Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ проблемы обеспечения черной металлургии России марганцевыми ферросплавами 7
1.1. Причины возникновения проблемы обеспечения черной металлургии марганцевыми ферросплавами 7
1.2. Использование процессов восстановления марганца 11
1.3. Известные сведения по прямому легированию 19
1.4. Теоретические основы метода прямого легирвоания стали марганцем 28
1.5. Анализ восстановления марганца различными восстановителями 32
1.6. Экономическая эффективность технологии прямого легирования 37
1.7. Выводы по главе 1 39
Глава 2. Теоретическое описание процесса прямого легирования 42
2.1. Восстановление марганца углеродом при наличии шлаковой фазы 42
2.2. Равновесное значение марганца в расплаве в зависимости от состава шлаковой фазы 46
2.3. Влияние характеристик плавления материалов на процесс прямого легирования 47
2.4. Выводы по главе 2 54
Глава 3. Экспериментальная часть 56
3.1. Лабораторные эксперименты по прямому легированию 56
3.1.1. Результаты проведенных экспериментов 60
3.1.2. Кинетика процесса восстановления марганца из оксидного материала 64
3.1.3. Зависимость параметров восстановления металла из оксида от состава шлака 73
3.2. Промышленные эксперименты по прямому легированию и восстановлению марганца из шлаковой фазы в окислительных условиях 76
3.2.1. Промышленные данные комбината Северсталь 80
3.2.2. Промышленные данные комбината ЭКО-ШТАЛЬ 86
3.2.3. Сопоставление промышленных данных 89
3.3. Ковшевой вариант прямого легирования и сравнение его с результатами лабораторных экспериментов 93
3.3.1. Процесе формирования «волны» для осуществления прямого легирования 98
3.4. Выводы по главе 3 105
Заключение 107
Список использованной литературы 110
Приложение 116
- Теоретические основы метода прямого легирвоания стали марганцем
- Равновесное значение марганца в расплаве в зависимости от состава шлаковой фазы
- Промышленные эксперименты по прямому легированию и восстановлению марганца из шлаковой фазы в окислительных условиях
- Ковшевой вариант прямого легирования и сравнение его с результатами лабораторных экспериментов
Введение к работе
В любой из нерядовых марок сталей содержится определенное количество легирующих элементов, которые в зависимости от выбранной технологии производства, вводятся на разных стадиях передела, начиная от первичных агрегатов для выплавки стали, таких как конвертер или электропечь, и заканчивая агрегатами внепечной обработки и разливки стали. Хотя количество и вид присаживаемых легирующих элементов в зависимости от марки стали сильно изменяется, общим является ввод легирующих элементов в сталь в металлической форме, часто в виде сплавов на основе железа. К наиболее распространенным сплавам, содержащим легирующий элемент, относятся ферросилиций, ферромарганец, феррованадий, феррохром и другие. Существуют также комплексные сплавы, содержащие более одного легирующего элемента. Все перечисленные сплавы в большинстве своем являются материалом удобным для транспортировки, обеспечивают высокую технологичность при вводе в металл и характеризуются достаточно стабильным усвоением, что определяет их повсеместное использование.
Несмотря на то, что ферросплавы и комплексные сплавы, содержащие легирующие элементы, имеют все перечисленные преимущества, их использование зачастую ставит перед металлургами серьезные задачи.
Первой проблемой при использовании ферросплавов является наличие посторонних примесей в ферросплавах и получение «чистых» ферросплавов в условиях ухудшения качества исходного сырья. Вследствие этого сплавы высокого качества представляют собой дорогой материал, и их использование негативно сказывается на себестоимости стали, и как следствие, ее конкурентоспособности.
Другая проблема заключается в обеспечении теплового режима плавки при введении значительных количеств легирующих элементов, вследствие эндотермичности процесса растворения ферросплавов.
Известны подходы, предназначенные для решения перечисленных выше проблем. Так для уменьшения тепловых потерь при плавлении ферросплавов используются «экзотермические ферросплавы», содержащие в своем составе элемент, обеспечивающий протекание экзотермических реакций окисления в металле. При применении экзотермических ферросплавов возникает неравномерность распределения ферросплавов в объеме ковша, но обеспечивается соблюдение
5 теплового режима плавки при введении значительных количеств легирующих элементов. В качестве возможных экзотермических ферросплавов могут применяться смеси из обычного ферросплава и горючего компонента, за счет чего обеспечивается высокая термичность смеси, например, смеси феррохрома и селитры, металлического марганца и селитры и т.д.
Также известны процессы производства стали, в которых шихта содержит определенные легирующие элементы, чаще всего речь идет о природнолегированном чугуне, содержащем ванадий, марганец или другие элементы. В процессе передела такой шихты практически всегда учитывается наличие легирующих элементов и за счет этого осуществляется экономия ферросплавов. Вместе с тем, вследствие окислительного характера сталеплавильных процессов, переход легирующих элементов из шихты в окисленный металл сильно затруднен.
Другим вариантом решения проблем, связанных с удорожанием ферросплавов, являются технологии ввода легирующих материалов, позволяющие снизить угар легирующего элемента.
В данной работе рассматривается так называемая технология «прямого легирования», при которой легирующие материалы вводятся в сталь в неметаллической форме, в частности в виде оксидов легирующих элементов, а для обеспечения перехода легирующих элементов из неметаллического материала в металл создаются необходимые условия. В случае оксидных неметаллических материалов, такие условия обеспечиваются высоким восстановительным потенциалом системы, который регулируют посредством ввода в систему подходящего восстановителя.
Известны альтернативы прямому легированию, заключающиеся в использовании специальной шихты, которая в своем составе содержит оксидные материалы, легко восстановимые при плавлении, при этом восстановитель также может входить в шихту. Наиболее известным материалом в этом ряду является «Суперком» или «Синтиком», а также многочисленные варианты брикетов, содержащих восстановитель и различные отходы сталеплавильного производства, например, пыль или высушенный шлам. При этом процесс перехода легирующего элемента в металла осуществляется внутри брикета, который затем уже растворяется
в расплаве. Как правило, для эффективного извлечения материала требуется достаточно дорогостоящая подготовка на предшествующем этапе.
Для осуществления прямого легирования необходимо создание условий перехода легирующего элемента из неметаллической формы в металлическую, то есть в раствор железа. При этом критерием успешности протекания процесса прямого легирования является «степень извлечения» легирующего элемента из неметаллического соединения.
Таким образом, одной из задач, решаемых в данной работе, является оценка возможности перехода легирующих элементов из неметаллических, в основном, оксидных соединений, без их затратной предварительной подготовки, в металлический расплав в различных окислительно-восстановительных условиях.
Другой задачей, решаемой в работе, является разработка подходов, позволяющих повысить степень извлечения легирующих элементов из неметаллических соединений при минимальных вмешательствах в технологию, то есть при минимальном изменении затрат по переделу.
В связи с тем, что наиболее часто встречающаяся в пирометаллургических процессах неметаллическая форма соединений представлена шлаковым расплавом, в работе рассматривается вопрос о проведении прямого легирования с учетом свойств и характеристик уже имеющегося шлака, практически всегда сопровождающего металлический расплав.
Теоретические основы метода прямого легирвоания стали марганцем
В работах [33, 34, 60, 65, 66] исходя из практического равенства атомных характеристик марганца и железа, показано, что растворимость марганца в жидком алфа- и гамма-железе неограниченна и идет с образованием растворов замещения и типично металлической связи. Образующийся раствор близок к идеальному и переход марганца в расплав не сопровождается тепловым эффектом. Однако при высокой концентрации марганца, раствор марганца в железе несколько отличается от совершенного. Исходя из близости свойств железа и марганца, в работе [60] при описании экспериментальных данных исходили из того, что переход марганца в расплав не лимитирует реакцию восстановления марганца кремнием. При образовании из чистого марганца и железа однопроцентного раствора марганца изменение изобарно-изотермического потенциала от температуры описывается уравнением. Для более наглядного представления взаимодействия металлического железа и марганца обычно используют фазовые диаграммы двойных сплавов, пользуясь которыми можно прогнозировать устойчивые состояния двойной системы. Для марганца и железа соответствующая диаграмма имеет вид, представленный на рис. 10 [35]. На рис. 10 показано, что марганец и железо образуют идеальные растворы, а также обладают неограниченной растворимостью друг в друге. На основании экспериментальных данных авторы работы [36] установили, базируясь на положениях теории квазирегулярных растворов, что в широком интервале концентраций, коэффициент активности марганца в железе уш в зависимости от мольной доли марганца %мп описывается следующим соотношением (при 1550 С): Изменение парциальной энергии Гиббса образования раствора выглядит в следующим образом:
Вопрос о поведении марганца в сталеплавильных процессах был достаточно хорошо изучен в литературе такими авторами, как Явойский В.И., Бигеев A.M., Баптизманский В.И., Вишкарев А.Ф. При этом во всех работах отмечается основной характер оксида марганца и возможность его вытеснении более сильными основными оксидами, такими как СаО и MgO, а также изменение содержания марганца при изменении условий равновесия в частности эффект «марганцевого горба» при изменении температуры и содержания оксида железа в шлаке. Также [38, 26, 39] отмечается зависимость поведения оксида марганца от основности шлака. Вопрос о кинетике окисления марганца часто обходится стороной. Бигеев A.M. [26] и в большей степени Баптизманский В.И. [38] приводят данные о значительных отклонениях содержания марганца в металле от равновесия со шлаком в конвертерном процессе, причем по ходу плавки эти отклонения могут быть весьма значительными.
Если оксид марганца находится в шлаке, то наиболее благоприятные условия для его восстановления возникает при его максимальной активности, что соответствует образованию 2CaOSi02. Это предположение сделано по аналогии с активностью оксида железа, согласно работе СВ. Колпакова [39], а также находит подтверждение у других авторов [29, 41]. При этом за окисленность системы, в частности шлака, отвечают следующие оксиды: FeO, MnO, Р2О5. Оксиды FeO, МпО замещаются СаО и MgO из кремнекислородных комплексов (по теории Шенка [34]), тогда как Р2С 5 может в этих комплексах растворяться (согласно данным Presslinger Н. [40]).
Согласно В.И. Явойскому [37], окислению марганца способствует повышение содержания оксидов железа, снижение температуры и понижение основности шлака. На основания термодинамического анализа проведенного в работе [39] окисление марганца происходит при низкой температуре 1250-1300 С раньше углерода, независимо от типа окислителя (газообразный кислород, кислород шлака, кислород металла), при этом оксиды марганца восстанавливаются углеродом, при их достаточном количестве и наличии жидкоподвижного шлака и при низком содержании оксидов железа. По данным Баптизманского, сродство марганца к углероду, выше чем сродство железа к углероду. Последнее приводит к тому, что фактическое содержание марганца в расплаве всегда выше, чем равновесное с оксидом железа [39].
Восстановление марганца из шлака в конвертере может протекать по следующим реакциям:
По модели Кожеурова [34] может быть описана взаимосвязь коэффициентов активности железа и марганца от количества кремния в шлаке.
Дополнительно к реакциям (8-11) следует обратить внимание на то, что повышение содержания СаО в шлаке уменьшает содержание оксида железа в шлаке, это согласуется с работой [42] и ведет к росту основности шлака, что приводит к восстановлению марганца. Поскольку скорость растворения СаО в оксидах железа в 3-5 раз превышает скорость растворения СаО в оксидах марганца [39], то очевидно, что вытеснение МпО из шлака при добавке СаО будет значительно меньше, чем снижение концентрации оксида железа в шлаке.
В работе [43] были проведены расчеты, по результатам которых сделан вывод о том, что высокое извлечение марганца достигается при 1650-1700 С и низкоокислительных шлаках основностью: (CaO+MgO)/Si02 «1.6 (12)
Таким образом, проведение восстановления марганца из его оксидов в условиях конвертера следует признать ограниченно возможным, то есть по ходу плавки возникают условия для оптимального восстановления марганца, однако конечные условия плавки не являются оптимальными.
Согласно работе [44] на равновесную концентрацию марганца также оказывает влияние парциальное давление окиси углерода р , а приведенные результаты расчетов, показывают, что понижение р в три раза (от 1,0 до 0,35 атм) заметно облегчает восстановление марганца. В частности, температура активного восстановления марганца из шлака снижается примерно на 100 С.
Равновесное значение марганца в расплаве в зависимости от состава шлаковой фазы
Исходя из возможности образования оксидом марганца тугоплавких соединений с оксидом кремния, (см. рис. 11), наиболее предпочтительным восстановителем для марганца является алюминий. При восстановлении оксида марганца алюминием, в системе одновременно существуют жидкие оксиды марганца и алюминия. Таким образом, в системе существует вероятность образования эвтектических соединений данных оксидов, что не учитывается в ранее применяемых схемах описания процесса прямого легирования. Т.е. согласно предложенной схеме, коэффициент распределения марганца зависит от температуры, окисленности расплава и состава шлака. Это в целом соответствует известным представлениям о процессе, но также позволяет учесть и окисленность металлического расплава. Поскольку в предложенной схеме восстановления оксиды марганца и алюминий находятся в жидком состоянии, необходимо проанализировать возможность перехода оксида марганца в жидкое состояние, а также сравнить полученные данные с временем перехода алюминия в жидкое состояние. Для характеристики распределения элементов, например марганца между металлом и шлаком могут применяться различные подходы. Наиболее часто используется описание распределения марганца между металлом и шлаком, которое базируется на расчете активности компонентов шлакового расплава шлака по теории регулярных ионных растворов и по теории Пономаренко [34].
Согласно теории регулярных ионных растворов, активности компонентов шлака могут быть рассчитаны исходя из состава шлаковой фазы и температуры (Т): Для расчета по теории Пономаренко, рассматривающей шлак как фазу, имеющую коллективную электронную систему, энергетические параметры элементов, необходимые для расчета активностей компонентов шлака, взяты также из работы [34]. Процесс прямого восстановления, протекающий в жидкофазном режиме требует наличия контакта между жидким восстановителем и неметаллическим соединением. Таким образом, до начала протекания реакции существует период, плавления материалов, в течение которого восстановление протекает в смешанном режиме, то есть при наличии, например, жидкого восстановителя, и плавящегося неметаллического соединения. Стадия плавления неметаллического соединения оказывает существенное воздействие на процесс восстановления, поскольку известные восстановители, например ферросплавы, чаще всего имеют меньшую температуру плавления, чем сталь, и за счет этого быстро переходят в жидкую фазу. Можно предположить, что восстановление при прямом легировании лимитируется плавлением неметаллических соединений. Балансовый подход не позволяет описать динамику процесса плавления, определить толщину корочки и время расплавления материала, поэтому необходимо решение теплотехнической задачи плавления [74]. Большинство марганецсодержащих материалов, применяемых для прямого легирования стали имеют температуру плавления ниже температуры плавления расплава.
В модели использовано следующее качественное описание процесса плавления: Процесс нагрева и плавления тела в расплаве протекает в несколько этапов: - образование на поверхности куска присаживаемого материала корочки затвердевшего расплава; - нагрев куска; -плавление куска материала под слоем затвердевшего расплава; - если в момент полного расплавления тела затвердевший слой еще существует, нагрев жидкого ядра продолжается до полного расплавления корочки. Таким образом, можно считать, что переход расплавившегося материала в жидкую сталь происходит в момент расплавления корочки затвердевшей стали. В последующей модели используются следующие обозначения. X - коэффициент теплопроводности, Вт/(мК); с — удельная теплоемкость, Дж/(кгК); р — плотность, кг/м ; а = АУ(ср) - коэффициент температуропроводности, м/с; L - удельная теплота фазового превращения (плавления, затвердевания), Дж/кг; r„i -начальный радиус куска ферросплава, м; п(0 - текущий радиус куска ферросплава, м; /to - начальный радиус внешней поверхности затвердевшего слоя, м (ггн - Пи); гг(/) -текущий радиус внешней поверхности затвердевшего слоя; гг{і) — Ги2 — толщина затвердевшего слоя, м; R\(f) = r\(t)/ гл\ - относительный радиус куска ферросплава; /?г(0 = rj{ty Гуа - относительный радиус внешней поверхности затвердевшего слоя; Ri(t) -1 - относительная толщина затвердевшего слоя, м; Г-температура, С; Ти\ - начальная температура ферросплава, С; Тпл\ -температура плавления (ликвидус) ферросплава, С; Тр - температура жидкой стали, С; Тщй -температура плавления (ликвидус) жидкой стали, С; индексы: 1 — ферросплав; 2 — сталь; тв - твердая фаза; ж - жидкая фаза; / - время, с; / - момент времени, в который температура поверхности ферросплава достигает температуры плавления, с; /"- момент времени, в который происходит полное расплавление ферросплава, с; / "— момент времени, в который происходит полное оплавление затвердевшего слоя, с. Намораживание на поверхности куска корочки затвердевшей стали и нагрев куска материала (первый этап, 0 t f) описывается системой уравнений, включающей: - уравнение теплопроводности в куске материала
Промышленные эксперименты по прямому легированию и восстановлению марганца из шлаковой фазы в окислительных условиях
Как уже упоминалось в главе 1, широко известно применение элементов технологии прямого легирования в традиционных металлургических агрегатах, в которых преобладают окислительные условия. Примером такого агрегата является кислородный конвертер. Были проанализированы промышленные данные относящиеся к конвертерам действующих производств, в частности комбинатов «ЭКО-ШТАЛЬ» (Германия) и «Северсталь» (Россия). Оба конвертерных цеха пущены в эксплуатацию в начале 80-х годов. Цех завода «ЭКО-ШТАЛЬ» оборудован 2 LD-конвертерами с донной продувкой инертным газом, установкой десульфурации чугуна, печью-ковшом и RH-вакууматором. Конвертерное производство ОАО «Северстали» оборудовано 3 LD-конверторами емкостью 350 тонн, 4 установками доводки металла, установкой ковшевого вакуумирования VD-OB и установкой печь-ковш. Объемы производства в конвертерных цехах составляют более 7,5 млн т. в год для Северстали и более 2.2. млн т. в год для комбината ЭКО-ШТАЛЬ. Применяемые в конвертерном процессе шлакообразующие материалы приведены в табл. 13. Практика работы конверторов на заводах различается, в частности на комбинате ЭКО-ШТАЛЬ не применяется остановка на заданном углероде, но задаются более узкие пределы параметров. Данные результатов химического состава шлаков на повалке были проанализированы по приведенной схеме: 1. Состав шлака был представлен квазитройной системой (CaO -FeO -Si02 ) 2. Расчет концентрации насыщения по СаО и степени насыщения шлака по СаО на основании модели Шмеле (Schmoele [69]). В этом пункте под концентрацией насыщения подразумевается растворимость СаО, в шлаке состава CaO-FeO-Si02, которая вычисляется по формуле: СаО= 68 - %FeO\0,36 + 0,00212 %FeO ) (67) 3. Расчет концентрации насыщения по MgO проводился модели Йонг Мин Пак (Jong Min Park [70]). В соответствии с этой моделью существует функция X X = (%СаО) + 0,45 (%FeO + %Fe20}) + 0,55(%МтО) (68) Которая связана с растворимостью MgO соотношением: (%MgO) = 0,00816 X2 -1,404. X + 62,31 (69) На основании перечисленных моделей были рассчитаны концентрации насыщения на СаО и MgO для конвертерных шлаков двух заводов. Насыщение шлака по СаО в квазитройной системе представлено на рис. 31. Из рис. 31 следует, что при равной основности шлаков, шлаки завода «Северсталь» содержат меньше активного СаО и напротив больше оксидов железа а также имеют меньшую основность. Для защиты футеровки используется более высокий расход магнийсодержащих материалов, выражающийся в применении доломита, доломитизированной извести, а также ИМФ, известково- магнезиального флюса, представляющего собой продукт спекания тонкоизмельченных материалов, содержащих СаО и MgO (по данным работ [71, 72]). На заводе ЭКО-ШТАЛЬ применяется только обожженный доломит. На ОАО "Северсталь" проведен ряд плавок с использованием марганцевого агломерата [67, 68], (см. также приложение 2). В рамках проведенных плавок производилось изменяли временем присадки марганецсодержащих материалов, которые подавались в количестве 1-2 т. Использовали агломерат со следующими параметрами: - Фракция 10-80 мм; -Массовая доля класса менее 10 мм не более 10 %; - Массовая доля класса более 80 мм не более 10 %.
Химический состав агломерата приведен в табл 15. По результатам промышленных экспериментов сравнили две группы плавок стали 17Г1С, или 17ГСУ, с присадкой марганцевого концентрата и без нее. Параметры металла на выпуске приведены в табл. 16 и 17. Как следует из табл. 18, на плавках с применением марганцевого концентрата содержание марганца в повалочной пробе больше по сравнению с "обычными" плавками, содержание СаО в шлаке снижается, содержание FeO в шлаке в опытных плавках выше. В процессе восстановления марганца из марганецсодержащего сырья немаловажную роль играет время подачи его в конвертер. Так как параметры плавки (состав металла, шлака, температура расплава) по ходу продувки постоянно изменяются, их влияния на поведение марганца в разные периоды будет различным. Для определения момента продувки, когда присадка марганецсодержащего материала приведет к наилучшим результатам, были проанализированы данные 28 опытных плавках, полученные результаты приведены на рис. 32. Полученные результаты соответствуют теоретическим в той части, что наибольшие показатели концентрации марганца в повалочной пробе были достигнуты при подаче марганцевого агломерата в середине продувки, когда, наблюдается высокая скорость растворения извести и минимальная доля оксидов железа и марганца, то есть вюститной фазы, в шлаке. То есть, на основании экспериментальных данных, оптимальным моментом присадки марганцевого агломерата является середина продувки, и для дальнейшего анализа были отобраны плавки, соответствующие этому параметру. Зависимость коэффициента распределения марганца в зависимости от концентрации углерода в стали, основности шлака и температуры металла может быть выражена линейной функцией вида Ьмп = f( [С], Т, В). Исходными данными для нахождения зависимости служил массив опытных плавок (15 штук) стали марки 17Г1С на которых использовали марганцевый агломерат для легирования стали. Содержание (МпО) в шлаке рассчитывали балансовым методом. (МпО)шл-55/71 -G + [Mn]M.GM = [Мп]чуг .G4yr + [Мп]лом Олом +[Mn] G агл, (70) где (МпО)щл- массовое содержание оксида марганца в шлаке, % [Мп]м; [Мп]чуг; [Мп]лом; [Мп] - концентрация марганца, соответственно, в металле перед выпуском, чугуне, ломе и марганцевом агломерате, %. Для оценки количества образующегося шлака применяли уравнение материального баланса для оксида кальция. Величина концентрации (СаО) может быть использована для оценки количества шлака, так как известь не растворяется в металле и полностью переходит в шлак.
Ковшевой вариант прямого легирования и сравнение его с результатами лабораторных экспериментов
Так как легирование стали марганцем в конвертере выше 0,15 % представляется трудно достижимым (см. рис. 32), то основное внимание было уделено разработке технологии прямого легирования в восстановительных условиях. В основе предложенной технологии лежало представление об облегчении плавления марганецсодержащих материалов, в том числе оксидов марганца при образовании эвтектических соединений с жидкими оксидами других элементов. В таком случае не требуется подготовка специальных смесей или брикетов и для протекания восстановления необходим только подвод восстановителя в зону реакции.
Для реализации схемы прямого легирования, опробованной в лабораторных условиях, требуется наличие жидкого восстановителя под слоем жидких оксидных материалов, включая восстанавливаемый оксид марганца.
Подобные процессы известны в металлургии. Так, в диссертации Казакова СВ. [75] приводятся данные промышленных экспериментов, по динамике усреднения состава металла при вводе легирующих элементов (Al, Si, Мп). Процесс изучали по результатам проб металла, отбираемых из ковшей вместимостью 350 тонн во время продувки расплава на УДМ. Во время экспериментов печной шлак отсекали в ходе выпуска футерованным чугунным шаром, а также принимали меры для защиты металла от вторичного окисления. С целью усреднения металл продували аргоном на специальной установке в течение 3-4 минут с интенсивностью 0.3-2 м3/мин через погружную футерованную фурму, температура стали перед продувкой колебалась в интервале 1590 - 1620С.
Сталь раскисляли металлическим марганцем и первичным алюминием различными способами. По первому варианту все необходимое количество алюминия и марганца давали в ковш при сливе металла из конвертера, алюминий давали в коше в виде чушек, а марганец вводили кусками размером 50-70 мм. По второму варианту, часть алюминия в виде чушек и весь марганец вводили в ковш при сливе металла из конвертера, оставшуюся часть алюминия - во время продувки стали аргоном при температуре металла 1590С. Алюминий на аргонной установке вводили либо чушками, либо в виде штанг диаметром 210-240 мм, подаваемых с помощью крана. Во время продувки металла аргоном вводили 600-700 кг алюминия. При этом время ввода кускового алюминия составляло от 3 до 9 минут, а время ввода штанг составляло обычно 5 мин.
По третьему варианту в ковш при выпуске металла из конвертера давали 100 кг алюминия, а весь марганец и основное количество алюминия вводили во время продувки аргоном, марганец подавали из бункера фракцией 50-70 мм в количестве 400-650 кг единовременно. Время ввода марганца составляло 3 сек. При этом под конвертером, во избежание выбросов, металл предварительно раскисляли алюминием в количестве около 100 кг. Отбор проб осуществляли в верхних горизонтах ковша с глубины 50-70 мм при отборе пробоотборником, и с глубины 200-300 мм от поверхности раздела шлак сталь при использовании стаканчика.
Температура плавления чистого марганца ниже температуры плавления железа. При попадании холодного куска марганца в металл, на его поверхности образуется гарнисажная корочка. После теплового периода корочка плавится и расплавленный марганец поступает в металл, т.е. отсутствует период диффузионного растворения. Марганец вводили в ковш практически мгновенно по сравнению с периодом выравнивания концентрации (6-10 минут). Алюминий напротив, вводили в металл в течение более длительного периода времени.
При одновременном вводе марганец является удобным естественным индикатором процесса усреднения. Кривые концентрации марганца имеют типичный характер: резкий рост концентрации до максимума после ввода и снижение до величины близкой к среднему значению по ходу продувки.
Наиболее интенсивное циркуляционное движение металла происходит в двухфазной газонасыщенной зоне и у поверхности расплава. Движение внутренних объемов металла преимущественно носит характер ненаправленных турбулентных пульсаций. Поэтому приведенная концентрация индикатора в этих объемах плавно меняется от 0 до среднего значения.
На основании анализа большого массива данных было показано [75], что процесс усреднения металла носит циклический характер и зависит от количества пропущенного газа, то есть от характеристик перемешивания металла (см. рис. 38).
В изменении концентрации алюминия также наблюдалась периодичность. При анализе данных по динамике изменения содержания алюминия при вводе его в виде штанг было установлено [75], что в среднем через 2 минуты на поверхности металла появлялись капли жидкого алюминия.
Таким образом, результаты промышленных экспериментов, проведенных на ковшах большой вместимости указывают на наличие активного перемещения металла у границы раздела металл—шлак во время усреднительнои продувки, а также на возможность всплытия капель чистого жидкого алюминия к границе раздела фаз.
Периодическое изменение концентрации алюминия практически соответствует колебаниям концентрации марганца (см. рис.39). Можно предположить, что в определенные моменты времени в зону реакций у границы металл-шлак поступают объемы металла богатые алюминием. Данный процесс в работе [75] назван формированием «волны».
С учетом данного процесса, следует ожидать интенсификации реакций на границе металл-шлак при поступлении богатого восстановителем объема металла к границе раздела.
О протекании данных процессов доказывает снижение концентрации оксидов железа и марганца в шлаке в процессе продувки металла (см. рис. 40-41).
