Исследование влияния состава конечного конвертерного шлака на эффективность технологии нанесения гарнисажа

Шарандин К. Н., ГВУЗ «Донецкий национальный технический университет», Донецк
Тонкушин А. Ф., ООО «Пуянг-Украина», Донецк
Сердюков А. А., ООО «Пуянг-Украина», Донецк

Рациональная эксплуатация рабочей футеровки конвертера требует периодического ремонта наиболее изнашивающихся зон. Нанесение слоя шлака на поверхность футеровки конвертера путем раздува струями азота специально подготовленного шлака с добавками магнезиальных материалов является эффективным методом повышения стойкости футеровки. Установлено, что пересыщение шлака MgO имеет важное значение для подготовки шлака под раздувку, поскольку связывает оксиды железа в тугоплавкие ферритные фазы (магнезиоферриты, магнезиовюститы) и вытесняет легкоплавкие ферриты кальция. А введение в шлак труднорастворимых фракций (зерен 3-5 мм) обеспечивает формирование «скрепляющего скелета» в объеме гарнисажного покрытия, тем самым повышает его прочностные характеристики и, как следствие, стойкость.

Последнее десятилетие развития конвертерного производства в Украине и странах СНГ характеризуется значительным повышением стойкости футеровки конвертера. Одним из основных факторов, обеспечивающих рост показателей стойкости, является применение специальных магнезиальных флюсов для формирования конечного шлака с повышенными гарнисажными свойствами, а также способ нанесения шлакового гарнисажа на стены агрегата [1, 2].

Вместе с тем необходимо учесть, что сырьевая база металлургического комплекса Украины не позволяет в полной мере реализовать преимущество такой технологии горячего ремонта, так как характеризуется отсутствием высококачественного магнезитового сырья для производства периклазоуглеродистых огнеупоров и дефицитом магнезиальных шлакообразующих материалов для модификации конечного шлака. Поэтому актуальной остается задача совершенствования существующих и разработка новых ресурсо- и энергосберегающих технологий и материалов из недефицитного местного (либо в смеси с импортируемым) магнезиального сырья для нанесения шлакового гарнисажа, обладающего высокой стойкостью.

Механизм раздувки шлака азотом изучают, в основном, с помощью физического моделирования [3, 4], как правило, на холодных моделях.

С целью получения дополнительных данных о механизмах нанесения гарнисажного покрытия на футеровку конвертера разработали физическую модель 160-тонного конвертера в масштабе 1:20.

Специально подобранное по своим физическим свойствам моделирующее вещество обеспечило возможность получения количественных данных (равномерность; «эффективное» количество, в том числе в единицу времени, гарнисажного слоя) о механизме и качестве наносимого гарнисажа в зависимости от изменения параметров продувки (высота фурмы, расход и т. д.) и свойств шлака.

На рис. 1, а представлена зависимость массы нанесенного гарнисажного покрытия от высоты положения продувочной фурмы при постоянном расходе газа, а на рис. 1, б – зависимость динамики образования гарнисажного слоя (в единице времени, г/с) от объемной доли диспергированной твердой фазы в жидкости.

Рис. 1. Изменение: массы гарнисажа от высоты подъема фурмы (а); динамики нанесения гарнисажа от объемной доли диспергированной твердой фазы (б)

Из рис. 1, а и б следует, что обе зависимости носят экстремальный характер, то есть имеют точки перегиба (оптимумы). В первом случае (рис. 1, а) наличие оптимума объясняется особенностями кавитации жидкости при встречных потоках продувочных струй. При этом определяющими факторами являются изменение волны по границе каверны и величина порций отрыва шлака [5-7]. Во втором случае (рис. 1, б) при постоянных расходе и высоте положения фурмы определяющим критерием является динамическая вязкость расплава, которая возрастает с увеличением объемной доли диспергированной твердой фазы [8]. Так, с ростом объемной доли 0-7 % повышение вязкости способствует укрупнению порций (капель), «отрываемых» от поверхности ванны, а в диапазоне 7-11 % происходит резкая гетерогенизация шлака, что объясняет такой характер кривой.

Применение флюса «универсального» состава для модифицирования шлака под раздувку невозможно. Это объясняется весьма различными технологическими аспектами производства стали, в частности физическими и химическими свойствами сталеплавильных шлаков (содержание FeO, MgO, основности, вязкости, количества и т. д.).

Задача настоящего исследования – разработка комплексной методики оценки влияния физических свойств конечного шлака и содержания в нем MgO после модифицирования на эффективность адгезии к рабочей поверхности периклазоуглеродистого кирпича (в том числе смачиваемости) и температурного интервала плавления (тугоплавкости) гарнисажа. Эти основные факторы и определяют стойкость защитного покрытия.

Предлагаемая методика по качественной оценке физико-химических свойств гарнисажного покрытия включает 4 этапа.

На первом этапе особое внимание уделяли подготовке образцов огнеупорных «подложек», имитирующих футеровку агрегата. Для достижения адекватного сходства поверхностей огнеупорного материала модельные образцы отжигались в печи с целью освобождения поверхностного углерода и имитации первой стадии износа. Отжиг осуществляли методом термоциклирования (1000-1600 °С) в течение 1 ч (2-3 термоцикла) в окислительной атмосфере. Затем «подложку» пропитывали шлаком при температуре конвертерного процесса – вторая стадия износа огнеупора. В конечном счете получили необходимую (адекватную) поверхность огнеупора, схожую с реальной, подверженной износу в процессе кампании конвертера.

На втором этапе производили непосредственное модифицирование конвертерного шлака магнезиальными материалами, имеющими различный химико-минералогический состав. На этом этапе выполняли необходимые качественные и количественные замеры параметров, таких как вязкость расплава, время растворения присадок, характер взаимодействия шлака и модификатора, степень его усвоения, отбор проб для определения химического и минералогического составов.

На рис. 2 представлена экспериментальная зависимость вязкости конечного конвертерного шлака от количества диспергированной твердой фазы (нерастворенных зерен), из которой видно, что с повышением количества диспергированной твердой (нерастворенной) фазы в шлаке его вязкость растет. При достижении 5-7 % зерновой фазы вязкость у шлака становится «удовлетворительной» для совершения операции набрызгивания, тогда как с увеличением количества зерен до 8 % и более наблюдали резкое повышение вязкости, связанное с гетерогенизацией расплава. Такие данные хорошо коррелируются с физическим (холодным) моделированием процесса набрызгивания покрытия, рассмотренным выше.

Рис. 2. Изменение вязкости подготовленного шлака от количества нерастворенных зерен (%мас.)

На основании исследований, выполненных на данном этапе, сформулирован концептуальный подход к физико-химическим свойствам флюсов-модификаторов, предназначенных непосредственно для наведения шлака «под гарнисаж». Так, труднорастворимые компоненты (в количестве 0,65-0,35 %мас., по меньшей мере у 80 % из которых фракция 2-6 мм) в магнийсодержащих материалах равномерно распределяются по всему объему шлакового расплава уже в первые секунды продувки азотом. Этого можно достигнуть за счет присутствия в материале легкорастворимых мелкодисперсных компонентов, способствующих рассредоточению присаживаемых компонентов, и которые при контакте со шлаком быстро ассимилируются (растворяются), повышая содержание MgO в шлаке. Такое соотношение трудно- и легкорастворимых компонентов приводит к образованию значительного количества тугоплавких ферритных фаз в подготавливаемом шлаке и формированию прочного «скелета» в остывшем гарнисажном покрытии за счет нерастворенных фракций – зерен.

С целью проверки и подтверждения представленной концепции по модификации шлака «под раздувку» на третьем этапе оценивали адгезию подготовленного гарнисажа к периклазоуглеродистому огнеупору и термостойкость (тугоплавкость) остывшего покрытия. Об адгезии судили по краевому углу смачивания «подложки» каплей шлака. Термостойкость оценивали температурным интервалом плавления гарнисажа.

Схематическое представление третьего модельного этапа представлено на рис. 3.

Рис. 3. Схематичное представление определения адгезии гарнисажного покрытия к огнеупорной «подложке» и его тугоплавкости: «замер» капли шлака (a); положение уголка – «подложка» (б); положение уголка – «стенка» (в)

Суть модельного этапа заключалась в том, чтобы на базе теоретических представлений о фазово-температурных превращениях шлаковых расплавов, силах и механизме смачивания разнородных веществ реализовать на практике термоустойчивый, прочный гарнисаж.

На подготовленный огнеупорный уголок, нагретый до температуры футеровки конвертера перед раздувкой 1500 °С помещали каплю Mк. = 4 (± 5 %) г модифицированного шлака (рис. 3, а). С помощью масштабирования фото- и видеосъемки данного процесса определяли краевые углы смачивания капель шлака различного химического состава.

В совокупности с краевым углом смачивания (), который обеспечивал эффективное «сцепление» гарнисажа с поверхностью футеровки, также удалось достичь его высокой огнеупорности. Для оценки температурного интервала плавления готового гарнисажного покрытия образец «подложки» с каплей шлака помещали в горизонтальную нагревательную печь. При этом устанавливали горизонтальное положение «уголка» (рис. 3, б). Поcле достижения заданных температур (1550-1650 °С) осуществляли поворот образца на угол 90°, имитируя вертикальную стенку футеровки агрегата (рис. 3, в). Посредством непрерывной фото- и видеофиксации процесса, параллельно с температурой, проводили оценку стойкости гарнисажа в температурном интервале конвертерной плавки.

На рис. 4, где в качестве примера представлены три образца гарнисажного покрытия с различной степенью адгезии к огнеупору и термостойкостью, видно, что в первом случае (рис. 4, а) при достижении температур конечного периода конвертерной плавки (1680 °С и более) образец гарнисажного покрытия не достиг точки плавления и не утратил адгезию к «уголку», то есть «сползания» защитного слоя не наблюдалось. Во втором случае (рис. 4, б), уже при достижении температуры 1638 °С, отметили частичное поверхностное оплавление образца шлака. С повышением температуры до 1646 °С зафиксировали незначительное «сползание» капли по вертикальной стенке. Неудовлетворительное поведение гарнисажа представлено на рис. 4, в. Так, в интервале 1580-1596 °С образец модифицированного шлака полностью перешел в жидкую фазу и стек. Такие результаты с достаточной адекватностью характеризуют качество гарнисажа и дают возможность судить о качественном и количественном подборе модификатора.

Рис. 4. Поведение трех образцов гарнисажного слоя в температурном интервале плавления: высокая стойкость (a); поверхностное оплавление (незначительное «сползание») (б); неудовлетворительная стойкость (в)

Экспериментально установлено, что оптимального состава шлака можно достичь, обеспечивая сокращение содержания FeO до уровня 13-15 % и перенасыщение шлака MgO до 10-11 %, а также внедряя труднорастворимые фракции 2-6 мм в количестве 6-8 % от массы шлака в состав модификатора. Такие соотношения обеспечивают достаточное количество тугоплавких фаз, а наличие нерастворенных фракций (труднорастворимых компонентов) в шлаке приводит к формированию «скрепляющего скелета» в объеме гарнисажного покрытия. За счет этого формируется износоустойчивое, механически прочное, обладающее высокой адгезией к поверхности огнеупоров футеровки, защитное гарнисажное покрытие.

На основании полученных в ходе экспериментов результатов в лабораторных условиях разработаны и испытаны три марки флюса-модификатора магнезиального состава на основе недефицитных отечественных материалов.

ЛИТЕРАТУРА

1. Смирнов А. Н. V Европейская конференция по процессам производства стали с применением кислорода // Сталь. – 2006. – № 10. – С. 25-28.
2. Сердюков А. А., Тонкушин А. Ф., Смирнов А. Н. Современная футеровка для крупных кислородных конвертеров // Металл и литье Украины. – 2010. – № 9-10. – С. 4-7.
3. Splashing and Spitting Behaviour in the Combined Blown Steelmaking Converter, ISIJ International / M. Luomala, T. Fabritius, E. Virtanen et al. – 2002. – Vol. 42, No. 9. – Р. 944-949.
4. Garg A., Peaselee K. / Proc. 80-th Steelmaking Conf., ISS/AIME, Warrendale, PA, 1997. – P. 87-96.
5. Matti J. L., Timo M. J. Physical Model Study of Selective Slag Splashing in the BOF // ISIJ International. – 2002. – Vol. 42, No 11. – P. 1219-1224.
6. Zhang-Lei, Shen Ming-Gang, Kang Shu-Mei / Hydraulic mоdel experiment of converter coherent jet oxygen lance. Zhang Zhen-Shan, Busan, Korea, May 24-27 // Asia Steel. – 2009. – Р. 44-47.
7. Shiv K. C. Satish Evaluation of Bottom Stirring System in BOF Steelmaking Vessel Using Cold Model Study and Thermodynamic Analysis // ISIJ International. – 2006. – Vol. 46, No 8. – P. 1171-1176.
8. Суворов С. А., Козлов В. В. Проектирование образования гарнисажа на поверхности футеровки конвертера и оптимизация расхода модификатора // Новые огнеупоры. – 2011. – № 1. – С. 35-37.