материалов на стойкость футеровки конвертера
Теоретической предпосылкой использования магнезиальных шлакообразующих материалов является положение химической термодинамики об отсутствии коррозионной способности основного шлака по отношению к основной футеровке при равенстве химических потенциалов juMg0 (1.4) в шлаке и в твёрдой фазе [42]: где: juMgo - химический потенциал MgO в стандартном состоянии, т.е. в состоянии насыщения или в твёрдой фазе; R — универсальная газовая постоянная; Т - температура по термодинамической шкале, К; aMgo - активность MgO (в шлаковой и твёрдой фазах). Равенство химических потенциалов и, следовательно, отсутствие коррозионного износа футеровки может быть достигнуто только при условии насы-щения шлака магнезией, т.е при a Mgo - a MgO = 1 В реальных условиях в шлаке и футеровке присутствуют и другие компоненты (СаО, БіОг, FeO, А1203 и др.), активности которых в каждой из фаз не одинаковы, что приводит к их взаимопереходу. Поэтому при использовании магнезиальных шлакообразующих материалов можно говорить лишь о замедлении коррозионного износа футеровки конвертеров, обусловленного приближением au Mgo к crMgo [42,59].
Отсюда следует, что для снижения износа периклазоуглеродистой футеровки целесообразно поддерживать концентрации MgO в шлаке в течение всей продувки на уровне насыщения при одновременном обеспечении требуемых физико-химических и технологических свойств шлака (вязкости, основности, рафинирующей способности и др.). Известны ряд исследований по изучению зависимости насыщения шлака оксидами магния от различных факторов. Так, по данным немецких исследователей в наибольшей мере концентрация этого насыщения зависит от основности шлака. При температуре 1600 С и отношении CaO/Si02 1 концентрация насыщения шлака MgO (иными словами предел растворимости MgO в шлаке) достигает 30 %, а затем по мере роста основности резко падает. При основности (СаО/БіОг 3-4), характерной для конца плавки, она составляет 5-6 % [Цит. по ст. 43]. Охотским В. Б. разработана термодинамическая модель [60], согласно которой концентрация насыщения шлака оксидом магния определяется по формуле (1.6): (MgOy ac (MnO) - концентрации компонентов в шлаке, масс. %. Сопоставлением данных, рассчитанных по этой модели, и результатов экспериментальных исследований, представленных в работе [61], выявлено, что расчётные значения (MgO)Hac ниже экспериментальных. Авторами был предложен корректировочный коэффициент с учётом которого (MgO)„ac определяется по формуле: Результаты их расчётов показывают, что на ранних стадиях продувки концентрация насыщения шлака MgO определяется прежде всего основностью шлака и слабо зависит от температуры металла и окисленности шлака.
Увеличение основности первичных шлаков с 1,1 до 2,0 ед. при температуре металла 1335 С и окисленности шлака до 25 % приводит к снижению концентрации насыщения MgO с 9,4 до 6,7 %. При увеличении температуры металла с 1300 С до 1375 С и окисленности шлака с 20 до 30 абс.% концентрация MgO насыщения шлака повышается незначительно, соответственно на 0,7 % и 0,4 %. Авторы рекомендуют поддерживать содержание MgO в шлаке на уровне: 6,7-9,4 % в начале плавки, 7,0-8,7 % в середине продувки и 7,3-10,0 % в конце продувки конвертерной ванны. Японскими исследователями экспериментально по результатам опытов в магнезитовых тиглях при температурах 1550 С, 1600 С и 1650 С [62] были определены равновесные составы шлаков в системе CaO-MgO-Si02-FeO-Fe203-Р2О5, химический состав шлака в опытах изменялся в широких пределах (масс. %): 0,2-41,8 СаО, 0,48-33,91 Si02, 10,6-83,2 FeO, 0,6-14,2 Fe203. По условиям проведения опытов шлаки можно считать насыщенными MgO. Полученные результаты подтверждают выводы других исследований об определяющем влиянии основности шлака на предел растворимости оксида магния. Практически при всех указанных температурах при снижении основности шлака от 3,5 до 0,9 концентрации растворённого MgO в шлаке возрастают с 6,3 % до 22 %. Отмечается слабое влияние температуры на предел растворимости оксида магния в шлаках. При одинаковой основности шлака (CaO/SiO2)=2,0 и содержании оксидов железа в шлаке около 30 % концентрация насыщения шлака оксидами магния при повышении температуры с 1600 С до 1650 С увеличивается с 8,44% до 8,78%. За счёт попадания в конвертер ванадиевого шлака и окисления остаточного ванадия в углеродистом полупродукте шлаки на втором переделе имеют повышенное содержание оксидов ванадия и титана, которые повышают предел растворимости оксидов магния в шлаке в зависимости от его основности (CaO)/(Si02) (рис. 1.3) и повышают износ магнезиальных огнеупоров [63]
Определение предела растворимости MgO в шлаках системы CaO-MgO-MnO-FeO-Si02-Al203-Fe203
Для адаптации компьютерной программы, основанной на методике расчёта, предложенной Климовым А. В., и оценки достоверности расчётов были сопоставлены расчётные показатели растворимости MgO с результатами экспериментальных исследований для шлаков системы CaO-MgO- FeO-Si02 -Fe203 при температурах 1550-1650 С (рис. 2.1) [62].
Все расчетные значения укладываются в пределах относительной погрешности ± 14%, что, с учетом погрешности самого эксперимента, можно считать удовлетворительным результатом. Основным источником расчетной погрешности является невозможность учета всех возможных соединений в шлаке по причине отсутствия справочных термодинамических данных.
Для расчёта предела растворимости оксида магния в шлаке использованы наиболее надёжные данные промышленных исследований химического состава конвертерных шлаков при продувке кислородом низкомарганцовистого чугуна в ККЦ ОАО «ММК» (рис. 2.2-2.3) [74].
Максимальный показатель (MgO)p - 17,4 масс. % получен для основности шлака (CaO/SiCb) = 1,0 ед., соответствующей условиям начального периода конвертерной плавки. Минимальное значение (MgO)p равняется 5,8 масс.% и соответствует периоду середины плавки при основности шлака (CaO/SiCh) = 2,2 ед. В конечный период продувки при наиболее высокой температуре металла и увеличивающемся содержании оксидов железа в шлаке (MgO)p возрастает до 11,3 масс.% (рис. 2.4).
Согласно полученным результатам, при повышении температуры на 50С предел растворимости оксида магния A(MgO)p возрастает в шлаках, соответствующих началу, середине и концу плавки, изменяясь в различных пределах (рис. 2.5): в начале плавке для шлака (CaO)/(Si02) = 1,0 ед. в интервале температур 1300-1500 С изменение A(MgO)p составляет 0,2-0,6 %; в середине плавки для шлака (CaO)/(Si02) = 2,0 в интервале температур 1500-1600 С изменение A(MgO)p составляет 0,7-1,1 %; в конечном шлаке основностью (CaO)/(Si02) = 3,0 в интервале температур 1600-1700 С изменение A(MgO)p составляет 1,5-2,0%.
По результатам расчёта (MgO)p в шлаке с основностью (CaO/Si02) = 3,0 в конце плавки при температуре расплава 1650С установлено (рис.2.6), что увеличение содержания оксидов железа в шлаке в пределах от 20 до 30 % при выполнении условия (%Fe203)/(%FeO) = const повышает предел растворимости оксида магния на 2,0 %, а для условий увеличения (%Fe203) при (%FeO)=const показатель (MgO)p увеличивается на 2,8 %. Полученный результат отличается от расчётных значений, полученных в работах другими исследователями, из которых следует слабое влияние содержания оксидов железа в шлаке на предел растворимости оксида магния [60,61]. Так по результатам расчётов Охотского В. Б. влияние содержания оксидов железа несущественно, а в работе [61] при увеличении H(FeO) в пределах от 20% до 30 % концентрация MgO насыщения шлака повышается в среднем всего на 0,4 %.
При известных значениях равновесных концентраций компонентов шлака в различные периоды продувки кислородом рассчитана масса гомогенного шлака. На рис. 2.7 представлено изменение массы гомогенного шлака по ходу продувки плавки кислородом, а также необходимое количество оксида магния, которое требуется растворить в шлаке для достижения насыщения.
Установлено, что при переделе низкомарганцовистого чугуна, содержащего 0,2 % Мп, применительно к технологическим условиям выплавки стали в ККЦ ОАО «ММК», расчётная масса насыщенного оксидами магния шлака возрастает от 10 т (28 кг/т стали) до 60 т (170 кг/т стали).
Химический и фракционный состав, физико-механические свойства ожелезнённых магнезиальных флюсов. Технология производства флюсов
С целью повышения стойкости периклазоуглеродистой футеровки конвертеров без ухудшения процессов шлакообразования разработаны ожелезнён-ные магнезиальные флюсы: ожелезнённые известково-магнезиальные флюсы марки ИМФ-30 и ИМФ-50, содержащие: 28-53 % MgO; 32-55 % СаО и 4-Ю % F O , и ожелезнённый магнезиальный флюс (ФОМ), содержащий 85-92 % MgO и 4-8 % Fe203. Составы флюсов приведены в таблице 3.1.
В период 1998-2001г.г. на предприятиях цементной промышленности ОАО «Волховский алюминий» и ЗАО «Сухоложский цемент» освоена технология производства ожелезнённого известково-магнезиального флюса ИМФ-30.
Флюс ИМФ-30 производился из сырого доломита и железосодержащей добавки. Химический и зерновой состав сырого доломита удовлетворял требованиям, указанным в таблице 3.2.
В качестве железосодержащей добавки использовали конвертерный шлам ОАО «Северсталь», содержащий: 1,1 % MgO; 2,16 % Si02; 12,5 % CaO; 72,9 % Fe203; 7,7 % ппп; 3,6 % прочие компоненты, размер гранул шлама в основной массе находился в пределах 2-10 мм.
Средний состав сырьевой смеси для получения ИМФ-30 составлял 89 % сырого доломита и 11 % конвертерного шлама.
Обжиг флюса ИМФ-30 на предприятии ОАО «Волховский алюминий» производился во вращающихся печах размером 3,6x127 м, а на предприятии ЗАО ТД «Сухоложский цемент» во вращающихся печах размером 3,6x76 м.
Химический состав флюсов ИМФ-30 производства ОАО «Волховский алюминий» и ЗАО ТД «Сухоложский цемент» представлен в таблице 3.3. Таблица Флюс ИМФ-30 производства ОАО "Волховский алюминий" отличался повышенным содержанием БЮг, что вызвано дополнительным использованием в качестве магнийсодержащего сырья - отходов цеха обжига доломита и извести ОАО "Северсталь", которые содержат значительное количество Si02- Отказ от использования в производстве вышеуказанных отходов исключил бы их утилизацию, которая принесла определённую прибыль для ОАО «Северсталь», связанную с сокращением затрат на вывоз и содержание в отвалах данных отходов.
Повышенное по сравнению с волховским флюсом содержание оксида железа свидетельствует о более высоком качестве сухоложского флюса, поскольку технологически этот параметр определяет количество мелочи, пористость, плотность флюса и его стойкость к разрушению в процессе транспортировки и хранения. К недостаткам сухоложского ИМФ следует отнести повышенное содержание серы и более низкое содержание оксида магния.
Прочность на раздавливание известково-магнезиального флюса ИМФ-30 определяли на лабораторном прессе по пробе в количестве 30 штук гранул раз мером 20-30 мм. Испытания показали высокую прочность на раздавливание образцов: 300-500 кг/образец. Кажущаяся плотность флюса ИМФ-30 составила 3,1-3,3 г/см3.
Технология производства флюса ИМФ-50, аналогична производству флюса ИМФ-30 на Сухоложском заводе металл офлюсов (СЗМФ), реализована на базе производственного комплекса изготовления цементного клинкера «мокрым» способом, обеспечивающим достаточную однородность химического состава и гранулометрических параметров. Схема производства флюсов ИМФ представлена на рисунке 3.1.
В качестве сырья для производства ИМФ-50 использовали брусит (62-63 % MgO) или сырой магнезит (35-42 % MgO), сырой доломит (18-20 % MgO), известняк и конвертерный шлам (65-75 % Ре203). Измельчение и перемешивание сырьевых компонентов осуществлялось в высокопроизводительных трубных шаровых мельницах. Обжиг производили во вращающихся печах, где шихта последовательно проходила стадии сушки и сгущения сырьевого шлама, разрушения во влажном состоянии крупных образований, нагрева, декарбонизации, спекания, грануляции с участием расплава, охлаждения. Термообработка шихты осуществлялась в непрерывно движущемся слое при контакте материала с нагретыми стенками печи и дымовыми газами. Получение флюсов во вращающейся печи осуществлялось в две стадии: на первой - производится структурирование тонкоизмельчённого материала на основе воды до крупности 0,5-3 мм; на второй - структурированная шихта на основе расплава превращается в гранулы-окатыши крупностью 5-60 мм, содержащие неусвоенную расплавом известь. Прочность на раздавливание образцов ИМФ-50 составила 500-700 кг/образец. Кажущаяся плотность флюса составила 3,3-3,5 г/см3. Вследствие пониженного содержания в составе флюса оксида кальция флюс ИМФ-50 подвержен меньшей гидратации, чем флюс ИМФ-30.
Открытая пористость флюсов ИМФ составляет 15-20 %, длительность хранения без разрушения для флюсов ИМФ составляет 1-1,5 месяца.
Ожелезнённый магнезиальный флюс(ФОМ) изготавливается на ОАО «Комбинат Магнезит» г. Сатка во вращающихся обжиговых печах размерами 3,5x90 м, «сухим» способом подачи в печь материалов мелкой фракции. Схема изготовления ФОМ представлена на рисунке 3.2. В качестве шихтовых материалов использовали сырой магнезит (35-45 % MgO) фракцией 40-0 мм, каустическая пыль (93-95 % MgO), уловленная циклонами фракцией 2-0 мм, сидерит с фракцией 5-0 мм, используемый для изготовления агломерата 65-70 % Fe203, которые задают в обжиговую печь. Подача материалов в печь осуществляется со скоростью: сырой магнезит 8-10 т/час; каустическая пыль 14-15 т/час; сидеритовый агломерат 0,7-1,3 т/час. Температура печи в зоне обжига составляет около 1500С, в зоне выгрузки готового флюса 800-900 С и после холодильника 150-200 С. Из печи флюс выходит с фракцией 40-0 мм, фракция 4-0 мм (40% от всего вала) отсеивается и направляется на производство магнезиальных брикетированных флюсов (ФМБУЖ или МГФ).
Образцы флюса ФОМ различного фракционного состава валового продукта анализировался по химическому составу и физическим свойствам. Результаты анализа представлены в таблице 3.4.
Исследование фазово-минералогического состава шлака и особенностей растворения ожелезнённых магнезиальных флюсов при переделе углеродистого полупродукта
Для определения изменения фазово-минералогического состава шлака по ходу продувки кислородом углеродистого полупродукта были проведены две плавки с промежуточными повалками на 8 и 12 мин. продувки и по окончанию продувки, на которых присаживали флюсы ФОМ и ИМФ-30. На обеих плавках выплавлялась сталь 08Ю. Фазово-минералогический состав образцов шлаков, отобранных при повалке конвертера, представлен в таблице 4.1.
На плавках с использованием ожелезнённых магнезиальных флюсов марки ФОМ и ИМФ-30 отмечено, согласно рисунку 4.2: к 8-ой минуте плавки (45 % общего времени продувки) в образцах с ФОМ практически весь флюс усваивается шлаком с образованием магне-зиовюстита, магнезиоферрита и сложных многокомпонентных ферритов.
Усвоение периклаза шлаком, содержащим оксиды железа, в условиях передела углеродистого полупродукта (с содержанием [Si] менее 0,01 %) протекает в основном по следующей схеме (рис. 4.3): периклаз - ожелезнённый периклаз - магнезиовюстит - магнезиоферрит - сложные многокомпонентные ферриты, по реакциям: к 12-ой минуте плавки (70 % общего времени продувки) увеличивается содержание сложных ферритов (в образцах с ФОМ), ферритов кальция (в образцах без ФОМ) и несколько уменьшается содержание магнезио-вюстита с магнезиоферритом и силикатов; к концу плавки наблюдается увеличение сложных ферритов (в образцах с ФОМ), ферритов кальция (в образцах без ФОМ) и резкое уменьшение количества магнезиовюстита с магнезиоферритом, а также уменьшается содержание силиката. Большее количество частиц периклаза и оже-лезнённого периклаза в конечном шлаке плавки (без присадки ФОМ) характеризует увеличение износа футеровки, откуда частицы периклаза и были привнесены в шлак.
Можно сделать следующий вывод: использование ФОМ приводит к снижению агрессивности шлака к футеровке конвертера, за счет взаимодействия периклаза из ФОМ с остальными компонентами, а отсутствие флюса ФОМ приводит к сильному размыву футеровки шлаком.
Необходимо отметить, что на плавке с использованием флюса ИМФ-30 без присадок флюса ФОМ массовая доля легкоплавких фаз ферритов кальция оказалась в несколько раз выше, чем на плавке с присадкой флюса ФОМ. Образцы шлака обладали мелкозернистой структурой с равномерно рассредоточенными по шлифу зернами практически одинакового размера, что свидетельствует о гомогенности шлака и об улучшении шлакообразования при использовании флюса ИМФ-30. Напротив, на плавке с присадками флюса ФОМ исследованием микроструктуры проб шлаков выявлено наличие крупнозернистых включений тугоплавких фаз, способствующих повышению стойкости футеровки конвертера.
Проведены исследования проб шлаков, образуемых по ходу плавки, с присадками флюса марки ИМФ-50. Для сравнения дополнительно проанализировано изменение минерального состава шлака на плавке с присадками флюса ФОМ и ИМФ-30 при совместном использовании марганцовистого агломерата для улучшения шлакообразования. В таблице 4.2 представлен фазово-минералогический и химический составы образцов шлаков. к 6-ой минуте продувки (35 % общего времени продувки) наблюдается преобладание двух фаз: двухкальциевого силиката - ларнита и четырёхкаль-циевого алюмоферрита - браунмиллерита, а также отмечено присутствие первичного периклаза (из флюса ИМФ-50) псевдоморфно замещённого оксидами железа с образованием магнезиоферрита, магнезиовюстита и сложных ферритов; к 10-ой минуте продувки (60 % общего времени продувки) фазово-минералогический состав практически не меняется, происходит небольшое уменьшение браунмиллерита и, соответственно, увеличение ферритов; к 17-ой минуте (конец плавки) меняется состав силиката - происходит образование трёхкальциевого силиката алита, а также вследствие дополнительной присадки флюса ИМФ-50 во второй трети продувки увеличивается содержание периклаза, но количественно его меньше, чем в конце сравнительной плавки с использованием ФОМ. Происходит уменьшение ферритов в 2 раза. Содержание периклаза в конечном шлаке достигает 15-18 %.
На плавке с присадками ФОМ в завалку совместно с марганцевым агломератом и последующей подачей ИМФ-30 по ходу продувки (рис. 4.5): к 6-ой минуте плавки (35 % общего времени продувки) наблюдается преобладание легкоплавкого сложного Ca-Mg-Mn-феррита как результат взаимодействия извести, ФОМ и Mn-агломерата. Содержание МпО в сложном феррите находится в пределах 15-20 %. Ларнит и браунмиллерит присутствуют в одинаковом соотношении и примерно в таком же количестве, что и в шлаке с ИМФ-50 на той же минуте плавки (но в меньшем количестве, чем сложный Ca-Mg-Mn-феррит). Зёрен первичного периклаза (из ФОМ) мало, по периферии которых образуются каёмки Mg-Mn-феррита; к 10-ой минуте плавки (60 % общего времени продувки) происходит заметное уменьшение количества Ca-Mg-Mn-феррита и небольшое увеличение магнезиоферрита и магнезиовюстита. Появляется заметное количество частиц периклаза в результате присадки флюса ИМФ-30. Периклаз образует твёрдый раствор с оксидами железа и оксидами марганца;
