История электрометаллургии стали. Физико-химические основы плавки стали в электропечах

Элия • История электрометаллургии стали Общая характеристика электропечей: • Значение электропечей в черной металлургии • Классификация и виды электропечей • Печи сопротивления • Дуговые печи • Индукционные печи • Электроннолучевые установки Электрическая дуга как источник энергии: • Общие сведения о дуговом разряде • Дуга постоянного и переменного токов • Горение электрической дуги в вакууме • Основы стабилизации дуги Рабочее пространство дуговых электропечей: • Теплообмен в рабочем пространстве дуговых печей • Параметры рабочего пространства дуговых печей • Влияние геометрии рабочего пространства на стойкость футеровки дуговых печей Футеровка дуговых печей: • Особенности службы футеровки дуговых печей • Футеровка печи • Огнеупоры для футеровки дуговых электропечей Механическое оборудование электропечей • Механическое оборудование дуговых печей • Конструкция кожуха и сводового кольца • Системы опор печи на фундамент • Экономайзеры дуговых печей • Выкат ванны ДСВ • Водяное охлаждение дуговых печей Электрическое оборудование дуговых печей: • Оборудования дуговых сталеплавильных печей • Короткая сеть • Электроды • Оптимальный электрический режим работы Кратко об индукционных печах: • Общие сведения об индукционных печах • Основы работы индукционной тигельной печи • Электрооборудование индукционных печей • Конструкция индукционной тигельной печи ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПЛАВКИ СТАЛИ В ЭЛЕКТРОПЕЧАХ: • Теория жидкости в электрометаллургии, шлаки >> • Природа и cвойства жидких сплавов железа >> • Химическая активность примесей в жидкой стали Шлаки электросталеплавильных процессов: • Состав шлаков и диаграммы шлаковых систем • Теория жидких шлаков • Химические свойства шлаков • Физические свойства шлаков Реакции окисления и восстановления: • Окислительные процессы в электропечах • Окисление углерода C • Окисление и восстановление кремния Si • Окисление и восстановление марганца Mn • Окисление и восстановление хрома Cr • Дефосфорация. Окисление фосфора P Сера в стали: • Красноломкость. Сера в стали • Распределение серы между металлом и шлаком • Влияние состава металла на десульфурацию стали • Внепечная десульфурация стали Раскисление стали: • Способы раскисления стали • Взаимодействие раскислителей с кислородом • Раскисление марганцем • Раскисление кремнием • Раскисление алюминием • Комплексное раскисление стали марганцем, кремнием и алюминием • Образование продуктов раскисления • Удаление продуктов раскисления • Раскисление шлаком • Окисные неметаллические включения в стали Газы в стали: • Водород в стали и его влияние на свойства металла • Водород в стали в процессе плавки • Флокены • Азот в стали и его влияние на свойства металла • Азот в стали в процессе плавки ПЛАВКА СТАЛИ В ОТКРЫТЫХ ЭЛЕКТРОПЕЧАХ Технология плавки стали в основных дуговых печах • Методы плавки стали в дуговых печах • Требования к качеству шихты • Подготовка печи к плавке, заправка футеровки • Загрузка шихты в печь • Период плавления • Окислительный период плавки • Восстановительный период • Выплавка переплавом легированных отходов Раскисление и легирование стали • Технология раскисления стали • Комбинированное раскисление • Технология легирования стали Выплавка конструкционной стали в дуговых печах • Свойства и дефекты конструкционной стали • Выплавка конструкционной стали Выплавка подшипниковой стали в дуговых печах • Свойства и дефекты подшипниковой стали • Выплавка подшипниковой стали Выплавка электротехнической стали в дуговых печах • Свойства и дефекты электротехнической стали • Выплавка электротехнической стали Выплавка нержавеющей и жаропрочной стали в дуговых печах • Свойства и дефекты нержавеющей стали • Свойства и дефекты жаропрочной стали • Выплавка жаропрочной и нержавеющей стали методом переплава • Выплавка жаропрочной и нержавеющей стали на свежей шихте Выплавка быстрорежущей стали в дуговых печах • Свойства и дефекты быстрорежущей стали • Выплавка быстрорежущей стали Кислый процесс • Кислый процесс в дуговых печах • Технология плавки кислого процесса Плавка стали в индукционной печи • Преимущества и недостатки индукционных печей • Технология выплавки стали в индукционных печах История электрометаллургии стали Развитие современной техники и промышленности базируется главным образом на применении металлов. Лишь имея металл, обладающий определенными механическими и физическими свойствами, можно сооружать мощные гидроэлектростанции, атомные реакторы и строительные конструкции и производить аппараты химического производства, ракеты и электронные машины. Интенсивное развитие техники и промышленности непрерывно расширяет число применяемых металлов и изменяет соотношение в удельном объеме их производства. Однако в течение продолжительного времени и теперь первостепенное значение для развития промышленности имеет сталь. Сталеплавильное производство по объему и стоимости продукции превосходит производство всех других металлов, вместе взятых. В 1970 г. мировое производство стали достигло 600 млн. т (в том числе 116 млн. т было выплавлено в СССР). Для сравнения можно отметить, что мировое производство алюминия и меди, которые по объему производимой продукции занимают первое место среди цветных металлов, достигает примерно 10 и 7 млн. т соответственно. Огромные масштабы сталеплавильного производства, являющегося основой современной цивилизации, обусловлены достаточно широким распространением железных руд (в земной коре содержится 4,2% железа, занимающего четвертое место после кислорода, кремния и алюминия, содержащихся соответственно в количествах 49, 13, 26 и 7,45 относительной легкостью и дешевизной восстановления железа из руд, прекрасными свойствами стали как конструкционного материала. Сталь обладает высокой прочностью и пластичностью, легко поддается механической обработке и сваривается. Она замечательна еще тем, что присадками легирующих элементов и определенной термической обработкой можно в широком диапазоне изменять ее механические свойства, а также придавать ей особые физические и химические свойства (стали электротехнические, нержавеющие, жаропрочные и др.). Значение легированных сталей особенно возросло в последние годы в связи с увеличением потребности в стали с особыми свойствами и производство их составляет более 8% от общего производства стали. Хотя человечество использует железо в течение тысячелетий и начало «железного века» археологи относят ко второму тысячелетию до нашей эры, интенсивное развитие сталеплавильного производства началось лишь в начале второй половины прошлого века, когда были разработаны современные процессы выплавки стали. Производство стали в 1850 г. составляло всего 50 тыс. т и не намного превышало производство меди или цинка. В 1900 г. оно достигло 29 млн. т, а в 1968 г. превысило пол миллиарда тонн. Первым современным способом производства стали был процесс, предложенный в 1856 г. Генри Бессемером и вызвавший революционный переворот в промышленности и железнодорожном строительстве. Бессемеровский процесс впервые позволил получать жидкую сталь из чугуна, причем в течение очень короткого времени. В бессемеровском процессе окисление примесей осуществляется в конвертере путем продувки жидкого чугуна воздухом. Вследствие очень интенсивного протекания процесса и быстрого завершения плавки (10—20 мин) тепловые потери не велики и тепла, выделяющегося в результате окисления примесей, достаточно для нагрева стали до 1600° С. В 1864 г. Пьер Мартен, применив регенерацию тепла, построил первую печь, которая позволяла не только получать жидкую сталь и из чугуна, но и переплавлять стальной лом. В своем первоначальном виде ни конвертерный, ни мартеновский процессы, будучи кислыми процессами, не обеспечивали удаления фосфора и серы из металла, что ограничивало их применение. Этот недостаток был преодолен в 1879 г., когда С. Томас (вместе с братом П. Джилкристом) положил начало выплавке стали основным процессом, предложив футеровать конвертер доломитом (томасовский процесс). Основной процесс выплавки стали в томасовских конвертерах и мартеновских печах весьма расширил возможности сталеплавильного производства, объем продукции которого нарастал огромными темпами. Одновременно с возникновением основных сталеплавильных процессов появились первые электросталеплавильные печи.Способ 1 выплавки стали в электрических печах был запатентован еще в 1853 г. ц Пишоном (Франция), который разработал конструкцию дуговой печи косвенного действия, т. е. с дугами, горящими между электродами над металлической ванной. Позднее (1879 г.) Сименс создал печь прямого действия, в которой одним из полюсов электрической дуги являлась металлическая ванна. Коренные изменения дуговая печь претерпела в шестидесятых годах. Вследствие повышения мощности трансформатора, совершенствования электрического и технологического режимов плавки производительность дуговых печей в этот период возросла в 2—4 раза по сравнению с производительностью печей аналогичной емкости, применявшихся в 1950—1960 гг. Появилась возможность довести производительность крупных дуговых печей до 100 т/ч. Увеличение емкости печей и повышение мощности трансформаторов (до 500—900 кВА/т) обеспечили значительное улучшение технико-экономических показателей электросталеплавильного производства и определили основные направления его дальнейшего развития. Применение мощных трансформаторов дает значительное повышение производительности лишь при эффективном использовании этой мощности. Поэтому при переходе на мощные трансформаторы разрабатывалась новая технология плавки, предусматривающая сокращение до минимума восстановительного периода, когда электрическая мощность используется неэффективно. Разрабатывались методы внепечного рафинирования. Повышение производительности дуговых печей и улучшение технико-экономических показателей их работы стимулировали интенсивное развитие электросталеплавильного производства. На рубеже XIX и XX веков появились и другие электропечи для плавки стали — индукционные печи. Первая промышленная индукционная печь с железным сердечником была, по-видимому, установлена в Гизинге (Швеция) в 1900 г. Затем индукционные печи с железным сердечником и кольцевым плавильным каналом стали применять на некоторых других заводах. Однако для плавки стали они распространения не получили. С 1925 г. в промышленности начали применять индукционные печи без сердечника. Индукционная печь явилась первым сталеплавильным агрегатом, использованным для вакуумирования стали. Вакуумная индукционная печь впервые была применена Роном в 1920 г. Однако тогда она не получила распространения вследствие высокого остаточного давления 267—800 Н/м2 (2—6 мм рт. ст.), плохих технико-экономических показателей, отсутствия особой потребности в ней. Такая печь нашла применение лишь в лабораторной практике. Развитие атомной энергетики в конце второй мировой войны и в послевоенные годы вызвало существенное улучшение вакуумной техники и создание вакуумных насосов, позволяющих получать остаточное давление 0,133—0,767 Н/м2 (1—5 мм рт. ст.) при достаточно высокой для промышленных насосов скорости откачки. Поэтому в 1945—1946 г. в США было построено несколько промышленных вакуумных индукционных печей. Однако значительно и очень быстро вакуумная индукционная плавка стала развиваться в ряде стран в 1950—1951 гг. и в последующие годы в связи с развитием ракетной техники и реактивной авиации, требующих производства металла особой чистоты. Общая характеристика электропечей Электросталеплавильному способу принадлежит ведущая роль в производстве качественной и высоколегированной стали. Благодаря ряду принципиальных особенностей этот способ как ни один другой приспособлен для получения разнообразного по составу высококачественного металла с низким содержанием серы, фосфора, кислорода и других вредных или нежелательных примесей и высоким содержанием легирующих элементов — хрома, никеля, марганца, кремния, молибдена, вольфрама, ванадия, титана, циркония и других, придающих стали особые физические свойства. Преимущества электроплавки по сравнению с другими способами сталеплавильного производства связаны главным образом с использованием для нагрева металла электрической энергией. Выделение тепла в электропечах происходит либо в самом нагреваемом металле, либо в непосредственной близости от его поверхности. Это позволяет в сравнительно небольшом объеме сконцентрировать большую мощность и нагревать металл с большой скоростью до высоких температур, в отдельных случаях вплоть до температуры кипения. Расход тепла и изменение температуры металла при электроплавке довольно легко поддаются контролю и регулированию. В отличие от мартеновского и конвертерного процессов выделение тепла в электропечах не связано с потреблением окислителя. Поэтому электроплавка может быть осуществлена в любой атмосфере — окислительной, восстановительной или нейтральной, и в широком диапазоне давлений — в условиях вакуума, при атмосферном или избыточном давлении. Изменяя состав атмосферы и давление газовой фазы, можно менять в нужную сторону условия протекания окислительно-восстановительных процессов, производить по ходу плавки вакуумирование металла или насыщать его тем или иным элементом из газовой фазы. Лучше других агрегатов электропечь приспособлена и для переработки металлического лома. Вся шихта в электропечь может быть загружена в один или два приема, причем твердой шихтой может быть занят весь объем печи, и это не вызовет затруднений в ее расплавлении. Период плавления в электропечах значительно короче, чем в мартеновских печах, работающих скрап-процессом. В электропечах легко выплавлять сталь из восстановленного железа, которое можно загружать в один-два приема или непрерывно подавать в печь с помощью дозирующих устройств, контролируемых электронными вычислительными машинами. В электропечах легко использовать энергию атомных электростанций, что в недалеком будущем будет иметь важное значение. Работа электрических печей легко поддается автоматизации. Следовательно, электропечи — это агрегаты, соответствующие высокоавтоматизированным заводам будущего. Недостатками электропечей по сравнению с кислородными конвертерами являются меньшая производительность при одинаковой емкости и трудность передела больших количеств жидкого чугуна. В электропечах выплавляют сталь обширного сортамента, но печи разного типа и емкости специализируют на выплавку стали сравнительно небольшого круга марок. Разная потребность народного хозяйства в металле определенного назначения и существующие технические и экономические возможности развития электросталеплавильного производства определяют различные темпы увеличения выплавки металла того или иного назначения. Виды электропечей. К плавильным электропечам относят все установки, предназначенные для плавления металлов с использованием электрической энергии. Они могут существенно различаться по способу превращения электрической энергии в тепловую и передаче энергии от источника тепла к нагреваемому металлу, а также по их назначению и исполнению. В основу классификации электропечей положен наиболее общий и во многих случаях определяющий все остальные особенности признак — способ превращения электрической энергии в тепловую. По этому признаку все электрические печи можно разбить на четыре группы: печи сопротивления, дуговые печи, индукционные печи и установки электроннолучевого нагрева. Печи сопротивления Принцип работы печей сопротивления основан на том, что при прохождении тока по проводнику в нем выделяется тепло. В соответствии с законом Джоуля—Ленца количество выделившегося в проводнике тепла пропорционально квадрату силы тока, сопротивлению проводника и времени прохождения тока. Подбирая определенные значения силы тока и сопротивления, можно получить мощность, достаточную для расплавления металлов. Элементом сопротивления может служить специальный проводник или непосредственно нагреваемое тело. Установки, в которых элементом сопротивления является само нагреваемое тело, называют печами сопротивления прямого нагрева. Но сопротивление металла обычно невелико и недостаточно для выделения в нем необходимой мощности. Поэтому для плавления металлов используют печи сопротивления косвенного нагрева, в которых тепло выделяется в специальном проводнике и уже от него передается металлу. Элементом сопротивления в этих установках является ванна расплавленного шлака. При прохождении тока шлак, обладающий большим электрическим сопротивлением, сильно разогревается. За счет тепла шлака нагревается погруженный в него металлический электрод. Электрод с торца оплавляется и металл каплями перетекает с электрода через шлак в изложницу. Дуговые печи. Виды и характеристика Преобразование электрической энергии в тепловую в дуговых печах происходит в электрической дуге, являющейся одной из форм дугового разряда в газах. При таком разряде в сравнительно небольшом объеме дуги можно сконцентрировать огромные мощности и получить очень высокие температуры. Высокая концентрация тепла в дуге позволяет с большой скоростью плавить и нагревать металл в дуговых печах до высокой температуры. Нагрев металла дугой можно осуществлять непосредственно (если дуга горит между электродом и расплавленным металлом) или излучением, когда дуга горит между двумя электродами. Печи первого типа - это дуговые печи прямого действия, второго типа — дуговые печи косвенного действия. В печах косвенного нагрева очаг высокой температуры удален от поверхности металла на некоторое расстояние и на поверхность металла первоначально попадает лишь часть тепла, излучаемого дугой. Значительная его часть достигает поверхности металла после отражения от стен и свода, поэтому футеровка печи испытывает большие тепловые нагрузки. Низкая стойкость футеровки ограничивает возможность проведения в таких дуговых печах процессов, требующих нагрева металла свыше 1300—1400° С, и не позволяет применять их для плавления тугоплавких металлов. В черной металлургии такие дуговые печи иногда используют в небольших литейных цехах для расплавления чугуна. Значительно лучше условия передачи тепла от дуги металлу в дуговых печах прямого действия. В этом случае очаг высоких температур максимально приближен к поверхности металла. Часть тепла из зоны высоких температур поглощается металлом непосредственно и отводится теплопроводностью. Значительно большая часть и лучистой энергии сразу попадает на поверхность металла, а свод печи защищен от воздействия дуг благодаря экранирующему действию электродов. Все это позволяет концентрировать в дуге большие мощности и успешно проводить процессы, требующие нагрева до высоких температур. Вертикально расположенные электроды в дуговых печах прямого действия работают в основном на растяжение. Это позволяет использовать длинные графитовые электроды большого сечения, допускающие работу на токе большой силы. Таким образом, эти печи могут быть мощными, большой емкости и производительности. В зоне действия дуг происходит интенсивное испарение металла, и поэтому дуговые печи прямого действия не получили широкого применения для плавления дорогих металлов, характеризуемых низкой температурой испарения. Но сравнительно высокие температуры испарения и относительно невысокая стоимость черных металлов делают этот недостаток печей прямого действия в случае производства стали не столь существенным, если учесть их достоинства — большую производительность и возможность проведения высокотемпературных процессов. В связи с этим такие дуговые печи широко распространены в сталеплавильной и ферросплавной промышленности. Наиболее распространены дуговые трехфазные сталеплавильные печи с дугой, горящей в воздушной атмосфере. По общему объему производства металла они занимают первое место среди электросталеплавильных агрегатов. В последние годы получили распространение дуговые печи специального назначения, например дуговые вакуумные печи (ВДП), которые также являются печами прямого действия. Рисунок 2. Дуговая вакуумная печь а - с расходуемым электродом; 1 - вакуумная камера; 2 - расходуемый электрод; 3 - кристаллизатор; 4 - наплавляемый слиток; б - с нерасходуемым электродом; 1 - питатель для подачи шихты; 2 - вакуумная камера; 3 - тугоплавкая насадка электрода; 4 - кристаллизатор; 5 - наплавляемый слиток. Имеются два принципиально отличных типа дуговых вакуумных печей: с расходуемым и нерасходуемым электродом. В печах с расходуемым электродом дуга горит между переплавляемым электродом и поверхностью ванны жидкого металла, а в печах с нерасходуемым электродом — между графитовым или металлическим (из тугоплавкого металла) электродом и расплавляемым металлом. В обоих случаях плавление ведется в вакуумной камере. В дуговых вакуумных печах отсутствует огнеупорная футеровка, а все элементы печи, подверженные воздействию высоких температур, охлаждаются водой. В связи с этим в них можно проводить процессы, требующие большой концентрации тепла и высоких температур. Используются они для плавления тугоплавких (молибден, вольфрам, ниобий, тантал) и тугоплавких активных (цирконий, титан) металлов, а также для переплава стали с целью улучшения ее свойств в результате обработки вакуумом и изменения условий кристаллизации. К дуговым печам прямого действия могут быть отнесены также плазменные дуговые печи с анодом на металле. Источником тепла в этих печах является сильно сжатый в поперечном направлении дуговой разряд. Плотность тока в сжатой дуге во много раз выше, чем в обычной, следовательно, выше и ее температура. В среде инертных газов температура сжатой дуги может достигать 30000° С. Такая концентрация тепла в плазменных печах позволяет проводить процессы с очень большой скоростью, в результате чего плазменный нагрев обеспечивает большую производительность. Сжатие дуги можно осуществить магнитным полем или газовым потоком. Используя для сжатия дуги инертные или активные газы, в плавильном пространстве можно получать нейтральную или высокоактивную атмосферу. Для плавления металлов используют плазменные дуговые печи двух типов — с керамическим тиглем или водоохлаждаемым кристаллизатором. Плазменные печи с керамическим тиглем похожи на обычные дуговые сталеплавильные печи, но отличаются от них более высокой производительностью и позволяют получать металл более высокого качества. Печи с водоохлаждаемым кристаллизатором используют для рафинировочного переплава, в результате которого свойства металла улучшаются благодаря дополнительной обработке активным газом и принудительной направленной кристаллизации в водоохлаждаемом кристаллизаторе. Характеристика, виды, принцип работы индукционных печей В индукционных печах металл нагревается токами, возбуждаемыми в непеременным полем индуктора. По существу индукционные печи также являются печами сопротивления, но отличаются от них способом передачи энергии нагреваемому металлу. В отличие от печей сопротивления электрическая энергия в индукционных печах превращается сначала в электромагнитную, затем снова в электрическую и, наконец, в тепловую. При индукционном нагреве тепло выделяется непосредственно в нагреваемом металле, поэтому использование тепла оказывается наиболее полным. С этой точки зрения эти печи — наиболее совершенный тип электрических печей. Индукционные печи бывают двух типов: с сердечником и без сердечника тигельные. В печах с сердечником металл находится в кольцевом желобе вокруг индуктора, внутри которого проходит сердечник. В тигельных печах внутри индуктора располагается тигель с металлом. Применить замкнутый сердечник в этом случае невозможно. В силу ряда электродинамических эффектов, возникающих в кольце металла вокруг индуктора, удельная мощность канальных печей ограничивается определенными пределами. Поэтому эти печи используют преимущественно для плавления легкоплавких цветных металлов и лишь в отдельных случаях применяют для расплавления и перегрева чугуна в литейных цехах. Удельная мощность индукционных тигельных печей может быть достаточно высока, а силы, возникающие в результате взаимодействия магнитных печей металла и индуктора, оказывают в этих печах положительное воздействие на процесс, способствуя перемешиванию металла. Бессердечниковые индукционные печи применяют для выплавки специальных, особенно низкоуглеродистых сталей и сплавов на основе никеля, хрома, железа, кобальта. Рисунок 2. Конструкция индукционной печи а - конструктивное оформление; 1 - индуктор, 2 - крепление витков индуктора, 3 - каркас, 4 - изоляция, 5 - подовая плита, 6 - тигель, 7 - цапфы, 8 - крышка б - футеровка тигля; 1 - подовая плита, 2 - тигель, 3 - воротник, 4 - сливной желоб, 5 - огнеупорная обмазка Важным достоинством тигельных печей являются простота конструкции и малые габариты. Благодаря этому они могут быть полностью помещены в вакуумную камеру и в ней возможно по ходу плавки обрабатывать металл вакуумом. Как вакуумные сталеплавильные агрегаты индукционные тигельные печи получают все более широкое распространение в металлургии качественных сталей. Рисунок 3. Схематическое изображение индукционной канальной печи (а) и трансформатора (б) Электронно-лучевые установки Нагрев металла в электронно-лучевых установках осуществляется потоком электронов. Бомбардируя поверхность нагреваемого металла, электроны часть своей кинетической энергии передают частицам металла, повышая тем самым его температуру. Источником электронов служит кольцевой катод, радиальная или аксиальная электронная пушка. рис.1 плазменная печь (а) - с керамическим тиглем; (б) - водоохлаждаемым кристаллизатором. Получить плотный не рассеивающийся в пространстве поток электронов можно только в вакууме при давлении менее 13,33 Па (или 0,1 мм рт. ст.), вследствие чего электронно-лучевые установки являются вакуумными. Их используют для производства слитков металлов высокой степени чистоты, получения высококачественных отливок. рис.2 электронно-лучевая установка а - с кольцевым катодом; 1 - расходуемый электрод; 2 - кольцевой катод; 3 - экран; 4 - кристаллизатор; 5 - наплавляемый слиток; б - с аксиальной пушкой; 1 - аксиальная пушка; 2 - переплавляемый металл; 3 - кристаллизатор; 4 - наплавляемый слиток; Электрическая дуга как источник энергии Дуговой разряд Трансформация электрической энергии в тепловую в дуговых печах происходит в разрядном промежутке между торцом электрода и поверхностью металла. Электрическая цепь на этом участке замыкается дуговым разрядом. Дуговой разряд является одной из форм электрического разряда в газах. В обычном состоянии газ состоит из электронейтральных частиц и ток не проводит. Он приобретает проводимость, когда в нем, помимо электронейтральных атомов и молекул, появляются заряженные частицы — свободные электроны и ионы. В зависимости от причин, вызывающих их появление, разряды в газах подразделяют на несамостоятельные и самостоятельные. Несамостоятельными называют разряды, для поддержания которых на газовый промежуток требуется воздействие внешних ионизаторов, например рентгеновского излучения. Разряды, существование которых не обусловлено внешними ионизаторами, являются самостоятельными. Дуговой разряд относится к числу самостоятельных разрядов. Кроме дугового, в газах возможны и другие формы самостоятельного электрического разряда, при определенных условиях переходящие одна в другую. Конкретная форма электрического разряда (дуговой, тлеющий и тихий) определяется плотностью разрядного тока и давлением в газовой среде. Дуговой разряд характеризуется высокой плотностью тока (сотни и тысячи А/мм2) и возможен только при определенных давлениях. В простейшем случае для возбуждения электрической дуги концы электродов, к которым приложено напряжение, сначала приводят в соприкосновение, а затем разводят на некоторое расстояние. Так же зажигают дугу и в электропечах. При разведении электродов в точках контакта увеличивается сопротивление и растет количество выделяющегося на этом участке джоулева тепла, повышается температура концов электродов. Рисунок 1. Область существования разрядов в газах Повышение температуры связано с увеличением кинетической энергии движущихся частиц нагреваемого тела. В материале электродов наибольшей подвижностью обладают свободные электроны. При высоких температурах кинетическая энергия электронов достигает таких значений, при которых часть их может преодолеть потенциальный энергетический барьер у поверхности и покинуть электрод. Явление испускания электронов нагретым телом называется термоэлектронной эмиссией. Впервые предположение о термоэлектронной природе дуги было высказано в 1905 г. В. Ф. Миткевичем. Выводы его работы о природе электрической дуги легли в основу современной теории дугового разряда. Рисунок 2 – дугвой разряд Покинуть материал электрода электрон может лишь в том случае, если его кинетическая энергия превышает работу выхода. Материал.......Mg Al V Mo Fe С W Работа выхода электронов ....3,46 3,74 3,80 4,27 4,36 4,39 4,50 Повышение температуры вольфрамового катода с 1500 до 3500 к приводит к увеличению плотности тока эмиссии более чем в 10 раз. Покинуть материал катода свободные электроны могут также в результате воздействия электрического поля. Эмиссия электронов под действием электрического поля называется электростатической или холодной эмиссией. Плотность тока электростатической эмиссии можно определить по формуле, аналогичной формуле Дэшмена для термоэлектронной эмиссии: б = аЕ2а~b/Е, где Е — напряженность поля у поверхности катода; а и b — постоянные, зависящие от условий эмиссии. Если в области катода одновременно действуют оба фактора — высокая температура и высокая напряженность поля, то на катоде Здесь и далее через Т обозначается абсолютная температура по шкале Кельвина. Дуга переменного и постоянного тока Современные дуговые электропечные установки работают с источниками как постоянного, так и переменного токов. Род тока во многом определяет особенности дуги, и условия горения электрической дуги переменного тока несколько отличаются от условий горения дуги постоянного тока. У электрической дуги постоянного тока один электрод постоянно является катодом, второй — анодом. Во время возбуждения дуги при разведении электродов и разогреве их концов термоэлектронная эмиссия происходит с поверхности обоих электродов. Но дуга – испускаемые анодом электроны – отбрасываются электрическим полем назад к поверхности анода, а электронам, эмиттированным катодом, сообщается движение к аноду. Пройдя путь, равный длине свободного пробега, эти электроны сталкиваются с электронейтральными частицами и вызывают их ионизацию. Ионизированные частицы также ускоряются Рис.1 Дуга переменного и постоянного тока В результате на некотором расстоянии от поверхности катода, равном длине свободного пробега электрона, лавинообразно развивается процесс ионизации. Непосредственно у катода образуется тонкий (порядка 0,1 мкм) слой — катодная область, на одной границе которого находится источник электронов (поверхность катода), 1 на другой — источник положительных ионов. Так как подвижность ионов значительно меньше подвижности электронов, то последние быстро проходят этот слой, а в слое накапливается избыток положительных ионов, образуя пространственный заряд, обусловливающий скачок потенциала. В этой области создаются градиенты напряжения, достигающие 1 МВ/см. Рис.2 Электрическая дуга в воздухе а - фотоснимок; б - схема; 1 - катодное пятно, 2 - столб дуги, 3 - анодное пятно, 4 - ареол дуги электрическая дуга в вакууме Из рассмотренного механизма дугового разряда следует, что для устойчивого горения электрической дуги необходимо выполнение ряда условий. В частности, одним из важнейших условий существования дуги является поддержание ионизации в разрядном промежутке газа на необходимом уровне. Степень ионизации х (отношение числа ионизированных молекул к полному числу молекул до ионизации в единице объема) определяется уравнением Саха. Степень ионизации газа связана с его давлением обратной зависимостью. С повышением давления при прочих равных условиях степень ионизации падает, увеличивается сопротивление разрядного промежутка, горение дуги переходит в нестабильный режим, и она может вовсе погаснуть. Уменьшение давления, наоборот, сопровождается увеличением степени ионизации. Однако уравнение Саха справедливо лишь для малых и средних значений степени ионизации; оно становится непригодным, когда степень ионизации приближается к единице. К такому выводу нетрудно прийти как в результате чисто математического анализа самого уравнения, так и в результате анализа физической стороны явления. Действительно, с уменьшением давления степень ионизации вначале возрастает. Но уменьшение давления характеризует уменьшение в межэлектродном пространстве концентрации атомов и молекул. С уменьшением концентрации частиц длина свободного пробега электрона увеличивается, и ионизирующее действие каждого электрона уменьшается. Проводимость разрядного промежутка снижается, горение электрической дуги становится неустойчивым, и при некотором давлении и неизменных прочих условиях дуга может погаснуть. Таким образом, для каждой совокупности условий — состава атмосферы разрядного промежутка, мощности дуги, напряжения источника тока, скорости охлаждения столба дуги и др. — существует порог давлений в разрядном промежутке, определяющий область устойчивого горения дуги. В большинстве металлургических электропечей дуга горит обычно при давлении, близком к атмосферному. Отклонение давления от нормального в сторону увеличения может происходить, например, при неправильной эксплуатации руднотермических печей, когда под слоем шихты образуются газонепроницаемые корки. В результате в тигле, в котором горит дуга, скапливаются выделяющиеся газы, давление в тигле увеличивается, уменьшается степень ионизации, и дуга начинает гореть неустойчиво и может в конце концов вообще погаснуть. Для восстановления нормального хода плавки в этом случае необходимо понизить давление газов в тигле, что достигается разрушением газонепроницаемой корки. В последнее время в металлургии нашла широкое применение плавка металла в вакуумных, в том числе и в вакуумных дуговых печах. Эффективность рафинирования металла в процессе вакуумной плавки во многом определяется глубиной вакуума, т. е. давлением, при котором ведется плавка. С точки зрения повышения степени рафинирования металла целесообразно давление уменьшать. Но, как следует из изложенного выше, понижение давления ниже некоторого предела может привести к неустойчивому горению электрической дуги и дуга будет стремиться перейти в тлеющий или тихий разряд. Это ограничивает глубину используемого в дуговых печах вакуума. Стабилизация электрической дуги Промышленные дуговые печи питаются, как правило, переменным током. Преимущественное использование переменного тока для питания печей объясняется более низкой стоимостью его получения и возможностью передачи на значительные расстояния со сравнительно небольшими потерями. Постоянный ток используют для питания дуговых печей лишь в исключительных случаях, когда применение переменного тока либо невозможно, либо не обеспечивает необходимого качества металла. По сравнению с дугой постоянного тока дуга в цепи переменного тока менее устойчива. В течение каждого периода напряжение источника переменного тока и значение силы тока в дуге дважды переходят через нулевое значение. Это означает, что в цепи переменного тока дуга дважды за период исчезает и возбуждается вновь. Непрерывное горение дуги отличается от прерывистого лишь длительностью пауз, в течение которых дуга отсутствует. При непрерывном горении значение силы тока плавно переходит через нулевое значение, и длительность пауз равна нулю. Конечное значение длительности пауз отвечает прерывистому, но устойчивому горению дуги. При неустойчивом горении пауза стремится к бесконечности и происходит гашение дуги. Неспокойная, прерывистая дуга в электропечах нежелательна, так как в этом случае мощность трансформатора используется неполностью, вследствие чего замедляется плавление металла, снижается производительность установки. Появление пауз при смене полярности связано с деионизацией разрядного промежутка и с потерей эмиссионной способности катода. Ферросплавные и сталеплавильные дуговые электропечи являются печами прямого действия, в которых дуга горит между электродом и поверхностью нагреваемого металла. Тепловое состояние электрода в таких печах бывает достаточно стабильным, а температура металла может изменяться в значительных пределах, особенно в печах периодического действия. В зависимости от периода плавки дуга горит между электродом и твердой холодной шихтой, электродом и прогретой твердой шихтой и, наконец, между электродом и поверхностью жидкой ванны. Рис.2 Дуга переменного и постоянного тока; Наименее устойчивое горение дуги наблюдается в первом случае, когда электрическая дуга горит на поверхности твердой холодной шихты. При переходе напряжения источника через нуль шихта в зоне дуги благодаря высокой теплопроводности металла успевает остыть и в тот полупериод, когда она служит катодом, эмиссия электронов оказывается недостаточной для получения необходимой степени ионизации газов в разрядном промежутке при нормальном напряжении на дуге. Ионизация начинается при более высоком напряжении; напряжение на дуге сильно колеблется даже в течение полупериода. На осциллограмме напряжения появляются «пики». По мере разогрева шихты и появления озерка жидкого металла горение дуги становится более устойчивым, уменьшается напряжение зажигания, пики напряжения сглаживаются, сокращается продолжительность пауз. После полного расплавления металла осциллограмма напряжения дуги приближается по форме к синусоиде, а значение силы тока плавно переходит через нуль. Горение дуги стабилизируется, паузы практически отсутствуют. Рис.2 Напряжение и ток электрической дуги в печи а - в начале плавления шихты, б - в конце плавления, в - в восстановительный период Рабочее пространство дуговых электропечей Теплообмен в рабочем пространстве дуговых электропечей В теплотехническом отношении дуговые электропечи относят к печам с внешним источником нагрева, т. е. к печам, в которых тепло передается металлу извне, а внутри него распределяется теплопроводностью или конвекцией. Скорость нагрева металла определяется условиями внешнего и внутреннего теплообмена и может лимитироваться теми или другими из них. Условия внешнего теплообмена определяют количество тепла, попадающего на тепловоспринимающую поверхность металла, а условия внутреннего теплообмена — скорость выравнивания температуры металла. При этом в процессах теплообмена — получении и отдачи тепла кроме дуги и металла, принимает участие огнеупорная футеровка. Дуговым сталеплавильным печам свойствен периодический характер работы, при котором плавку можно разбить на три периода, отличающиеся мощностью и направленностью тепловых потоков и тепловым напряжением внутренней поверхности кладки стен и свода; Вспомогательный, в течение которого выполняются вспомогательные операции (выпуск металла, очистка, заправка и загрузка печи), и мощность к печи не подводится. В этот период печь теряет тепло, аккумулированное футеровкой. Длительность вспомогательного периода определяется организацией работ. Энергетический или теплотехнический, в течение которого осуществляются нагрев и плавление металла. Длительность этого периода непосредственно определяется полезной мощностью, поступающей в печь. Технологический, складывающийся из окислительного и восстановительного периодов плавки. Продолжительность технологического периода и потребляемая в этот период мощность определяются требованиями технологии. В первый период установленная мощность трансформатора не используется, а в третий период используется лишь частично, но в эти периоды происходят значительные потери тепла футеровкой. Если исходить с позиций улучшения тепловой работы дуговой печи, продолжительность этих периодов целесообразно сократить до минимума. Для достижения высоких технико-экономических показателей работы агрегата на всем протяжении второго периода в печь необходимо подводить максимально возможную (в рациональных пределах) мощность. При применяемой технологии выплавки легированной стали это требование справедливо и для отдельных моментов третьего периода, например после присадки крупной порции легирующих ферросплавов. Максимум подводимой в дуговую печь мощности ограничивается или возможностями электрического оборудования, или условиями теплообмена в рабочем пространстве и экономическими соображениями. Наиболее благоприятные условия для нагрева металла существуют в течение первой части периода плавления. При правильно выполненной завалке дуги переменного тока очень быстро прожигают под электродами колодцы и погружаются ниже уровня нерасплавившейся шихты. Температура металла в это время ниже температуры кладки стен и свода, поэтому часть аккумулированного футеровкой тепла расходуется на подогрев металла. Тепловые потоки в этот промежуток времени направлены от дуги и от огнеупорной футеровки к металлу. Хорошее тепловосприятие холодной шихты и экранирование огнеупорной футеровки от излучения дуг нерасплавившейся шихтой позволяют работать в этот период на максимальной мощности, обеспечиваемой электрооборудованием установки. Рис.1 Теплообмен в дуговых электропечах при сильном (а) и слабом (б) экранировании дуги На современных мощных электропечах, работающих по прогрессивной технологии с укороченным технологическим периодом, установленное электрооборудование обеспечивает мощность до 500— 1000 кВ-А/т, что позволяет расплавлять завалку за 1,0—1,5 ч. После расплавления основной части шихты излучение дуг воспринимается не только металлом, но и футеровкой. Рабочее пространство печи В идеальном случае геометрия рабочего пространства печи должна обеспечивать минимум тепловых потерь, равномерную тепловую нагрузку всей поверхности огнеупорной футеровки и высокую стойкость футеровки, ее хорошие условия для протекания процессов между металлом и шлаком, позволять осуществлять завалку всей шихты в один прием при любой насыпной массе лома. Полное выполнение этих противоречивых требований одновременно невозможно. Поэтому форму и размеры плавильного пространства выбирают такими, чтобы оптимально сочетались требования и технологии, и теплообмена. Весь плавильный объем дуговой электропечи делится на три составляющих: ванну, свободное и подсводовое пространство. Рис.1 Рабочее пространство дуговой печи Ванна представляет часть объема, в которой находятся расплавленные металл и шлак. Размеры ванны должны быть такими, чтобы в ней можно было вместить необходимое количество жидких металла и шлака и чтобы при этом оставался еще небольшой (10 — 15%) резерв объема, необходимый для кипения и перемешивания металла. Форма ванны должна обеспечивать минимум тепловых потерь, хорошие условия для протекания физико-химических процессов между металлом и шлаком и для заправки поврежденных участков футеровки печи. Ванна теряет тепло в основном теплопроводностью через футеровку. Тепловые потери при прочих равных условиях пропорциональны площади теплоотдающей поверхности, т. е. поверхности раздела металла — футеровка и шлак — футеровка. Минимальную удельную поверхность имеет, как известно, шар, поэтому с точки зрения тепловой работы печи целесообразной формой ванны является сферическая. Однако поддерживать в процессе эксплуатации такую форму ванны трудно, так как магнезитовый порошок, которым после каждой плавки заправляют поврежденные места футеровки по шлаковому поясу, ссыпается под углом примерно 45° (угол естественного откоса магнезита). Поэтому оптимальной формой ванны является сфероконическая с уклоном конической части к горизонтали под углом 45°. В геометрии ванны важное значение имеет соотношение между глубиной и диаметром «зеркала» металла. Чем меньше глубина и больше поверхность зеркала, тем больше удельная реакционная поверхность металл—шлак, тем быстрее происходит рафинирование металла шлаком. С этой точки зрения ванна должна быть мелкой. Но при одном и том же объеме с уменьшением глубины ванны увеличивается диаметр кожуха и теплоотдающая поверхность печи; соответственно увеличиваются тепловые потери и расход электроэнергии. Еще сравнительно недавно считали, что высококачественную сталь можно выплавлять в дуговых электропечах с глубиной ванны до 400— 500 мм. По этой причине рекомендовалось придерживаться отношения диаметра ванны к ее глубине, равного пяти-шести. Однако использование различных методов интенсификации физико-химических процессов в печи и внепечное рафинирование металла синтетическим шлаком, продувкой аргоном или обработка металла на установках внепечного вакуумирования позволяют уже сейчас получать высококачественный металл и в крупных электропечах с относительно малой поверхностью раздела металл—шлак. По мере дальнейшего совершенствования процессов внепечного рафинирования и широкого применения методов интенсификации плавки в печи глубина ванны будет, по-видимому, увеличиваться, а отношение диаметра ванны к ее глубине — уменьшаться, приближаясь по величине к отношению, характерному для печей с кислой футеровкой. В кислых электропечах, где удельная поверхность раздела металл—шлак в силу особенностей процесса не имеет такого большого значения, как в основных, это отношение находится в пределах 3,5—4,0. Диаметр зеркала ванны однозначно определяет и диаметр свободного пространства. Высоту свободного пространства (от зеркала ванны до пят свода) определяют, исходя из необходимости разместить в этом объеме (включая и объем ванны) всю твердую завалку и получить при этом минимум тепловых потерь через боковую поверхность. Высота свободного пространства в значительной мере определяет и интенсивность облучения свода дугами переменного тока, поэтому при определении высоты необходимо исключить опасность чрезмерного перегрева наиболее горячей центральной точки свода. Удовлетворительное выполнение этих требований соблюдается при отношении HCJDB = 0,4 — 0,5, причем меньшие значения относятся к более крупным печам. Такое соотношение обеспечивает возможность загрузки в один прием лома с насыпной массой 1,6 т/м3. Использование более легковесного лома в электропечах нецелесообразно, так как необходимый для загрузки лома объем свободного пространства увеличивается в обратной пропорции насыпной массе и резко возрастает при уменьшении последней менее 1,6 т/м3. Стрелу выпуклости свода выбирают из условий получения достаточной строительной прочности свода в разогретом состоянии, так как свод постоянно испытывает сжимающие усилия от распора. Механические напряжения в своде возрастают с увеличением диаметра свода и уменьшаются с увеличением стрелы его выпуклости. В соответствии с этим выпуклость свода в холодном состоянии определяется диаметром свода (диаметром кожуха печи) и коэффициентом теплового расширения огнеупорного материала: чем сильнее расширяется огнеупор при нагреве, тем меньше выпуклость свода в холодном состоянии. При нагревании сильнее расширяются кислые огнеупоры, поэтому для кислых печей принимают hCB = (1/12+ + 1/10), для магнезитохромитового свода hCB = (1/9+ 1/8) DCB. Практически на одном из отечественных заводов стрела выпуклости магнезитохромитового свода принята для печей емкостью 100, 40, 10 и 5 т соответственно 950, 600, 350 и 310 мм. Влияние рабочего пространства на стойкость футеровки дуговых электропечей Простои печей большой емкости (40—100 т) на ремонтах футеровки стен и сменах сводов составляют на отечественных заводах 6—10% календарного времени. Главной причиной разрушения футеровки является чрезмерный перегрев отдельных участков футеровки, в связи с чем наиболее быстро изнашивается нижний пояс боковой стенки, расположенный напротив дуг, и центральная часть свода. Особенно низка стойкость футеровки печей большой емкости при работе на высоком напряжении. Так, стойкость стен на электропечах емкостью 100 т, работающих при напряжении на дугах свыше 400 В, не превышает 200 плавок, в то время как стойкость стен дуговых печей емкостью 5—10 т, работающих при напряжении 110—140 В, достигает 1500 плавок и более. В повышении стойкости стен и сводов скрыт значительный резерв увеличения производительности агрегатов и повышения экономической эффективности электросталеплавильного производства. Рис.1 Точки минимального (а) и максимального облучения стен - Разгар дугами футеровки дуговой печи Интенсивность облучения единицы поверхности футеровки пропорциональна мощности дуг, косинусу угла падения луча на облучаемую поверхность и обратно пропорциональна квадрату расстояния от дуги постоянного тока до облучаемой поверхности. В трехфазных печах с электродами, расположенными по вершинам равностороннего треугольника, боковая поверхность стен облучается неодинаково: максимальное излучение приходится на участки футеровки, расположенные непосредственно против электродов, минимальное — на участки, расположенные между электродами. Стойкость футеровки стен в целом определяется стойкостью наиболее горячих участков. Поэтому необходимо стремиться к тому, чтобы нагрев футеровки был как можно более равномерным. Равномерность нагрева футеровки дуговых печей увеличивается с уменьшением диаметра распада электродов (ds)— диаметра окружности, проходящей через центры электродов. Идеальная равномерность нагрева достигается при совмещении всех дуг с центром печи. Однако чрезмерное сближение электродов ослабляет механическую прочность свода, утяжеляет температурные условия его центральной части, затрудняет расплавленные шихты у откосов. Учитывая это, рекомендуется обеспечивать отношение диаметра распада электродов к диаметру печи в пределах 0,25—0,35 (более высокие значения относятся к крупным печам). Неравномерность нагрева футеровки в точках А и В при этом составляет 10—15%. При симметричном расположении электродов по вершинам равностороннего треугольника неравномерный нагрев наблюдается не только в точках Л и В, но температура неодинакова и в точках Al А2 и Л3. Это связано с тем, что при близком параллельном расположении проводников трехфазной цепи наблюдается перенос мощности через электромагнитное поле с одной фазы на другую. По этой причине мощность, выделяющаяся в дуге первой фазы, меньше мощности электрической дуги третьей фазы, которая в свою очередь меньше мощности дуги переменного тока второй фазы. Исследование топографии разгара кладки стен подтверждает более быстрый износ футеровки против электрода третьей наиболее мощной («дикой») фазы. Для выравнивания скорости износа футеровки необходимо уменьшить неравномерность выделения мощности в дугах разных фаз, что может быть достигнуто специальной конструкцией короткой сети и использованием дополнительных устройств, о чем подробнее будет изложено дальше. В некоторых случаях, по-видимому, целесообразно просто смещать центр распада электродов относительно центра печи так, чтобы, несмотря на неравномерность выделения мощности в дугах разных фаз, нагрев в точках Alt А2 и А3 был равномерным. Разработана также конструкция печи, у которой диаметр распада электродов изменяется по высоте рабочего пространства и имеет наименьшую величину на уровне порога рабочего окна. При определенной мощности дуг и заданном отношении интенсивность облучения стен дугами можно уменьшить. Уменьшая угол падения луча на поверхность стен: интенсивность облучения стен в горячей зоне тем меньше, чем сильнее они наклонены к вертикали. Исходя из тепловой работы дуговой печи стены целесообразно было бы выполнять с наклоном внутрь печи. Но такая конструкция стен мало подходит по условиям загрузки шихты и заправки нижних наиболее сильно разрушающихся участков стен. Поэтому в последнее время широкое распространение получили печи, у которых стены наклонены наружу. Наклон стен наружу увеличивает теплоотдающую поверхность и приводит к возрастанию тепловых потерь. В связи с необходимостью уменьшить тепловую нагрузку наиболее напряженных участков кладки стен, не увеличивая при этом значительно теплоотдающую поверхность, наклон стен целесообразно выполнять по высоте неодинаковым: максимальный угол наклона должен соответствовать участкам с максимальной тепловой нагрузкой, и по мере уменьшения нагрузки угол может быть также уменьшен. Однако такой наклон стен трудно выполнять и поддерживать при работе печи. Максимальный разогрев испытывает нижний пояс кладки стен шириной 300—400 мм от поверхности ванны. Угол наклона стен на этой высоте должен составлять 25—30°. С дальнейшим увеличением высоты кладки интенсивность облучения резко уменьшается, поэтому угол наклона также может быть уменьшен. В самой верхней части с целью некоторого уменьшения диаметра свода, что значительно влияет на его стойкость, наклон стен можно выполнить внутрь печи. Стойкость этих участков стен при этом снизится, но вследствие увеличения стойкости свода суммарные простои печи на ремонтах футеровки уменьшатся. Наклон верхней части футеровки стен внутрь дуговой печи позволяет получить положительный эффект на электропечах, где еще сохранилась загрузка шихты мульдами через завалочное окно. При загрузке шихты сверху выступающие ряды кирпича верхней части стен повреждаются загрузочной бадьей, поэтому эффект, достигаемый на таких печах в результате увеличения стойкости свода, не компенсирует потери, связанные с более быстрым износом верхних рядов футеровки стен. В этом случае, по-видимому, целесообразно при обратной конусности верхней части кожуха внутреннюю поверхность кладки этого пояса выполнять цилиндрической, используя кирпичи разной длины. Футеровка дуговых печей Особенности службы футеровки дуговых печей При выборе огнеупорных материалов для футеровки дуговых сталеплавильных печей необходимо учитывать, что отдельные участки футеровки работают в разных условиях. В связи с этим следует отдельно рассматривать условия службы огнеупоров подины и откосов, стен и свода. Подина и откосы. В течение длительного времени огнеупорная футеровка подины непосредственно контактирует с расплавленными металлом и шлаком. После выпуска плавки и при загрузке холодной шихты происходит резкое охлаждение подины. При загрузке шихты корзиной подина в целом испытывает механический удар, а поверхностный слой подины повреждается врезающимися кусками скрапа. В период плавления при неудачно составленной завалке, когда под электродами оказывается легковесная шихта, электроды могут опуститься до подины прежде, чем на ней образуется достаточный слой жидкого металла. Горящие при тонком слое металла дуги перегревают и вымывают материал подины, образуя ямы. Во время плавления и в окислительный период футеровка подины насыщается закисью железа. В восстановительный период окислы железа переходят в обратном направлении — из футеровки подины и откосов в металл и шлак. Восстановительная среда после выпуска плавки снова меняется и становится окислительной. При сливе и после слива металла футеровка подины непосредственно контактирует со шлаком и насыщается им. В значительно большей степени, чем подина, воздействию шлаков при высоких температурах подвержена футеровка откосов, поэтому откосы являются наиболее слабым участком футеровки электропечей. Футеровка подины и откосов не только подвержена влиянию указанных выше факторов, но и сама влияет на ход процесса в сталеплавильной ванне. Попадающая в шлак окись магния снижает жидкотекучесть шлака, уменьшает его химическую активность. В связи с этим не только увеличивается расход огнеупорных материалов, но и требуется больше времени на рафинирование металла, повышается расход шлакообразующих на нейтрализацию вредного влияния MgO, увеличивается расход электроэнергии. Исходя из назначения и условий работы футеровки подины и откосов, к ней можно предъявить ряд требований. Рабочий слой подины, непосредственно контактирующий с металлом и шлаком, должен обладать высокой огнеупорностью, термостойкостью, противостоять химическому и механическому воздействию металла и шлака. Подина в целом должна быть достаточно механически прочной, чтобы воспринимать механические удары при загрузке шихты, и обладать большим тепловым сопротивлением. Стены. Температурные условия работы внутренней поверхности стен особенно тяжелы, так как в отдельные периоды плавки температура некоторых участков стен может превысить огнеупорность материала, а при открывании рабочего пространства и загрузке шихты стены быстро охлаждаются. Скорость изменения температуры внутренней поверхности стен может достигать, как уже отмечалось, 10 ООО °С/ч, что создает значительные термические напряжения в футеровке. В связи с этим внутренний слой футеровки должен быть выполнен так, чтобы ему были свойственны высокая огнеупорность и термостойкость, низкий коэффициент теплового расширения и высокий коэффициент температуропроводности, а для получения большого теплового сопротивления футеровка стен печи должна быть хорошо теплоизолированной с внешней стороны. В особо тяжелых температурных условиях работает нижний пояс футеровки стен шириной 300—400 мм, находящийся под прямым излучением дуг переменного тока и воспринимающий нагрузку от верхних слоев кладки стен. Поэтому нижнюю часть стен следует выполнять из особо огнеупорных материалов, или в крайнем случае, делать ее достаточно большой толщины. Свод. Свод является наименее долговечной частью футеровки дуговых печей. Как и футеровка стен, свод испытывает значительные температурные колебания. По ходу плавки свод может прямо воспринимать излучение выдуваемых из-под электродов дуг, а также поглощать отражаемое шлаком и футеровкой печи излучение. В результате температура свода, особенно его центральной части, может превысить огнеупорность материала, и свод может подплавляться. Особенно часто подплавление свода происходит при работе с очень жидкими шлаками, обладающими большой отражательной способностью. При открывании рабочего пространства и отвороте сводового кольца его излучение воспринимается холодными элементами конструкции печи, и свод быстро остывает. Это вызывает появление больших термических напряжений, приводящих к скалыванию свода. Свод постоянно испытывает сжимающую нагрузку от распора, что снижает температуру начала его деформации. Выбивающиеся из печи раскаленные газы содержат много пыли, которая оседает на своде и при высокой температуре может вызвать его химическое разрушение. Исходя из особенностей службы огнеупоров в сводах дуговых печей, к ним можно предъявить ряд особых требований. Эти огнеупоры должны характеризоваться высокой огнеупорностью, термостойкостью, химической стойкостью по отношению к плавильной пыли, большим тепловым и электрическим сопротивлением. Последнее вытекает из того, что при недостаточном электрическом сопротивлении материала свода электрическая цепь между фазами может частично замкнуться по своду. Это может привести к возникновению электрических дуг между сводом и водоохлаждаемыми элементами уплотнений электродов в своде, прогоранию водяной рубашки и попаданию в печь воды. Кладка рабочего пространства, футеровка печи Изготовление футеровки новой печи начинают с подины. Подина печи состоит, как правило, из трех слоев: верхнего набивного, образующего после спекания монолитную массу, кирпичной кладки, являющейся основанием для набойки, и теплоизоляционного слоя. Возможна работа печи и без набивного слоя, но при этом толщина кирпичной кладки должна быть увеличена. На большинстве электропечей общая толщина футеровки подины равна максимальной глубине ванны. На печах, оборудованных располагаемым под днищем механизмом электромагнитного перемешивания металла, толщину подины уменьшают, что улучшает магнитную связь между ванной и перемешивающим устройством, позволяет уменьшить мощность перемешивающего устройства, его стоимость и расход электроэнергии. Но выигрыш в стоимости перемешивающего устройства по мере уменьшения толщины подины уменьшается, а опасность прорыва металла через подину увеличивается; при этом быстро возрастают и тепловые потери через подину. Поэтому на печах, оборудованных электромагнитным перемешивающим устройством, толщину подины целесообразно принимать равной 70—80% от глубины ванны. Толщина огнеупорной футеровки по центру 100-т дуговой печи, оборудованной механизмом электромагнитного перемешивания, составляет 800—900 мм . Рис.1 Футеровка дуговой печи На металлическое днище укладывают изоляционный слой футеровки, состоящий из листового асбеста толщиной около 20 мм, шамотного порошка и двух рядов на плашку шамотного кирпича. Для перекрытия швов кладки подины каждый последующий ряд кирпича разворачивают на 45° по отношению к нижележащему. Магнезитовую кладку подины выполняют из пяти-шести рядов кирпича марки М-91, уложенного на ребро. Швы между кирпичами засыпают сухим подогретым магнезитовым порошком крупностью На ряде заводов футеровку подины ведут «елочкой» от центра дуговой печи к периферии. Для уплотнения кладки и хорошего заполнения швов после каждого ряда кирпичи тщательно простукивают деревянными молотками. Между кладкой подины и изоляцией стенок кожуха оставляют температурный зазор 70—80 мм, который засыпают порошкообразным асбестом 5, 6. Откосы выкладывают прямым и клиновым кирпичом 7, 8 марки М-91 или МП-91. До недавнего времени рабочую часть подины (150—200 мм) набивали из смоломагнезитовой массы, которую готовили из мелкозернистого магнезитового порошка (крупность зерен до 2 мм) и каменноугольной смолы с содержанием влаги не более 0,4%. Для обезвоживания смолу предварительно кипятили в течение суток, после чего в нее добавляли 10% каменноугольного песка. Перед замешиванием магнезитовый порошок подогревали до 80—100° С и добавляли в него 10—12% смеси смолы с песком. Набивку вели слоями не более 50 мм при помощи пневматических трамбовок. Такой трудоемкий и длительный (2—3 суток) способ изготовления набивной подины еще сохранился на некоторых предприятиях и в настоящее время. В 1961—1962 гг. был опробован и внедрен способ набивки подины, заключающийся в следующем. Магнезитовый порошок марки МПП-85 (зерновой состав: фракции мельче 0,1 мм 15—25%, З-т-6 мм 10—30% и крупнее 6 мм — не более 3%) увлажняют водным раствором жидкого стекла. Полусухой массой заполняют уступы в кирпичной кладке, затем ее наносят на подину слоями толщиной 50 мм и трамбуют пневматическими молотками. На 100-т дуговых сталеплавильных печах Челябинского металлургического завода подину набивают вообще сухим порошком марки МПП-85 в один прием (масса порошка ~12 т). Плотность набивной подины и откосов проверяют металлическим стержнем диаметром 5 мм, который при нажатии рукой должен входить на глубину не более 10мм. По окончании набивки подины и откосов по всей сферической ванне укладывают листовое железо, предохраняющее набивной слой от разрушения при первой завалке шихты и способствующее лучшей свариваемости набивного слоя на первой плавке. Стойкость подины, изготовленной таким способом, оказалась вполне удовлетворительной, а продолжительность набивки сократилась до 8 ч против 2— 3 суток при набивке смоломагнезитовой массой. Футеровку стен также, как правило, выполняют из двух слоев — защитного и рабочего. Защитный ряд 100-т печи от кожуха выкладывают хромомагнезитовым кирпичом толщиной 115 мм в перевязку от последнего ряда откосов до песочного затвора свода. На откос шириной 570 мм насыпают магнезитовую прослойку 20—30 мм из набивной массы или мелкого заправочного магнезитового порошка на жидком стекле. Кладку рабочего слоя из кирпича марок ПШСП, МХСП или ПШСО, МХСО начинают с выпускного отверстия и ведут к завалочному окну, а верхние два ряда кладут в обратном направлении. Выпускное отверстие выкладывают размером 350—450 мм; столбики у завалочного окна выкладывают вперевязку до упора в арку. Каждый ряд кладки стен просыпают мелкозернистым магнезитовым порошком. Огнеупоры для футеровки дуговых печей Так как огнеупорных материалов, в которых сочетаются одновременно все требуемые свойства, не существует, то футеровку дуговых печей приходится изготовлять состоящей из нескольких слоев, выполняющих те или иные функции. Это приводит к тому, что в футеровке дуговых печей используют разнообразные огнеупорные материалы, обладающие разными свойствами и используемые для разных целей. В зависимости от технологического процесса футеровку дуговых печей можно выполнять из кислых или основных огнеупорных материалов. Для изготовления кислой футеровки используют кварцит и изделия из него (динас) с содержанием основного компонента (SiO2) в количестве 95—97%. При изготовлении динасового кирпича в качестве связующего материала применяют известковый раствор (2,0— 2,2%) и раствор сульфитного щелока или патоки. Для футеровки печей с основной кладкой применяют материалы и изделия из магнезитового порошка с добавлением бедной хромистой и железной руды. На ряде заводов в качестве огнеупорного материала для футеровки электропечей применяют доломит и изделия из него. На отечественных заводах для изготовления основной футеровки используют главным образом магнезитовый порошок. Качество его зависит от химического и гранулометрического состава, а также плотности, позволяющей судить о степени обжига порошка. Содержание примесей в магнезитовых порошках, используемых для набивки подин и заправки откосов электропечей, не превышает по СаО 2,5—4,0% „ по SiO2 4,0—5,0%; потери при прокаливании находятся в пределах 0,6—0,8%. Зерновой состав указанных порошков должен быть в следующих пределах: мельче 0,5 мм — не более 60%, мельче 1 мм — не более 80%. Для кладки сводов используют высокоогнеупорные обожженные магнезитохромитовые изделия, изготавливаемые из магнезитового порошка и хромовой руды. Изделия прессуют под большим давлением и подвергают высокотемпературному обжигу при температуре Высокоогнеупорные магнезитохромитовые изделия подразделяют на следующие марки: ПШСП — периклазошпинелидные магнезитохромитовые плотные с тонкомолотой хромовой рудой в шихте; МХСП — магнезитохромитовые плотные с крупнозернистым хромитом в шихте; ПШСО — периклазошпинелидные магнезитохромитовые обычные с тонкомолотой хромовой рудой в шихте; МХСО — магнезитохромитовые обычные с крупнозернистой хромовой рудой в шихте. Основной составляющей (65—70%) этих изделий является окись магния. Содержание хромовой руды в зависимости от марки кирпича находится в пределах 7—18% при применении кимперсайской руды и в пределах 5—12% при применении сарановской руды. Плотные изделия (ПШСП и МХСП) предназначены для изготовления работающих в особо тяжелых условиях сводов электропечей емкостью более 40 т. Обычные изделия (ПШСО и МХСО) могут быть использованы для изготовления сводов дуговых печей меньшей емкости. Изделия указанных марок изготавливают в виде прямого и пятового кирпичей. Длина прямого кирпича (и, следовательно, толщина свода) составляет 230, 300, 380, 460 и 520 мм. Для кладки стен и изготовления сводов электропечей малой и средней емкости применяют высокоогнеупорные хромомагнезитовые изделия огнеупорностью не ниже 2000° С, изготавливаемые из хромита и спекшегося магнезита. Содержание основных компонентов в этих изделиях (кирпичах) должно быть в следующих пределах: окиси магния не менее 42%, окиси хрома не менее 15%. Кладку подин и откосов выполняют из магнезитовых (периклазовых) изделий огнеупорностью выше 2000° С, изготовляемых прессованием из обожженного до спекания магнезита. Магнезитовые изделия подразделяют в зависимости от химического состава на три марки: М-91 (магнезитовые изделия обычной плотности, предназначаемые для кладки подин и откосов электросталеплавильных печей ниже уровня шлака), МП-91 (изделия плотные, предназначаемые главным образом для кладки откосов в районе шлакового пояса), МП-89 (плотные изделия, используемые для кладки футеровки электропечей в исключительных случаях). Для тепловой изоляции подины и стен, а также для футеровки сливного желоба используют шамотный кирпич, который обладает низкой теплопроводностью и высокой термостойкостью. Вследствие низкой огнеупорности (1680—1730° С) шамотный кирпич нельзя использовать для изготовления рабочего слоя футеровки, но вследствие высокой термостойкости его широко применяют для футеровки сталеразливочных ковшей и сталеразливочного припаса. Шамотные изделия обычно содержат 60—62% Si02 и 35—37% Al2O3. Изготавливают их методом пластической формовки или полусухого прессования, причем метод полусухого прессования сейчас преобладает. В футеровке для тепловой изоляции применяют также асбест, порошок шамота и другие теплоизоляционные материалы. Механическое оборудование электропечей Механическое оборудование дуговых печей Работающие в настоящее время на металлургических и машиностроительных заводах дуговые сталеплавильные электропечи даже одинаковой емкости довольно часто существенно отличаются друг от друга. Эти отличия обусловлены разным способом загрузки шихты, различной системой опор печи на фундамент, применением разных способов открывания рабочего пространства для загрузки шихты, неодинаковым расположением и использованием разнотипных механизмов и другими особенностями. Основным фактором, определяющим главные конструктивные особенности печи, является способ загрузки металлического лома. Существуют два способа загрузки шихты: через рабочее окно мульдами и сверху через открытый свод загрузочными корзинами (бадьями). Загрузка сверху имеет ряд преимуществ, поэтому все современные печи приспособлены для загрузки шихты сверху. Мульдовая загрузка сохранилась на некоторых заводах в старых цехах. Способ загрузки в определенной степени влияет на выбор системы опор дуговой печи на фундамент. Конструкция кожуха и сводового кольца дуговой печи Кожух (каркас) печи служит для поддержания огнеупорной футеровки и крепления различных механизмов. Кожух 100-т печи изготавливают сварным из листовой стали марки Ст 3 (толщина листа 32—40 мм) и усиливают вертикальными и горизонтальными ребрами жесткости. Верхнюю часть кожуха выполняют цилиндрической, нижнюю — в виде усеченного конуса. К верхней цилиндрической части каркаса печи приварено литое кольцо желобчатого типа, которое одновременно играет роль жесткой конструкции и служит песочным затвором печи. Подобная конструкция каркаса печи позволяет передавать нагрузку от силы тяжести свода не на кирпичные стены, а на металлический кожух. Для удобства изготовления, транспортировки и монтажа каркас печи выполняют разъемным по вертикали и горизонтали. Горизонтальный разъем кожуха делают на уровне порога рабочего окна. Составные части кожуха в процессе монтажа соединяют между собой по горизонтальному разъему пальцами с клиньями, что позволяет легко отсоединять и снимать верхнюю часть кожуха во время ремонта футеровки стен. Составные части кожуха по вертикали (две полустенки) соединяют болтами с накладками. Для рабочего окна и сливного отверстия в кожухе печи предусматривают два выреза, которые для усиления кожуха обрамляют сварными или литыми рамами. Нижнюю часть рабочего окна выполняют в виде литого или сварного металлического порога, который футеруют магнезитовым кирпичом и в процессе работы подваривают заправочным магнезитовым порошком или дробленым обожженным доломитом. Наиболее рациональной формой днища является сферическая. Сферическое днище состоит из двух половин, соединенных между собой болтами. На электропечах, оборудованных механизмами электромагнитного перемешивания металла, днище изготавливают из немагнитной стали, так как обычная сталь, являясь магнитным экраном, значительно ослабляет магнитное сцепление между статором перемешивающего устройства и ванной. Коэффициенты теплового расширения немагнитной и обычной стали неодинаковы, поэтому сварка их недопустима. В этом случае днище крепится к кожуху болтами. К нижней части кожуха приваривают кольцевой опорный брус, которым кожух опирается на четыре или восемь тумб с опорными и упорными роликами. Тумбы устанавливают на раме двухсекторной люльки, опирающейся секторами на металлические фундаментные балки. Сдвиг люльки при наклоне печи предотвращается шипами, входящими при наклоне в отверстия фундаментных балок. Сварное водоохлаждаемое сводовое кольцо имеет в поперечном сечении форму прямоугольной трапеции. Такая конструкция кольца позволяет выполнять футеровку свода без специального пятового кирпича. К нижней поверхности сводового кольца приваривают кольцевой нож, входящий при опускании свода в кольцеобразный желоб, приваренный к верхней части кожуха и заполненный магнезитовым порошком или мелким песком. Этим достигается герметичность соединения свода с кожухом. В своде печи имеются отверстия для установки патрубка системы газоотсоса и для ввода кислорода через сводовую фурму. Электрододержатели предназначены для удержания электродов на заданной высоте и для подвода к ним электрического тока. Конструкция электрододержателей должна удовлетворять ряду требований. Для уменьшения электрических потерь в контакте и предотвращения проскальзывания электродов конструкция электрододержателей должна обеспечивать плотный зажим электродов. Электрододержатели должны быть достаточно жесткими, чтобы не прогибаться под действием силы тяжести электродов и исключить возможность вибрации. При длине дуги в несколько сантиметров вибрация или перемещение электрода на несколько миллиметров существенно влияют на стабильность горения дуги. Рис.1 Электрододержатель; 1 - электрод, 2 - рукав, 3 - токопровод, 4 - подвижная стойка, 5 - неподвижная стойка, 6 - привод Электрододержатель состоит из головки, зажимающего устройства, рукава, каретки или телескопической стойки, жесткой части вторичного токоподвода и механизма перемещения электрододержателя состоит из двух, выполняющих разные функции, частей: механически прочного держателя и токоподводящего устройства с возможно более малым электрическим сопротивлением. На печах ДСП-100 подвод тока к поверхности электрода осуществляется бронзовой водоохлаждаемой щекой, к которой электрод прижимается хомутом из немагнитной стали. На печах средней емкости электрод зажимается в неподвижном хомуте перемещением токоведущей щеки. Токоведущие щеки изготовляют из красной меди, хромистой бронзы (1 % Сr) или латуни (80% Сu, 20% Zn). Поверхность контакта должна обеспечивать плотность переменного тока в контакте, не превышающую допустимых значений. В частности, для контакта медь — графит рекомендуется, чтобы плотность тока не превышала 2,6 А/см2. Системы опор печи на фундамент Печи небольшой емкости с загрузкой шихты мульдами устанавливают на опорных секторах, которые крепят непосредственно к кожуху печи. При загрузке сверху печь монтируют на несущей люльке, которая опирается на секторы. Портал может крепиться на люльке вместе с печью или опираться на отдельные секторы. В зависимости от схемы опор на фундамент печи с загрузкой сверху подразделяют на четыре типа: 1. Печи с выкатным корпусом. В печах этого типа механизмами, укрепленными на портале, свод приподнимается, а корпус печи с помощью гидравлического или электромеханического привода, расположенного на фундаменте, выкатывается в сторону печного пролета под загрузку или для ремонта футеровки печи. Портал печей такого типа опирается на два отдельных сектора. 2. Печи с откатным порталом, который перемещается для загрузки или ремонтных целей либо в сторону печного, либо в сторону разливочного пролетов. Откат портала осуществляется с помощью электромеханического привода по специальным рельсам — направляющим. В печах такого типа портал опирается на общую люльку. 3. Печи с наклоняющимся сводом. Приподнятый свод наклоняется вместе с порталом в сторону разливочного пролета. Для этого портал должен опираться на один или два сектора, независимых от печи. 4. Печи с отворачивающимися сводами. Приподнятый свод вместе со стойками и полупорталом поворачивается в горизонтальной плоскости вокруг вертикальной оси на 80—90°, открывая рабочее пространство. В этом случае полупортал монтируют на люльке вместе с печью или он опирается на отдельный сектор. Рис.1 Системы опор дуговой печи на фундамент зарубежной практике последних лет электросталеплавильные печи строят только с поворотным сводом. В СССР получили распространение в основном печи с выкатным корпусом (серия ДСВ) и с поворотным сводом (серия ДСП). В шестидесятых годах и у нас в стране взят курс на строительство дуговых печей преимущественно с поворотным сводом. Поэтому в дальнейшем при изложении материала основное внимание будет уделяться главным образом печам серии ДСП. По емкости все электропечи условно подразделяют на печи малой, средней, большой емкости. В серии ДСП печи емкостью 12,25 и 50 т относят к печам средней, а печи 100 и 200 т — к печам большой емкости. Для удобства организации работ в цехе дуговые электропечи изготавливают в левом или правом исполнении, что позволяет группировать вспомогательное оборудование на две печи. Исполнение печи определяется расположением токоподвода от шин трансформатора до электрододержателей, если смотреть на печь со стороны сливного желоба. Экономайзеры дуговых печей Через зазоры между электродами и огнеупорной кладкой свода из дуговой печи выходят печные газы, нагретые до высокой температуры. Если не принимать специальных мер по уплотнению этих зазоров, то цех окажется загазованным и в то же время из печи с газами будет уноситься много тепла. Это увеличит расход электроэнергии, приведет к подсосу в печь холодного атмосферного воздуха через рабочее окно. В результате атмосфера в печи может стать окислительной, что затруднит проведение восстановительных процессов. Особенно сильно газы, выбивающиеся через неплотности у электродов, влияют на расход электродов: за счет тепла газов и вследствие передачи тепла теплопроводностью от погруженной в печь части электрода его выступающая над сводом часть разогревается до температуры, превышающей 500° С, и интенсивно окисляется. При этом непосредственно у свода электрод быстро утоняется и в этом сечении возрастают плотность тока и потери на сопротивление, что вызывает прогрессирующий разогрев электрода и его окисление. Для предотвращения интенсивного окисления электродов, понижения температуры выступающей над сводом части электродов, уменьшения количества проходящего через дуговую печь воздуха и уменьшения тепловых потерь с газами электродные отверстия уплотняют при помощи специальных устройств — экономайзеров. Рис.1 Экономайзеры На заводах опробован ряд конструкций уплотнителей, однако единой общепризнанной до сих пор нет. Одни экономайзеры не обеспечивают необходимую герметичность уплотнения, другие не находят широкого применения вследствие сложности конструкции. Наиболее простой конструкцией уплотнителя для электродных отверстий на печах с большим диаметром электрода (ДСП-100) является экономайзер Ново-Липецкого металлургического завода, представляющий собой металлическую коробку, в которую тангенциально подается сжатый воздух. На других заводах электродные отверстия печей ДСП-100 герметизируют уплотнителями из огнеупорного кирпича, заключенного в металлическую обойму. На печах средней и малой емкости применяют водоохлаждаемые экономайзеры в виде змеевика, кольца или цилиндра. Экономайзер конструкции Златоустовского металлургического завода состоит из водоохлаждаемого цилиндра, в верхней части которого имеются затягивающие секторы из жаропрочной стали, плотно прилегающие к электродам. Секторы установлены на асбесто-цементной изолирующей прокладке между фланцами. Для зажима секторов служат грузики. Нижний фланец изготовлен вместе с водоохлаждаемым цилиндром; верхний фланец крепится к нему болтами через изолирующие втулки. Уплотнения в собранном виде устанавливают на теплоизолирующее кольцо свода. Для разгрузки свода предусмотрен противовес, опора которого закреплена на листе между балками портала. Внедрение экономайзеров этой конструкции позволило уменьшить расход электродов на 30—35% и на 25% снизить угар легкоокисляющихся легирующих элементов (алюминия, титана). Однако экономайзер конструкции Златоустовского завода сложен в изготовлении. Применение экономайзеров змеевикового типа приводит к большим тепловым потерям, частым прогораниям и попаданию воды в рабочее пространство дуговой печи. Более просты и надежны в эксплуатации экономайзеры с уплотнением из шлаковой ваты и огнеупорной глины, но пользование ими из-за большой механической нагрузки на свод несколько снижает его стойкость. Большое значение имеет способ установки экономайзеров. Погруженные в зазоры между электродами и сводом холодильники охлаждают не только электрод, но и свод, благодаря чему увеличивается стойкость свода. Однако глубоко погруженный экономайзер может соприкасаться с сильно нагретым слоем свода, а при высоких температурах хромомагнезитовые и магнезитохромитовые огнеупоры электродопроводны. Чтобы уменьшить опасность прогорания холодильника, электродные отверстия выкладывают высокоглиноземистым кирпичом, сохраняющим большое электрическое сопротивление и при высоких температурах; экономайзеры погружают в зазоры не на всю толщину свода, а лишь на часть ее. Масса экономайзера с водой может достигать нескольких сотен килограммов. Чтобы разгрузить свод, холодильники целесообразно подвешивать к сводовому кольцу или к специальным балкам. Выкат ванны ДСВ Механизм выката ванны предназначен для выката ванны печей серии ДСВ в сторону печного пролета для загрузки шихты бадьей. Этот механизм представляет собой гидроцилиндр, жестко закрепленный на фундаменте печи между опорными секторами, шток которого шарнирно соединен с опорами секторов печи. Для защиты гидроцилиндра от брызг металла и шлака сверху его накрывают металлическим кожухом. Выкат ванны осуществляется по рольгангу, на который устанавливают секторы печи. Передняя часть рабочей площадки, мешающая выкату, опускается при помощи специального механизма и вместе с печью откатывается, заходя под остающуюся часть рабочей площадки. Масса перемещаемых частей печи с выкатным корпусом после загрузки шихты составляет сотни тонн, в связи с чем требуется применение мощной тележки, массивных и длинных фундаментов. Отодвигаемая часть рабочей площадки и фундаменты загромождают пространство под рабочей площадкой и затрудняют уборку шлака. Портал должен опираться на два индивидуальных сектора, а для наклона печи опорные секторы печи и портала должны жестко соединяться с помощью замковых устройств. В последнее время предпочтение отдают более простым и более удобным в эксплуатации печам серии ДСП, у которых рабочее пространство для загрузки шихты сверху открывается, для чего поднимается и отворачивается в сторону свод. Механизм подъема свода дуговой печи ДСП-100 состоит из двух электродвигателей, двух червячно-винтовых редукторов, промежуточного вала и двух систем соединения редукторов с цепями подъема свода. Свод на цепях Галля подвешен в четырех точках к Г-образному полупорталу. Каждая из цепей перекинута через два блока с выступами для цепей. Средние части цепей, не перемещающиеся по блокам, заменены пластинчатыми тягами. Регулировка натяжения цепей и величина подъема свода над кожухом осуществляются с помощью стяжных гаек. При включении контроллера подъема свода одновременно приходят в движение оба двигателя. Двигатели через зубчатые муфты передают вращение однозаходным червякам редукторов. Червяки передают крутящий момент червячным колесам, в ступицах которых закреплены бронзовые гайки. Вращаясь, гайки опускают вниз винты, вращение которых предотвращается шлицами, нарезанными на верхней части винтов и входящими в пазы шлицев на втулке верхнего стакана. При движении вниз винты редукторов увлекают за собой рычажно-цепную систему, перекинутую через блоки, к концам которой при помощи подвесок подвешен свод. Свод поднимается со скоростью 0,85 м/мин. Опускание свода происходит при включении двигателей в обратную сторону. рис. 1 Механизм выката ванны; 1 - балка, 2 - рама, 3 - гидроцилиндр, 4 - упор, 5 - ролик. На печах серии ДСВ подъем свода осуществляется при помощи гидроцилиндра, расположенного вертикально на боковой стороне портала. На печах средней емкости серии ДСП свод подвешен к несущей траверсе, состоящей из полупортала и шахты. Траверса цепей к сводовому кольцу во время плавки четырьмя коническими штырями сочленяется с двумя опорными тумбами из листовой стали, установленными на люльке печи со стороны трансформатора. Траверса вместе со сводом поднимается гидравлическим цилиндром одностороннего действия с помощью толкателя, перемещающегося в текстолитовых подшипниках корпуса, установленного на отдельной фундаментной раме. Поднимаясь толкатель своей верхней конической частью и боковым упором входит в сочленение с коническим гнездом и наклонной опорной накладкой шахты и поднимает вверх траверсу. Механизм поворота свода. Открывание рабочего пространства печей ДСП для загрузки шихты осуществляют отворотом свода в сторону разливочного пролета на угол 80—85°. Полупортал дуговой печи ДСП-100 опирается на поворотную консольную площадку, которая в свою очередь опирается на вертикальный вал диаметром 750 мм, вращающийся в двух радиальных роликовых подшипниках и опирающийся на шариковый упорный подшипник. На валу закреплен стальной сектор с коническими зубьями, находящимися в зацеплении с зубьями шестерни, насаженной на выходной вал трехступенчатого редуктора. Поворот вала со скоростью 0,44 об/мин осуществляется электродвигателем. На отворот свода требуется 30 с. В положении, когда свод находится над ванной печи, поворотный вал фиксируется стопорным устройством. Недостатком такой конструкции является то, что вся осевая нагрузка (порядка 200 т) и нагрузка от изгибающего момента (около 500 т) воспринимаются подшипниками. На печах средней емкости поворот системы вокруг оси толкателя механизма подъема свода осуществляется горизонтальной зубчатой рейкой, находящейся в зацеплении с телом толкателя. Рейка жестко соединена со штоками двух гидроцилиндров одностороннего действия. При подаче жидкости в один из цилиндров рейка перемещается в ту или обратную сторону и поворачивает свод. В конечном положении свод фиксируется стопорными устройствами. Гидравлическая блокировка позволяет производить поворот свода только после подъема его на требуемую высоту. Водяное охлаждение дуговых печей Водоохлаждаемыми элементами дуговой печи являются экономайзеры, рукава электрододержателей, П-образная арка и заслонка рабочего окна, сводовое кольцо, кислородная фурма, патрубок газоотвода, токоведущие трубы и гибкие кабели вторичного токоподвода. В некоторых случаях применяют охлаждение свода, кладки стен, верхнего пояса жесткости, кожуха у сталевыпускного отверстия. Система водоохлаждения состоит из распределителей, сливных воронок и труб. Сечение отводящих труб на случай парообразования должно быть несколько больше, чем подводящих. С целью предотвращения образования паровых «пробок» и для более интенсивного охлаждения наиболее горячих участков экономайзеров и фурм вода подается в нижнюю часть водяной рубашки, а отводится с самого высокого места. На трубах, отводящих воду из коллекторов (распределителей), устанавливают вентили, с помощью которых можно регулировать подачу воды в каждый водоохлаждаемый элемент. Поступление воды регулируют таким образом, чтобы температура ее на выходе не превышала 50° С. При более высокой температуре в водоохлаждаемых элементах образуется накипь, ухудшающая отвод тепла. Гибкие кабели и токоведущие трубы вторичного токоподвода охлаждают химически очищенной водой. Рис. 1 Водоохлаждаемая арка рабочего окна На сливных ветвях системы охлаждения устанавливают электроконтактные манометры, сигнализирующие о падении давления в системе. В стоке воды из всех элементов в водосборную воронку предусматривают участок открытой струи, чтобы можно было визуально следить за движением воды и исключить замыкания тока через нее. Электрическое оборудование дуговых печей Элементы оборудования дуговых сталеплавильных печей, трансформаторы Крупные дуговые электропечи являются мощным потребителем электроэнергии, и поэтому электросталеплавильные цехи включают в мощные энергетические системы, объединяющие по нескольку электростанций. К цеховым понижающим подстанциям для уменьшения потерь в линиях передач подводят энергию высокого напряжения (35—110 кВ). Это напряжение от высоковольтного распределительного устройства по индивидуальной для каждой печи линии подается к печной подстанции, в которой размещается понижающий печной трансформатор и вспомогательное электрооборудование. Пониженный до 110—600 В ток подается непосредственно к электропечи. Сила тока на этом участке электрической цепи достигает десятков тысяч ампер, вследствие чего на участке от печного трансформатора до электродов имеют место значительные потери мощности. Для уменьшения этих потерь печную подстанцию максимально приближают к печи, а участок цепи от трансформатора до электродов делают возможно более коротким. Поэтому его часто называют короткой сетью печи. Таким образом, электрическая схема дуговых электропечных установок включает следующее оборудование: 1) печь с электродами, исполнительными механизмами регуляторов мощности печи и ванной, в которой горят дуги и находится расплавленная сталь; 2) понизительные трансформаторы, вместе с которыми размещены дроссели. В настоящее время освоены и выпускаются понизительные трансформаторы со встроенными дросселями, служащими для увеличения индуктивного сопротивления сети и улучшения условий горения дуг; 3) короткую сеть, соединяющую вторичные выводы трансформатора с электродами печи; 4) коммутационную, измерительную и защитную аппаратуру, провода высокого и низкого напряжения. Понизительные печные трансформаторы вследствие особых условий работы характеризуются рядом особенностей, отличающих их от прочих силовых трансформаторов. К ним относятся: 1) большая величина номинальной силы тока на стороне низкого напряжения, составляющая десятки тысяч ампер; 2) повышенное индуктивное сопротивление обмоток, необходимое для ограничения силы токов короткого замыкания до 2,5—3,5-кратной величины по отношению к номинальной силе тока, так как сталеплавильные печи работают с частыми замыканиями электродов на шихту при зажигании дуги и обвале шихты в период расплавления; 3) повышенная механическая прочность крепления обмоток и отводов, рассчитанных на частые толчки токов и короткие замыкания; 4) возможность регулирования напряжения под нагрузкой в широких пределах. Трансформатор состоит из трех обмоток высокого напряжения, выполненных из медного провода относительно небольшого сечения, и. трех обмоток низкого напряжения, выполненных из шин большого сечения. На первичной обмотке имеется ряд отпаек от разного числа витков, что позволяет изменять соотношение числа витков первичной и вторичной обмоток и величину вторичного напряжения. Все шесть обмоток посажены на связанные между собой три сердечника (магнитопровода). Сердечник трансформатора с обмотками опускают в плотно закрываемый кожух, заполняемый трансформаторным маслом. Масло является хорошим электрическим изолятором и обладает большой теплопроводностью, что обеспечивает отвод тепла от катушек и сердечника трансформатора. Нагревается трансформатор за счет потерь мощности на активное сопротивление медных обмоток и на перемагничивание сердечника. Над трансформатором устанавливают соединенный с ним бачок-расширитель, в котором содержится резерв масла. Этим обеспечивается постоянное заполнение маслом всего объема трансформатора и уменьшается поверхность соприкосновения масла с воздухом. В случае повреждения или оголения обмоток происходит разложение масла с выделением газов. О появлении газов в трансформаторе сигнализирует газовое реле, установленное в верхней части бака трансформатора. Газовое реле при появлении небольшого количества газов — продуктов разложения масла подает предупредительный сигнал. Для ограничения силы токов короткого замыкания в трансформатор встраивают дроссель, включение и выключение которого осуществляется специальным шунтирующим контактором. Современные печные трансформаторы снабжают устройствами переключения ступеней напряжения под нагрузкой, которые позволяют изменять напряжение на дуге без отключения печи. Для питания цепей защиты, контроля и измерения, а также цепи регулятора мощности дуги устанавливают трансформаторы тока. Печные трансформаторы оборудованы также приборами контроля уровня и температуры масла. Для защиты рабочих обмоток и переключающего устройства от перенапряжений, наводимых со стороны обмотки высокого напряжения, на трансформаторе устанавливают вентильные разрядники. Печные трансформаторы рассчитаны на режим работы с периодической перегрузкой на 20% в течение 2 ч и последующей работой на номинальной силе тока в течение 2,5 ч. В связи с тем, что в современном сталеплавильном цехе печной пролет размещен в середине цеха между шихтовым и разливочным пролетами, а трансформатор устанавливают не далее 1—1,5 м от печи, естественное охлаждение его осуществить затруднительно. В то же время мощность тепловыделения в трансформаторе достигает десятков и сотен киловатт, поэтому его необходимо охлаждать принудительно. Для охлаждения применяют принудительную циркуляцию масла, пропускаемого через водяной маслоохладитель. Система охлаждения состоит из двух комплектов маслоохладителей и насосов, работающих независимо один от другого. Для удобства монтажа и демонтажа трансформатор снабжают переставными катками, позволяющими закатывать его в подстанцию широкой или узкой стороной по одной и той же стандартной колее шириной 1524 мм. Короткая сеть в дуговой печи Короткая сеть состоит из трех участков: пакета плоских медных шин, соединяющих выводы трансформатора с гибким токопроводом, пакета медных шин или водоохлаждаемых труб, соединяющих гибкий токопровод с находящимся в электрододержателе электродом . Ввиду большой потребляемой печью мощности (несколько десятков тысяч киловатт) и низкого напряжения дуги (100—400 В) по короткой сети протекают токи силой до нескольких десятков тысяч ампер, поэтому токопровод короткой сети выполняют большого сечения и, как правило, из медных шин. Для уменьшения потерь на нагрев плотность тока обычно принимают в шинах и водонеохлаждаемых кабелях в гибких водоохлаждаемых кабелях 2,3—3, в водоохлаждаемых трубах 3— 3,5 А/мм2. Несмотря на относительно небольшую (несколько метров) длину вторичного токопровода, его активное и особенно индуктивное сопротивления являются определяющими для характеристики электрической установки в целом. Большая сила тока требует большого сечения проводников, которое составляет несколько тысяч квадратных миллиметров на фазу. Большие сечения, малая длина, сложные конфигурации и шихтовка проводников усиливают обычно мало заметные при частоте 50 Гц явления поверхностного эффекта (вытеснение тока из середины проводника на поверхность), эффекта взаимодействия между собой тока одной фазы, протекающего по нескольким параллельным шинам, а также взаимодействия общего тока одной фазы с током другой фазы. Рис.1 Короткая сеть сталеплавильной печи Электрический к.п.д. установки и ее cos ср в значительной мере определяются параметрами короткой сети. Полное сопротивление контура печи. п складывается из сопротивления трансформаторного агрегата, сопротивления короткой сети. с и сопротивления собственно рабочей части печи. Если трансформаторный агрегат включает в себя дроссель или в установке имеется отдельный дроссель, то добавляется сопротивление дросселя. Рис.2 Электрические характеристики периода плавления Таким образом, полное сопротивление контура печи будет равно геометрической сумме полных сопротивлений составляющих его участков. Каждый из участков обладает активным и реактивным сопротивлениями, которые связаны с полным сопротивлением. Так как сила тока при замыкании электродов на металл не должна превышать 2,5-3,5-кратного от номинального значения, вопрос о необходимости введения дополнительного сопротивления дросселя в контур печи приходится решать в зависимости от характера режима работы печи, а именно частоты эксплуатационных коротких замыканий. Очень важным является уменьшение индуктивного сопротивления короткой цепи, которое в 3—7 раз больше активного и определяет коэффициент мощности. Так как точно рассчитать сопротивление с короткой сети невозможно, на вновь построенной печи должен быть проведен опыт короткого замыкания для определения истинных значений короткой сети, позволяющий построить рабочие характеристики для определения оптимальных режимов работы печи. Рассмотрим отдельные участки короткой сети. Гибкие компенсаторы. Шины короткой сети подсоединяют к выводам трансформатора не непосредственно, а через гибкие компенсаторы, выполненные в виде пакетов гибких медных лент толщиной 0,5 мм. Суммарная площадь сечения пакета компенсатора должна быть равна или больше площади поперечного сечения пакета шин короткой сети. Свободная длина пакета составляет 0,3—0,5 м. На этом участке устраиваются два-три перегиба, обеспечивающих необходимую гибкость пакета. Благодаря наличию гибких компенсаторов можно надежно уплотнить выводы трансформатора и гарантировать герметичность уплотнений при температурных расширениях шин короткой сети и при вибрации бака трансформатора. Шихтованный пакет шин представляет собой одну из наиболее длинных частей вторичного токопривода, поэтому принимают все меры для уменьшения его индуктивного сопротивления. Это достигается размещением рядом проводников, токи в которых протекают в противоположных направлениях, т. е. путем шихтовки проводников. Чаще всего применяют шихтовку двух видов: чередование прямого и обратного проводов одной фазы, которое применяют при выполнении короткой сети по схеме «треугольник» на электродах; чередование проводов трех фаз в трехфазных печах по схеме «звезда» на электродах. Существо явлений, достигаемых шихтовкой шин, заключается в том, что индуктивность и, следовательно, индуктивное сопротивление проводника, находящегося в шихтованном пакете, определяются его собственной индуктивностью LХ1 и взаимными индуктивностями от соседних пакетов или шин пакета Мх_г, Мх_3, Мх_з . • • Мх_п. Таким образом: Lx = Lx_x ± Мх_г ± Мх_з ± • • • ± Мх_п, где Lx — полная индуктивность первого пакета шин. Знак величины М зависит от направления тока в проводнике. Если токи направлены в противоположные стороны, то величина М вычитается из величины Lx. Применение шихтовки позволяет свести индуктивное сопротивление шихтованного пакета, составляющего половину длины от всей короткой сети, к 10—15% от ее общего сопротивления. Величина взаимной индуктивности зависит от расстояния между проводниками, и чем ближе расположены проводники, тем больше величина М. Поэтому целесообразно сближать между собой проводники там, где величина М отрицательна (противоположные направления протекания токов или разные фазы) и увеличивать при положительных значениях М. Дробление токопровода фазы на ряд параллельных проводников, т. е. шихтовка и расшихтовка проводников при подходе к электроду, приводит к некоторой асимметрии фаз и к различной длине шин фаз, что в свою очередь вызывает неодинаковое активное сопротивление отдельных фаз. В результате разность полного, активного и индуктивного сопротивлений различных фаз при шихтованных пакетах достигает 20—25%. Если не применять шихтовки, эта разность может достичь 60—80%, что обусловит перегрузку током наиболее загруженной «дикой» фазы на 60—80%. Электроды печи передвигаются в вертикальной плоскости, наклоняются при наклоне печи для слива металла и шлака и отворачиваются вместе со сводом для загрузки шихты сверху (на печах ДСП), что вызывает необходимость выполнения гибкого участка короткой сети. Размеры и конструкция гибкой части зависят от конструкции и характера работы печи и общей ее компоновки. Общая длина гибкой части короткой сети может быть соизмерима и даже превышать длину шихтованного пакета шин. Она выполняется из специальных медных гибких полых неизолированных многожильных кабелей. Применение полых кабелей обусловлено поверхностным эффектом. При частоте 50 Гц глубина проникновения тока составляет примерно 10 мм. Внутренняя часть кабелей типа МГЭ имеет джутовую сердцевину. Допустимая нагрузка кабеля типа М1Э-500 (500 мм2) должна быть не более 800 А. В печах большой мощности, где необходимо пропускать токи силой в несколько десятков тысяч ампер, приходится выполнять целые гирлянды параллельных кабелей. В современных печах гибкую часть короткой сети выполняют из водоохлаждаемых изолированных резиновым шлангом кабелей, что дает возможность сблизить между собой пакеты фаз, а в системах, работающих по схеме «треугольник на электродах», соединять в одну гирлянду провода с прямой и обратной полярностью одной и той же фазы. Это приводит к значительному уменьшению индуктивного сопротивления гибкой части короткой сети. Применение гибких водоохлаждаемых кабелей особенно целесообразно при одновременном применении медных водоохлаждаемых труб токопровода по печи к электродам с водоохлаждаемым электрододержателем, поскольку при этом достигается удобство выполнения цепи водоохлаждения короткой сети и электрододержателей. Однако гибкий водоохлаждаемый токопровод требует более тщательного ухода, частного осмотра и устранения утечки воды в местах соединения. Увеличение массы заполненного водой кабеля требует специальных приспособлений для монтажа и демонтажа кабелей. На заводах, расположенных в зонах с суровыми климатическими условиями, в обычно не отапливаемых электросталеплавильных цехах при остановке печи на ремонт или длительный осмотр, а также при вынужденных остановках печи во избежание замерзания приходится сливать воду из водоохлаждаемых труб и кабелей. Для слива воды с провисающей части водоохлаждаемых кабелей их необходимо отсоединять от пакета шин и опускать на пол. Так как узел крепления кабелей находится на уровне 5—8 м от рабочей площадки и сложен по конструктивному исполнению, то такой демонтаж с последующим монтажом выполнить достаточно трудно. Элементы конструкции печи, расположенные вблизи токоведущих проводников, оказываются в области переменного магнитного поля. Это приводит к дополнительным потерям энергии на перемагничивание конструкций, составляющим 20—30% от общих потерь в короткой сети, в связи с чем близко расположенные к токоведущим элементам металлические конструкции изготовляют из немагнитных материалов. Виды, свойства, производство электродов На всех дуговых электропечах применяют электроды круглого сечения, диаметр которых определяется емкостью плавильного агрегата, а следовательно, подводимой электрической мощностью От качества электродов к способа подвода к ним электрического тока значительно зависят потери электроэнергии, составляющие до 10% и более всей подводимой к печи мощности. Учитывая исключительно тяжелые условия, в которых находятся электроды в процессе плавки, к ним предъявляют особые требования. Материал электродов должен выдерживать высокие температуры, быть достаточно механически прочным, обладать высокой электропроводностью и необходимой стойкостью против окисления, обеспечивать в местах сочленения плотность контакта. Удовлетворять этим требованиям могут только изделия из углерода. Сырьем для изготовления электродов служат графит, лучшие сорта антрацита и термоантрацита, каменноугольный, пековый и нефтяной коксы, естественный графит, бой электродных огарков. Для дуговых электропечей применяют угольные, графитированные и самоспекающиеся электроды. Угольные и самоспекающиеся электроды применяют главным образом при осуществлении рудовосстановительных процессов в ферросплавных печах. Для сталеплавильных процессов применяют преимущественно графитированные электроды, обладающие более высокими физико-механическими и электротехническими свойствами по сравнению с угольными электродами. Графитированные электроды характеризуются низким удельным сопротивлением (8—13 Ом-мм2/м), высокой термостойкостью, содержат мало золы. Допустимая плотность тока в этих электродах составляет 28, 16 и 14 А/см2 при диаметрах 150, 400 и 550 мм соответственно. В специальных графитированных электродах она достигает 50 А/см2. Сырьем для производства электродов служат природные и искусственные углеродистые материалы, содержащие около 90% углерода: графит, антрацит, термоантрацит, каменноугольный, пековый и нефтяной коксы, а также возвраты электродного производства. Для электродной продукции всех видов в качестве связующего вещества применяют каменноугольный электродный пек. Рис.1 Схема производства электродов Все твердые кусковые материалы предварительно измельчают в дробилках (щековых или валковых) до кусков размером 40—70 мм, после чего поступают на прокаливание — термическую обработку без доступа воздуха. Прокаливанию с целью уменьшения содержания влаги и летучих веществ подвергают все виды углеродистого сырья, кроме натуральных графитов. Прокаливание при 1150—1350° С обеспечивает высокую механическую прочность, плотность, термостойкость и высокую электропроводность электродов. Из прокалочного отделения твердые углеродистые материалы поступают на измельчение в молотковых или валковых дробилках и шаровых мельницах, а затем на рассев. Размолотый материал разделяется на фракции при помощи вибрационных сит или барабанных грохотов и поступает на хранение в сортовые бункера. Порошковый материал отвешивается в соответствии с дозировочным рецептом из сортовых бункеров, и подготовленная шихта подается в смесительные машины с паровым обогревом для тщательного перемешивания с расплавленным каменноугольным пеком до получения однородной массы. Приготовленную углеродистую массу после охлаждения до определенной температуры направляют в прессовое отделение. Заготовки прессуют в специальных горизонтальных прессах выдавливанием через мундштук круглого сечения. После выпрессовки заготовки охлаждают в воде и подвергают контролю по форме и длине. Обжиг отпрессованных заготовок осуществляют в течение 15— 30 суток по графику, который подбирают в зависимости от вида и размеров изделий. При обжиге происходит коксование связующего, и обжигаемые заготовки переводятся в новое качественное состояние, характеризуемое определенными теплофизическими и электротехническими свойствами. После обжига электроды подвергают графитизации в электрических печах сопротивления при температуре 2600—2800° С. Сопротивлением служат сами изделия и материал засыпки. В процессе графитизации изделия приобретают высокую электрическую проводимость, увеличивается их теплопроводность, повышается термостойкость, снижается окисляемость, улучшаются механические свойства и обрабатываемость. После графитизации и охлаждения электроды поступают в механическое отделение для придания им на токарных станках необходимой формы и чистоты поверхности и для нарезки резьбы под ниппель. У электродов с двух сторон имеются ниппельные гнезда с цилиндрической или конической резьбой (предпочитается коническая резьба). Для фиксации биконического ниппельного соединения применяют контактную прессованную пасту, вставляемую в виде пластин между ниппелем и дном ниппельного гнезда в процессе наращивания электродов. Расход электродов зависит от правильного выбора поперечного сечения, качества, условий транспортировки и хранения их, строгого соблюдения условий эксплуатации, главным образом, электрического режима. При выборе поперечного сечения электродов следует учитывать в первую очередь предельно допустимую удельную плотность тока. Электроды необходимо хранить в чистом сухом закрытом помещении в штабелях высотой не более 1,5 м с деревянными прокладками между рядами, обращая особое внимание на сохранение в исправном состоянии торцов и ниппельных гнезд. Электроды поглощают влагу из воздуха, поэтому перед установкой на электропечь их необходимо просушивать в специальных камерных печах. При свинчивании (наращивании) электродов необходимо принимать меры по предупреждению излишнего перенапряжения в местах ниппельного соединения. Свинчивать электроды нужно либо на специальных стендах, либо на печи. Перед свинчиванием ниппельные гнезда необходимо тщательно обдувать сжатым воздухом. Наращивать свечи на печи с помощью мостового крана надо плавно, без рывков, вращая верхний электрод вокруг своей оси с помощью специального ключа. Оптимальный электрический режим работы Современные дуговые электрические печи представляют собой очень мощные потребители электроэнергии, характеризуемые сложным характером работы. Процесс плавки обычно складывается из трех периодов, отличающихся друг от друга величиной потребляемой мощности. Мощность трансформатора используется полностью в период плавления, примерно на 70% — в окислительной и на 50% и менее — в восстановительный периоды. Для определения оптимального электрического режима работы на каждой ступени строят так называемые «рабочие» электрические характеристики печи. Для этого опытным путем определяют электрические параметры на печи в режиме холостого хода и короткого замыкания. Оптимальным является режим, обеспечивающий большое значение мощности дуги (полезной мощности) при достаточно высоких значениях электрического коэффициента полезного действия и коэффициента использования мощности. Поддержание электрического режима на каждой ступени напряжения в пределах, близких к оптимальному, осуществляется автоматическими регуляторами. На электропечах применяют релейно-контакторные регуляторы типа РРТ, регуляторы с электромашинными усилителями типа РМД, электрогидравлические регуляторы типа АРРГ, бесконтактные регуляторы с электромагнитными усилителями типа РБС, регуляторы на тиристорах типа СТУ-022 и др. У регулятора релейно-контакторного типа предусмотрена одна ступень скорости на подъем и одна на спуск электрода. Скорость подъема и опускания не увязывается с величиной отклонения регулируемого параметра от заданного, поэтому разработано несколько конструкций регуляторов, реагирующих на величину рассогласования параметров. Для них характерна переменная скорость перемещения электродов, пропорциональная величине отклонения параметров от заданного режима. Такие регуляторы отличаются повышенной чувствительностью и меньшей инерционностью. Так, чувствительность релейно-контакторного регулятора составляет примерно ±30% от заданного режима, гидравлического регулятора ±10%, а применяемого в последнее время бесконтакторного электронного регулятора с магнитными усилителями типа РБС ±3%. Регулятор мощности на тиристорах типа СТУ-022 работает следующим образом. При номинальном электрическом режиме на выходе схемы сравнения напряжение равно нулю. Падения напряжения на сопротивлениях Rx и равны и противоположны по знаку. При этом фазосдвигающее устройство не формирует импульсов управления, тиристоры УВХ—УВ% заперты и ток в цепи якоря двигателя перемещения электрода отсутствует. При отклонении силы тока дуги от заданного на выходе схемы сравнения появляется напряжение разбаланса U. Усилитель мощности УМ выдает сигнал ФСУ на формирование импульсов управления соответствующей выпрямительной группой УВ3 или УВ4—УВ6 тиристорного преобразователя. В цепи якоря двигателя М возникает ток определенной полярности, и двигатель перемещает электрод в нужном направлении. По мере перемещения электрода величина напряжения U уменьшается до нуля, и двигатель останавливается. Предусмотрено также ручное дистанционное управление. Регулятор можно применять на печах емкостью от 3 до 200 т. Зона чувствительности регулятора может быть доведена до 1%. Время разгона и торможения двигателя не превышает 0,3—0,5 с. Скорость перемещения электрода составляет 3—4 м/мин, т. е. заметно больше, чем в случае применения широко распространенных регуляторов с электромашинными усилителями. Применение регулятора СТУ-022 вместо регуляторов с машинным усилителем обеспечило повышение производительности печи и снижение удельного расхода электроэнергии. В результате сокращения длительности контакта электродов с металлом уменьшается науглероживание металла и улучшается качество выплавленной стали. Исполнительные механизмы регуляторов мощности дуговых электропечей по типу привода подразделяют на электромеханические, объемно-гидравлические и дроссельно-гидравлические. Исполнительные механизмы должны быть надежными в работе, удобными для ремонта и обслуживания, исключать поломки электродов при упоре в шихту в ручном режиме управления и в нетокопроводящий скрап — при автоматическом регулировании. Кинематическая связь двигателя с электродом должна быть максимально жесткой, без зазоров. Привод должен исключать возможность опускания электродов под действием собственной силы тяжести, обеспечивать быстрый разгон, быстрое торможение механизма и максимально возможную скорость перемещения электродов. В качестве привода исполнительных механизмов применяют шунтовые двигатели постоянного тока, дающие возможность плавно изменять число оборотов, легко и быстро осуществлять остановку, сводить до минимума время, необходимое для изменения направления вращения. Двигатели питаются током от усилителей автоматических регуляторов. Кратко об индукционных печах Общие сведения об индукционных печах В основе индукционного нагрева лежит принцип работы трансформатора: под действием переменного магнитного поля, создаваемого индуктором (первичной обмоткой), в нагреваемом металле, являющемся вторичной обмоткой и одновременно нагрузкой, индуцируется электродвижущая сила (э. д. с.). Под действием наводимой в металле э. д. с. в металле циркулирует ток. За счет джоулева тепла, выделяющегося в металле при прохождении тока, металл разогревается и плавится. Из теории трансформатора известно, что наводимая во вторичной обмотке э. д. с. пропорциональна магнитному потоку, пересекающему плоскость витков обмотки, частоте изменений магнитного потока и числу витков вторичной обмотки. Величина коэффициента пропорциональности а определяется характером изменения магнитного потока во времени. При питании первичной обмотки синусоидальным током а = 4,44. Расплавленный металл, а также плотно уложенная шихта как вторичная обмотка индукционной печи представляют собой единый контур, поэтому для печей Е2 = 4.44Ф/10-8 В. (18) Таким образом, увеличить наводимую в металле э. д. с. можно, увеличивая либо магнитный поток, либо частоту питающего тока. Первые индукционные печи появились в то время, когда еще не было экономичных генераторов тока высокой частоты. Поэтому получение необходимой в металле мощности достигалось в результате обеспечения большого магнитного потока. Создаваемый индуктором магнитный поток не весь проходит через сечение металла. Часть магнитных силовых линий замыкается вокруг витков индуктора, образуя поток рассеивания. Уменьшить долю этого потока и увеличить полезный магнитный поток можно, если по аналоги с трансформатором внутрь индуктора вставить магнитопровод. Первая индукционная печь работала на промышленной частоте и была действительно очень похожа на трансформатор, отличаясь тем, что и первичная (индуктор), и вторичная (кольцо расплавленного металла) обмотки были расположены вокруг одного ярма сердечника. Усовершенствование конструкции печей с сердечником привело в дальнейшем к появлению печей с вертикальным закрытым каналом Отделение плавильного пространства от канала сделало эти печи более удобными в технологическом отношении и позволило питать их трехфазным током промышленной частоты. Эти печи могут потреблять более высокую удельную мощность и характеризуются высоким электрическим к. п. д. Наличие над каналами, в которых нагревается металл, большого объема относительно холодного металла обеспечивает низкий угар элементов, так как пары, образующиеся в каналах, конденсируются в зонах плавильного объема с более низкой температурой. Интенсивная циркуляция металла, вызываемая электромагнитными и тепловыми силами, ускоряет процесс плавки и обеспечивает получение металла однородного состава. Эти качества индукционной печи со стальным сердечником и закрытым каналом делают ее непревзойденным электрическим плавильным агрегатом. Однако широкое распространение этих печей ограничивается низкой стойкостью футеровки канала, работающей в очень тяжелых условиях. Печи этого типа не нашли применения для плавления черных металлов, требующих нагрева до высоких температур, но широко распространены в цветной металлургии, где не требуется нагревать расплав до таких высоких температур и важно обеспечить низкий угар дорогих цветных металлов. Их применяют для плавки меди, алюминия, никеля, магния, цинка и сплавов. В Италии, Швеции, США и некоторых других странах такие печи используют также для получения высококачественного чугуна в литейных цехах. В индукционных печах без сердечника переплавляемый металл загружается в тигель, установленный внутрь индуктора. Разместить замкнутый сердечник в этом случае невозможно, в связи с чем значительная часть магнитных силовых линий замыкается по воздуху, величина полезного магнитного потока мала, и для получения в металле необходимой э. д. с. необходимо увеличивать частоту питающего тока. Применение печей такого типа на первых порах сдерживалось отсутствием экономичных генераторов высокой частоты. Толчком к внедрению в широком масштабе индукционных тигельных печей послужило стремительное развитие радиотехники, в результате чего были созданы различные генераторы высокой и повышенной, частоты. Преимущества тигельных печей по сравнению с канальными связаны главным образом с отсутствием канала. Это значительно упрощает конструкцию печи, позволяет полностью сливать жидкий металл (в канальных печах часть жидкого металла необходимо оставлять для замыкания кольца в начале плавки), облегчает осмотр и ремонт поврежденных участков огнеупоров футеровки. Условия службы футеровки тигля значительно легче, чем футеровки канала. Это дает возможность выплавлять в тигельных печах более тугоплавкие металлы и от плавки к плавке менять состав металла, что особенно важно при производстве стали. Тем самым устраняются ограничения, делающие нецелесообразной плавку стали в индукционных канальных печах. Но сравнительно большое расстояние между индуктором и металлом в тигле вызывает появление значительной индуктивной мощности, снижающей общий cos ср. Для компенсации индуктивной мощности индукционные тигельные печи снабжают конденсаторными батареями наличие преобразователя частоты и конденсаторов существенно удорожает установку и ограничивает область применения таких печей. В них целесообразно плавить лишь металлы и сплавы, которые невозможно или неэкономично плавить в других агрегатах. Тигельные печи получили распространение в металлургии специальных сталей и сплавов. Их использование для этих целей связано с преимуществами индукционного нагрева, когда тепло выделяется в самом нагреваемом металле. Отсутствие концентрированного внешнего источника тепла позволяет получать стали и сплавы высокой степени чистоты, например по углероду и газам, обеспечивает высокое и стабильное усвоение легирующих добавок, что особенно важно при производстве сталей и сплавов с дорогими и редкими добавками. Электродинамическое движение металла гарантирует получение однородного сплава с точно заданным химическим составом. Кроме того, индукционные тигельные печи при небольших габаритах отличаются высокой производительностью, обеспечивают сравнительно легкие и гигиеничные условия труда, процесс плавления в них легко поддается регулированию в широких пределах. Основным технологическим недостатком индукционных печей всех типов является малая активность шлака, что затрудняет протекание физико-химических процессов между металлом и шлаком. Это обусловлено тем, что шлаки, отличающиеся высоким омическим сопротивлением, в основном нагреваются металлом путем теплопроводности. Поэтому шлаки холоднее металла, им свойственна высокая вязкость и вследствие этого они малоактивны. Номинальная емкость индукционных тигельных печей, предназначенных для выплавки стали на отечественных заводах, характеризуется следующим рядом: 0,06; 0,16; 0,25; 0,40; 0,60; 1,0; 1,6; 2,5; 4; 10; 16; 25; 40 и 60 т. Основы работы индукционной тигельной печи В индукционных печах можно переплавлять магнитную и немагнитную шихту. При плавлении немагнитной шихты ее разогрев осуществляется за счет джоулева тепла, выделяющегося при циркуляции в металле индуцируемых полем индуктора вихревых токов Фуко. Магнитные материалы нагреваются, кроме того, и за счет тепловых потерь при их перемагничивании, величина которых определяется шириной петли гистерезиса. Ферромагнитные свойства сохраняются, как известно, до точки Кюри (740—770° С). Рассмотрим нагрев немагнитных материалов. Для упрощения представим себе шихту в виде сплошного блока цилиндрической формы, помещенного внутрь индуктора. Поле, создаваемое соленоидом в зазоре между индуктором и цилиндром, образует цилиндрическую волну, падающую на поверхность цилиндра. Вектор напряженности магнитного поля в зазоре направлен вдоль оси цилиндра, а напряженность электрического поля направлена по касательной к поперечному сечению цилиндра. Проникающая внутрь цилиндра волна индуцирует вихревые токи прежде всего в поверхностном слое цилиндра. Эти токи циркулируют в плоскости витков индуктора в направлении, противоположном направлению тока индуктора. Токи образуют свое электромагнитное поле, также противоположное полю индуктора. Поэтому в более глубокие слои цилиндра поле индуктора проникает ослабленным и плотность тока, наводимого в более глубоких слоях, будет меньшей. Глубина проникновения тока — это условная величина, равная расстоянию от поверхности, на котором плотность тока уменьшается в е раз по сравнению с плотностью тока у поверхности (ее — основание натуральных логарифмов, равное 2,718). Глубина проникновения тока зависит от частоты изменения электромагнитного поля, удельного омического сопротивления и магнитной проницаемости материала. В начале плавки основное количество тепла выделяется в поверхностном слое, и он прогревается в первую очередь. Неравномерность прогрева можно наблюдать визуально, если в высокочастотный индуктор вставить массивный блок, например, из графита. С повышением температуры сопротивление металла увеличивается. Спустя некоторое время после начала нагрева сопротивление становится неодинаковым по сечению (максимум у поверхности), вследствие чего максимум плотности тока смещается от поверхности в глубь цилиндра. При этом в процесс прогрева вовлекаются все новые слои металла, увеличиваются глубина проникновения тока и мощность, передаваемая садке. Неравномерность распределения плотности тока по сечению нагреваемого цилиндра значительно ускоряет нагрев, так как позволяет последовательно концентрировать в отдельных слоях высокую мощность. Если бы сила тока распределялась по всему сечению равномерно, то плотность тока и концентрация тепла были бы незначительными и для прогрева металла потребовались бы во много раз более мощные источники питания печей. Поэтому при индукционном нагреве очень большое значение имеет соотношение между глубиной проникновения тока и сечением прогреваемого блока. Для одного и того же материала глубина проникновения тока зависит только от частоты, а это означает, что существует оптимальное соотношение между частотой и размерами твердой шихты, а также между частотой и диаметром тигля. Таким образом, для эффективного плавления одного и того же металла в индукционных печах разной емкости требуется различная частота питающего тока. Все закономерности справедливы не только для расплавленного металла, но и для каждого отдельного куска шихты, если под d2 понимать диаметр отдельного куска. Поэтому для достижения высокого значения электрического к. п. д. печи необходимо выдерживать определенные соотношения не только между частотой тока и диаметром тигля, но и между частотой тока в индукторе, размерами и формой кусков шихты. Однако при использовании любой шихты куски надо укладывать так, чтобы при этом получался максимальным объем активного слоя. В случае плавления магнитной шихты справедливы те же соотношения. Но в начальный период плавки магнитная шихта потребляет примерно на 40% больше мощности, чем немагнитная. При нагреве магнитной садки сильнее выражен и эффект неравномерного распределения плотности тока по сечению. Большая потребляемая мощность и более высокая концентрация тепла позволяют нагревать магнитную шихту с большей скоростью, чем немагнитную. С повышением температуры шихты ее магнитная проницаемость уменьшается, что приводит и к уменьшению скорости нагрева. Выше точки Кюри магнитные металлы нагреваются так же, как и немагнитные. После расплавления металл в индукционных тигельных печах находится в непрерывном движении. Движение металла вызывается действием ряда электродинамических эффектов, главным образом наличием отталкивающих усилий между проводниками с противоположным направлением токов (индуктором и садкой) и сжимающих усилий между проводниками с одинаковым направлением токов (между токопроводящими слоями садки). Электродинамические силы направлены радиально к оси цилиндра и создаваемое ими давление достигает максимума у оси цилиндра, на середине его высоты. Под действием электродинамических усилий жидкий металл вытесняется из области с высоким давлением в места с более низким давлением, т. е. вверх и вниз, в результате чего возникает циркуляция металла. Естественное электромагнитное перемешивание металла способствует выравниванию его температуры и состава по объему ванны и ускоряет плавку. Но при циркуляции по схеме на поверхности ванны образуется выпуклый мениск металла, шлак стекает к стенкам тигля и оголяет поверхность металла. Чтобы предотвратить это, приходится увеличивать расход шлакообразующих, что отрицательно отражается на технико-экономических показателях работы печи. Выпуклого мениска не получается, когда уровень металла в тигле находится выше индуктора. В этом случае циркуляция не выходит на поверхность, а вблизи поверхности возникают завихрения, создающие обратный мениск, и поверхность ванны становится почти плоской. Для получения плоской поверхности индуктор делают секционным, и после расплавления металла, когда подводимую мощность можно уменьшить, верхнюю секцию отключают. Уровень металла оказывается выше включенных витков индуктора, и мениск не образуется. Иногда интенсивность естественного перемешивания металла оказывается недостаточной для получения однородного состава. В этом случае целесообразно на время перемешивания переключить индуктор от источника питания током повышенной частоты к источнику питания током более низкой, например промышленной, частоты. При этом электродинамическое давление возрастает и усиливается циркуляция металла. Электрооборудование индукционных печей Электрическая цепь индукционных печей состоит из источника питания, соленоида и емкости. Соленоидом является индуктор печи, который относится одновременно и к ее механическому оборудованию. Поэтому конструкция индуктора будет рассмотрена позже. Источники питания. В зависимости от емкости и назначения индукционные тигельные печи питают токами различной частоты — от 500 до 1000000 Гц. Для промышленных печей емкостью от нескольких сот килограммов и до нескольких тонн наиболее часто используют токи частотой 500—10000 Гц, печи емкостью более 6 т могут питаться токами промышленной частоты (50 Гц), а небольшие промышленные и лабораторные печи требуют питания токами весьма большой частоты Источниками питания индукционных печей токами высокой частоты служат преобразователи частоты — высокочастотные генераторы. В настоящее время пользуются главным образом генераторами двух видов — ламповыми и машинными преобразователями. Генератором высокочастотных колебаний в ламповом преобразователе является колебательный контур, широко используемый также в радиопередающих и принимающих устройствах. Если к такому контуру, подвести напряжение и зарядить обкладки конденсатора, а затем замкнуть рубильник, то конденсатор начнет разряжаться и в контуре появится ток. При прохождении тока через индуктивность в момент его нарастания в ней создается запас энергии, противодействующий изменению силы тока. После разрядки конденсатора этот запас поддерживает ослабевающую силу тока в контуре, вследствие чего обкладки конденсатора вновь заряжаются, но при этом получают обратную полярность. Конденсатор вновь разряжается и в контуре периодически протекает ток одного или противоположного направления. Рис 1. Тигельная печь 1 - индуктор, 2 - тигель с металлом, 3 - магнитный поток Конструкция индукционной печи Индукционная тигельная печь состоит из основных элементов (индуктора, футеровки, каркаса, механизма наклона) и может быть оборудована дополнительными устройствами (крышкой с механизмом подъема и поворота, магнитопроводом или магнитным экраном, рабочей площадкой и др.)Рассмотрим конструкцию основных узлов индукционной тигельной печи. Индуктор предназначен для создания переменного магнитного поля необходимой напряженности. Помимо основного назначения, индуктор выполняет также роль крепления тигля, которое удерживает его от смещения при наклоне печи. Поскольку мощность, передаваемая садке печи, пропорциональна квадрату ампер-витков индуктора, целесообразно обеспечивать возможно большее число витков индуктора и пропускать через него токи большой силы. В среднем плотность тока в индукторе составляет около 20 А/мм2, а электрические потери в нем даже при изготовлении его из меди достигают 20—30%. Кроме того, индуктор дополнительно нагревается потоком тепла от тигля. Во избежание перегрева индуктор необходимо охлаждать. Сечение трубки выбирают так, чтобы толщина стенки примерно в 1,3 раза превышала глубину проникновения тока, сечение стенки при заданной силе тока обеспечивало плотность тока не более 20 А/мм2, а сечение отверстия трубки обеспечивало проход количества воды, необходимого для отвода тепла. Рисунок 2. Конструкция индукционной печи а - конструктивное оформление; 1 - индуктор, 2 - крепление витков индуктора, 3 - каркас, 4 - изоляция, 5 - подовая плита, 6 - тигель, 7 - цапфы, 8 - крышка б - футеровка тигля; 1 - подовая плита, 2 - тигель, 3 - воротник, 4 - сливной желоб, 5 - огнеупорная обмазка Наружный диаметр трубки при этом должен позволять разместить по высоте индуктора расчетное число витков. Индуктор изготовляют, как правило, из медной трубки круглого сечения. Иногда, однако, использование такой трубки невозможно, так как при этом нельзя выполнить изложенные выше требования. Поэтому в некоторых случаях приходится использовать неравно-стенные или профилированные трубки. Использование профилированных трубок целесообразнее и в связи с уменьшением магнитного потока рассеивания, достигаемого в этом случае в связи с возможностью уменьшения зазора между тиглем и витками индуктора. Иногда расчетное число витков оказывается настолько незначительным, что не позволяет плотно заполнить всю высоту индуктора. В этом случае индуктор целесообразно изготовлять двухсекдонным с удвоенным числом витков и параллельным соединением секций. Секции наматывают в противоположные стороны, так как [только в этом случае магнитные потоки секций складываются, на месте стыка секций напряжение крайних витков секций оказывается одинаковым и не требует усиленной Юляции. При одинаковом напряжении витков в месте стыка напряжение между витками было бы равно напряжению источника. На генераторной (подсоединяемой к источнику питания) секции делается несколько промежуточных отводов. Подключая разное число витков секции к источнику питания, точно, как в автотрансформаторе, повышать ,напряжение на индукторе выше номинальное напряжения источника питания и тем самым регулировать потребляемую печью мощность. Витки индуктора изолируют друг от друга стеклотканью с кремниеорганичеким лаком. Изолированные витки сжимаются плитами из изоляционного материала. В некоторых случаях каждый виток индуктора жестко крепят к изоляционным стойкам независимо от других витков. В этом случае изоляция витков не обязательна. Футеровка. Индуктор и помещаемый внутри него тигель устанавливают на подину, изготавливаемую из шамотных блоков, шамотных кирпичей или (на крупных печах) из жаропрочного бетона. На промышленных печах тигель, образующий плавильное пространство печи, изготавливают непосредственно в печи. Для этого собранный и установленный на подину индуктор закрепляют и внутреннюю его поверхность изолируют асбестом. Затем на подину насыпают порошкообразные огнеупорные материалы и пневматическими трамбовками уплотняют их слоями по 50—70 мм. На уплотненное днище устанавливают шаблон, сваренный из листовой углеродистой стали толщиной 2—3 мм и имеющий форму, повторяющую внутренние контуры тигля. В кольцевой зазор между шаблоном и индуктором засыпают порошки огнеупоров и уплотняют их такими же слоями. Футеровку выше верхнего витка индуктора выполняют из обожженного кирпича, так как обжечь этот участок тигля в печи очень трудно. Воротник и сливной желоб футеруют кирпичом и обмазывают огнеупорной обмазкой. Тигли для печей небольшой емкости можно изготавливать в пресс-формах и устанавливать в печь в готовом виде, засыпая зазор между тиглем и индуктором порошкообразными огнеупорами. Это значительно ускоряет замену футеровки, но трудно осуществимо при большой емкости тигля. Чтобы набивка тигля не создавала перебоев в работе крупных установок, их снабжают двумя печами и либо печь полностью заменяют после выхода из строя тигля, либо питание переключают на вторую печь. Футеровка индукционных тигельных печей работает в очень тяжелых условиях. Для получения возможно меньшего магнитного потока рассеивания толщина ее должна быть минимальной и при этом обеспечивать высокую механическую прочность, не растрескиваться при смене температур после слива металла и завалки холодной шихты, обладать высокой огнеупорностью и шлакоустойчивостью. Особенно жесткие требования предъявляют к огнеупорным материалам, используемым в печах высокой частоты. Помимо перечисленных требований, в огнеупорах для индукционных печей высокой частоты должны отсутствовать токопроводящие и магнитные примеси, так как частицы этих примесей в высокочастотном поле нагреваются, оплавляются и растворяют футеровку, приводя к прогоранию тигля. Футеровка индукционных печей может быть кислой или основной. Кислую футеровку изготовляют из кварцевого песка или кварцита и использует главным образом в литейных цехах машиностроительных заводов. Она дешевле основной футеровки, обладает более высокой термостойкостью, характеризуется меньшей тепло- и электропроводностью тиглей из кислых материалов. Срок службы длительнее. В то же время кислая футеровка восстанавливается многими элементами, входящими в состав легированной стали, и поэтому на металлургических заводах находит ограниченное применение. Для основной футеровки обычно применяют порошок магнезита, реже — порошок, полученный из отходов хромомагнезитовых кирпичей. В некоторых случаях для изготовления тиглей пользуются техническим глиноземом и цирконовым песком (цирконовым силикатом). В качестве связующих используют борную кислоту, буру, жидкое стекло, огнеупорную глину и другие вещества. Футеровку изготовляют из увлажненных или сухих материалов. Вновь изготовленный тигель должен быть просушен и обожжен, для чего проводят специальную обжиговую плавку. В тигель с шаблоном загружают чугун и медленно поднимают нагрузку до слабо-красного каления шаблона. Если футеровка изготовлена из увлажненных материалов, то печь сушат в течение 15—20 ч, при применении сухой массы время сушки уменьшают до нескольких часов, а затем нагрузку увеличивают и расплавляют чугун. При первой плавке в печь стремятся загрузить как можно больше чугуна с тем, чтобы обжечь тигель до высоты, превышающей обычный уровень металла. Чугун сильно перегревают, и расплав становится очень жидкотекучим и хорошо заполняет все неровности поверхности. После обжиговой плавки на внутренней поверхности тигля образуется тонкий (2—3 мм) рабочий слой спеченной футеровки. В дальнейшем толщина этого слоя постоянно увеличивается. Неспеченный слой набивки выполняет роль буфера, воспринимающего термические и механические нагрузки рабочего слоя. Когда футеровка спекается на всю толщину, тигель трескается и выходит из строя. Стойкость футеровки зависит от состава огнеупорной массы, частоты тока, режима работы и ряда других факторов. На печах с основным тиглем она достигает 40—100 плавок; стойкость кислых тиглей может быть значительно больше. Каркас является основой для крепления всех элементов печи. На печах большой емкости каркас заменяют сплошным кожухом. Элементы каркаса должны обладать большой прочностью и выдерживать значительные нагрузки. Поскольку каркас расположен в зоне сильного электромагнитного поля индуктора, он может при определенных условиях нагреваться почти так же, как сталь в тигле. Чтобы уменьшить потери на нагрев каркаса, необходимо ослабить наводимые в нем токи. Наиболее просто это достигается тем, что каркас разбивают на отдельные электроизолированные друг от друга элементы, и тогда его лучше изготовлять из немагнитных, а еще лучше — из неэлектропроводных материалов. Однако, поскольку наиболее доступным конструкционным материалом является сталь, каркас чаще всего изготовляют из стальных изолированных друг от друга частей. Иногда целесообразно снизить вблизи каркаса напряженность магнитного поля. Это может быть достигнута установкой между индуктором и каркасом магнитопроводов или магнитных экранов. Магнитопровод изготовляют в виде пакетов, набранных из листов электротехнической стали толщиной 0,2—0,5 мм и устанавливаемых по окружности между индуктором и каркасом. Вследствие более высокой магнитной проницаемости электротехнической стали по сравнению с воздухом магнитные силовые линии замыкаются по магнитопроводу и каркаса не достигают. Общее сечение магнитопровода выбирают таким, чтобы концентрация выделяющегося в нем тепла была невелика и он не нагревался. Это условие выполняется тогда, когда магнитопровод выполнен достаточно массивным. Часто масса магнитопровода заметно превосходит массу садки. Установка магнитопроводов, кроме того, усложняет конструкцию печи и обслуживание индуктора. По этим причинам они находят ограниченное применение. Более просты и компактны печи с электромагнитными экранами, изготавливаемыми в виде цилиндра из медного или алюминиевого листа и устанавливаемыми между индуктором и каркасом. Сущность экранирования каркаса заключается в том, что электромагнитные волны, исходящие от индуктора, наводят в экране токи, противоположные по направлению току индуктора. Эти токи создают поле, противоположное полю индуктора, и оно достигает каркаса значительно ослабленным. Для обеспечения небольших потерь в экране необходимо, чтобы его толщина минимум в 1,3 раза превышала глубину проникновения тока. Поэтому электромагнитные экраны наиболее целесообразно применять на установках высокой частоты. Для печей промышленной частоты толщина медного экрана должна быть не менее 1,3 см. Механизм наклона. Как и в дуговой печи этот механизм должен обеспечивать наклон для полного слива металла. В настоящее время применяют очень разнообразные механизмы. Для печей малой емкости используют механизмы, состоящие из лебедки с ручным или электромеханическим приводом и троса, перекинутого через блок. Более крупные печи наклоняют при помощи тельфера, сцепляя его крюк с серьгой, укрепленной на каркасе. Крупные печи оборудуют гидравлическим приводом наклона, в принципе аналогичным гидравлическому приводу наклона дуговых печей. Вращение печи осуществляется, как правило, вокруг цапф, ось которых проходит под носком печи. В некоторых случаях вращение начинается вокруг нижних цапф и осуществляется с большой скоростью, пока в гнездо не уложатся верхние цапфы. После этого печь поворачивается вокруг верхней пары цапф, но уже с меньшей скоростью (увеличивается радиус точки приложения сил). Крышка предназначена для уменьшения тепловых потерь излучением с поверхности расплава и поддержания температуры шлака на более высоком уровне. Последнее требование в некоторых случаях приобретает особенно важное значение, так как шлаки в индукционных печах нагреваются только за счет тепла металла. Однако учитывая, что при использовании индукционных печей, как правило, не ставится задача глубокого рафинирования металла шлаком, целесообразность усложнения конструкции печи в результате установки крышки представляется сомнительной, тем более, что ее можно применять лишь в очень ограниченное время после полного расплавления шихты. Поэтому крышка не является обязательным элементом конструкции индукционной тигельной печи. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПЛАВКИ СТАЛИ В ЭЛЕКТРОПЕЧАХ Теория жидкости в металлургии, шлаки Жидкость по степени порядка в расположении частиц и интенсивности их взаимодействия, а также по ряду других свойств занижает промежуточное положение между твердыми (кристаллическими) и газообразными телами. Однако строение жидкости изучено в значительно меньшей степени, а теория жидкого состояния существенно отстает в своем развитии от теорий газов и кристаллов. Это является следствием трудности определения структуры жидкости и создания теории жидкого состояния ввиду интенсивного взаимодействия частиц при их большой неупорядоченности. Теории газов и кристаллов в значительной мере разработаны вследствие того, что эти теории опираются соответственно на предельные состояния: бесконечное разряжение частиц при полной неупорядоченности (идеальный газ) или полное упорядочение частиц при большой плотности их распределения (идеальный кристалл). Для жидкости такой простой идеальной модели не существует и это чрезвычайно усложняет развитие теории жидкого состояния. Тем не менее исследования, среди которых особое значение имеют работы советских ученых Я. И. Френкеля, В. И. Данилова и др., В определенной степени позволяют описать строение и свойства жидкости, в частности жидкого металла. Напомним кратко известные данные о хорошо изученных характерных особенностях в строении и свойствах твердых металлов и газов. Твердые металлы имеют кристаллическое строение, при котором атомы или ионы расположены в определенном порядке в так называемых «узлах» кристаллической решетки. Порядок параметров этой решетки, т. е. расстояний между центрами атомов, характеризуется несколькими десятыми нанометра (несколькими ангстремами), что примерно соответствует диаметрам атомов. Поэтому валентные электроны, принадлежащие внешним оболочкам, в твердом металле коллективизируются и находятся под воздействием ряда атомов. Характерным для твердых тел является коллективное перемещение большого числа частиц под действием внешних сил. Для газов характерен полный беспорядок расположения частиц, которые находятся в хаотическом движении. Свободный пробег частиц и скорость их движения в газе значительно больше, чем в твердом теле. Энергия беспорядочного движения частиц составляет основную часть в полном запасе их энергии. Простейшими частицами идеального газа являются молекулы. Определенное сходство между жидкостью и газом (например, изотропность, способность занимать форму сосуда) привело к мнению, что жидкость представляет собой газ, уплотненный силами межчастичного взаимодействия, и что строение их идентично. Такое мнение получило широкое распространение, так как соответствовало теории Ван-дер-Ваальса, который в 1873 г. показал непрерывность перехода от жидкости к газу. Как известно, предложенное им уравнение приближенно применимо как к газу, так и к жидкости: (р + a/v2)*(v—b) = RT, где а — постоянная, учитывающая силы межмолекулярного взаимодействия; b — постоянная, учитывающая размеры молекул. Развитые на основе уравнения Ван-дер-Ваальса представления были перенесены и на жидкий металл. Однако сходство жидкостей с газами оказалось закономерным лишь при высоких температурах, близких к критической, и небольших давлениях, т. е. когда плотность жидкости мала по сравнению с плотностью твердого тела. При температурах, близких к температуре кристаллизации, а именно эта область состояний представляет интерес при изучении процессов производства стали, жидкость обнаруживает сходство с твердыми кристаллами. Это основывается на ряде опытных данных, из которых ниже приводятся следующие. Увеличение объема большинства металлов при плавлении незначительно и составляет 2,5—5%. Расстояния между частицами при этом увеличиваются всего на 0,8—1,6%. Это показывает, что при плавлении в жидком металле сохраняется некоторое сходство в расположении частиц в твердом металле. При плавлении мало изменяется и энергия взаимодействия между частицами, а также степень их беспорядочности. О первом обстоятельстве свидетельствует сравнительно небольшая теплота плавления. О втором малое изменение энтропии при плавлении, равное примерно 12,37 Дж/г-атом °С)[или 2 кал/(г-атом-°С) *. Атомные теплоемкости металлов незначительно изменяются при плавлении. Для твердых и жидких железа, марганца и никеля, например, они соответственно равны 41,87 и 34,15 (или 10,0 и 8,15); 146,5 и 46,0 (или 11,1 и 11,0); 35,8 и 35,8 Дж/(г-атом К) [или 8,55 1и 8,55 (кал/г-атом °С) ]. Следовательно, вблизи температуры плавления характер теплового движения частиц в кристаллах и жидкости одинаков, т. е. частицам жидкости свойственно преимущественно не поступательное движение, как в газах, а колебательное. Как и в твердом теле, частицы большую часть времени колеблются около положений равновесия. Тепловое движение в жидкости складывается из этих колебаний и относительно редких активизированных скачков из одного положения равновесия в другое. Как и твердые тела, жидкости могут разрушаться без значительного местного удлинения с образованием хрупкого излома. Это происходит в случае кратковременной нагрузки, когда период ее приложения меньше среднего времени оседлой жизни частиц, т. е. времени, в течение которого они колеблются около положений равновесия, а затем переходят в новое положение. Хрупкий излом жидкости наблюдался, например, при ударе копра о струю со скоростью 23 м/с. Фотосъемка показала, что отлетающие при ударе обломки жидкости имеют форму, характерную для хрупкого излома. Рентгеноструктурный анализ, некоторые результаты которого будут приведены ниже, показал, что при температуре, близкой к температуре кристаллизации, расположение частиц в жидкости в некоторой мере сходно с расположением их в кристаллах. Таким образом, имеющиеся экспериментальные данные свидетельствуют о том, что при небольшом перегреве сравнительно с температурой плавления жидкость сохраняет некоторые структурные особенности и свойства твердых тел. Они послужили основой для развития теории жидкого состояния. Как отмечалось, теория эта разработана пока недостаточно и единое мнение по некоторым важным ее вопросам отсутствует. Поэтому остановимся лишь на наиболее распространенных взглядах. Особое значение для наших представлений о жидком состоянии имеет теория Я. И. Френкеля, так называемая дырочная теория, получившая развитие в работах других исследователей. Согласно этой теории, при нагреве, тем более при плавлении, увеличение объема происходит не только в результате увеличения расстояния между частицами, но и главным образом в результате возникновения добавочных вакантных узлов — «дырок». Число этих дырок при нагреве металла увеличивается постепенно, а при плавлении — скачкообразно вследствие потери устойчивости в расположении частиц. Значительное увеличение числа дырок при плавлении вызывает правило Ричарда, резкое увеличение коэффициентов диффузии, осуществляемой через вакантные места, и повышение растворимости. Величина радиуса образующихся дырок или полостей равна примерно 0,1 нм (1 А), т. е. порядок этой величины такой же, как и у параметра решетки. Так как возникновение дырок или полостей равновероятно в любой группе частиц, они непрерывно появляются в одних местах и исчезают в других. Увеличение амплитуды колебаний частиц и расстояний между ними, а также образование большого числа дырок сильно искажают при плавлении правильное расположение атомов в пространственной решетке. При этом нарушается дальний порядок в расположении атомов, но сохраняется ближний порядок, т. е. характерное для кристаллов правильное расположение атомов в равновесных положениях в «узлах решетки» на некотором расстоянии от произвольно выбранного центрального атома. С учетом ближнего порядка строение жидкости иногда называют «квазикристаллическим» (от латинского квази — как будто). Ближний порядок распространяется на небольшие расстояния, оцениваемые примерно в 1—2 нм (10—20 А). С возрастанием расстояния от произвольно выбранного центрального атома возрастает степень неопределенности в относительном расположении более отдаленных атомов. Этот рост степени неопределенности обусловливается главным образом плотностно-геометрическим эффектом (см. ниже) и усиливается вследствие увеличения статистического разброса около положения равновесия, вызванного тепловыми колебаниями атомов. Плотностно-геометрический эффект легко представить себе на примере расположения твердых шаров в плоском сосуде, т. е. сосуде с однослойным их размещением. Если из сосуда с плотноуло-женными шарами убрать, допустим, один шар, порядок взаимного расположения их после встряхивания не изменится; это моделирует кристаллическое состояние. Но можно убрать такое число шаров, что после встряхивания будет наблюдаться лишь ближний порядок возле выбранного шара (6 шаров), а на расстоянии трех или более радиусов от этого шара ранее существовавший порядок может оказаться нарушенным, т. е. будет нарушен дальний порядок. Такой же эффект наблюдается в жидкости вследствие образования дырок. Рисунок 1. Кривая радиального распределения атомов в жидком алюминии Порядок распределения атомов, как и шаров в приведенном примере, можно описать радиальной функцией распределения. Для выяснения смысла кривых атомного распределения примем, что р (r) — число атомов в единице объема на расстоянии r от произвольно выбранного центрального атома. Тогда число атомов, расположенных между сферами с радиусом r и r + dr, будет равно р (r) Anr2dr. Если построить график в координатах Anr2dr (r) и r (см. рис.), то площадь ниже кривой между двумя любыми значениями r численно равна числу атомов, содержащихся в соответствующем объеме. Получаемая при рентгеноструктурном анализе кривая радиального распределения атомов осциллирует (колеблется) вокруг кривой средней плотности, сливаясь с ней на расстоянии около 1 нм (10 А). Это свидетельствует о том, что ближний порядок распространяется лишь на это небольшое расстояние от фиксированного атома. Свойства жидких сплавов железа При изучении кинетики протекания процессов производства стали особый интерес представляет форма существования отдельных элементов в жидких сплавах железа. Это связано с тем, что, скорость подвода компонентов к месту реакции, а также скорость самой реакции зависят от того, в какой форме они находятся в расплаве. Для определения формы существования элементов в жидком железе применяют различные методы. Одним из распространенных методов является термодинамический. Термодинамику, как известно, не интересует форма существования компонентов, участвующих в реакции. Однако, подбирая уравнения реакций и соответствующих констант равновесия, можно в некоторой мере оценить количество реагирующих атомов и предположить вероятную форму их существования. С этой целью в металлургия исследует обычно реакции, протекающие между разными фазами: металлом и газом; металлом и шлаком; двумя взаимно не растворимыми металлами. Каждый из этих методов имеет определенные преимущества и недостатки по сравнению с другими. Изучение реакции между металлом и газом наиболее просто, так как при этом можно легко контролировать равновесие и просто описывать полученные результаты. Однако изучение таких реакций применимо лишь к веществам, которые в условиях сталеплавильных процессов образуют газы. Наиболее близки к условиям производства стали процессы между металлом и шлаком, но недостаточность знаний о строении шлака часто затрудняет возможность составить суждение на основе полученных результатов. Распределение между двумя металлами вообще не происходит в условиях сталеплавильных процессов, однако, пользуясь принципом распределения, можно получить данные о природе некоторых жидких сплавов железа. В качестве примера приведем выполненное Г. Дерджем исследование формы существования углерода в жидком железе. С этой целью изучали распределение меди между железом и серебром, которые взаимно не растворяются. Следует отметить, что углерод почти не растворяется в серебре и не взаимодействует с медью. Опыты показали, что если рассматривать Fe, С и Сu как независимые частицы в жидком железе, то Ксu при данной температуре не является величиной постоянной и при содержаниях углерода в железе от 1,72 и 3,57% равно соответственно 0,234; 0,177 и 0,128. Если же принять, что углерод находится в железе в виде группировок (молекул) Fe3C, то величина Ксu сохраняет удовлетворительное постоянство и при указанных содержаниях углерода равно 0,234; 0,228 и 0,230 соответственно, т. е. не зависит от содержания углерода. Полученный результат объясняется тем, что если учитывать молекулы Fe3C, то число частиц в расплаве железа будет меньше, а атомная доля меди соответственно больше, чем при рассмотрении атомов железа и углерода как независимых частиц. Это естественно, так как при объединении каждый атом углерода связывает три атома железа и из четырех частиц получается одна. Наиболее вероятной комбинацией частиц С и Fe в железе являются группировки типа Fe3C. Аналогичные приемы нашли применение в теоретической металлургии. Интересную информацию о природе расплавов дает и другой метод исследования — анализ диаграмм состояния с использованием учения Н. С. Курнакова. Как известно, согласно этому учению, по форме кривых ликвидуса можно судить о возможности образования определенных соединений и их устойчивости в расплаве. Наличие острого максимума и сингулярной (особой) точки на нем свидетельствуют об образовании химического соединения, устойчивого ниже и выше температуры плавления; пологий максимум — об образовании соединения при затвердевании и малой устойчивости его в расплаве; скрытый максимум — о слабой устойчивости соединения еще в твердом сплаве при температуре ниже температуры плавления и о полной диссоциации его при плавлении. Ценные сведения о природе расплавов дает изучение его физических свойств. Примером этого являются описанные выше опыты по центрифугированию чугуна. Аналогичные опыты были проведены с другими сплавами. Важную информацию дает также определение вязкости, поверхностного натяжения, электропроводности и других свойств. Рассмотрим возможные формы существования некоторых примесей в жидком железе. Особый интерес представляет углерод, являющийся непременным компонентом всех сталей. Выше отмечалось, что соответственно термодинамическим исследованиям углерод находится в форме квазимолекул Fe3C. Но так как каждый атом углерода может быть равновероятно связан с любыми из ближайших соседних атомов железа, которые к тому же непрерывно меняются, можно предположить, что группировки Fe3C не устойчивы и обмениваются атомами с окружающим раствором. Число ближайших к атомам углерода атомов железа (координационное число) в расплаве можно оценить, если учесть тип образующегося раствора и предположить, что при плавлении сохраняется ближний порядок в расположении атомов. Атомы углерода располагаются в центрах или середине граней элементарных кубических ячеек, внедряясь в октаэдрических или тетраэдрических промежутках (порах) между атомами железа. Твердые растворы внедрения образуются, если отношение радиусов атомов растворенного вещества и растворителя не превышает 0,59. Отношение радиусов атомов углерода (0,824 А) и железа (1,26 А) равно 0,65, т. е. больше приведенного выше. Поэтому внедрение атомов углерода сопровождается искажением кристаллической решетки и увеличением свободного объема. Это подтверждается уменьшением плотности расплавов с повышением содержания углерода. Химическая активность примесей в жидкой стали Известные законы идеальных растворов оказываются не применимыми для реальных растворов, в которых энергия взаимодействия разноименных частиц не равна энергии взаимодействия частиц одноименных. В частности, для реальных растворов не выполняется закон действующих масс и константа равновесия зависит не только от температуры, но и от концентрации компонентов в растворе, т. е. не является действительной константой равновесия. Для учета отклонений растворов от идеального состояния концентрации в термодинамических уравнениях заменяют активностями. В приведенных уравнениях — химические потенциалы соответственно чистого растворителя, растворенного вещества при концентрации, равной единице, и вещества в стандартном состоянии; Ni Ci и ai — соответственно мольная доля, массовая концентрация и химическая активность примесей в жидкой стали. Следовательно,химическая активность примесей является формально введенной величиной, с помощью которой химический потенциал компонента реального раствора выражают так или Ci выражают химические потенциалы компонентов совершенных или разбавленных растворов. Упрощенно активностью можно назвать ту эффективную концентрацию, при которой реальный раствор приобретает термодинамические свойства идеального. Рис.1 Давление паров цинка над жидким сплавом цинк-медь Величина и характер отклонения коэффициента активности примесей зависят от выбора стандартного состояния. Непременным условием выбора такого состояния является применимость к раствору законов идеальных систем, т. е. возможность принять равным единице. Этим условиям удовлетворяют чистое вещество или разбавленный раствор, к которому применим закон Генри. Положительные отклонения от закона Генри (/ > 1) соответствуют отрицательным отклонениям от закона Рауля (/ < 1), и наоборот. Это наглядно видно на примере изменения упругости паров и соответственно активности. Упругость пара цинка, растворенного в меди (сплошная линия), изменяется не пропорционально концентрации, что означает, что раствор не идеальный. Однако при некоторых концентрациях законы идеальных систем применимы для этого раствора. При очень низких концентрациях цинка соблюдается закон Генри (упругость пара растворенного вещества пропорциональна его концентрации), а в правой части ее видно, что при высоких концентрациях цинка соблюдается закон Рауля (упругость пара вещества пропорциональна мольной доле его в растворе). Эти участки можно принять за стандартное состояние. Если за стандартное принять состояние чистого цинка, то в случае действия закона Рауля во всем интервале концентраций упругость его пара соответствовала бы верхней штриховой линии. Например, в мольной доле Zn — 0,5 упругость пара цинка равнялась бы 180 кПа (1,8 ат), а активность а = 1,8/4 = 0,45 (где 4 — упругость пара чистого цинка). В действительности упругость пара цинка при этой мольной доле равна 1,3, а фактическая активность аф = = 1,3/4 = 0,33. Если в качестве стандартного состояния принять 1 %-ный раствор, для которого р° = 1 кП, или 0,01 ат, то для идеального раствора, согласно закону Генри, упругость пара цинка изменялась бы соответственно нижней штриховой линии. При мольной доле цинка, равной 0,5%, Аид = 0,5/0,01 = 50, а Аф = 1,3/0,01 = 130. Следовательно, коэффициент активности при выборе этого стандартного состояния равен f = 130/50 = 2,6. Существует несколько способов определения коэффициентов активности веществ в растворе. Ниже рассматриваются некоторые из них: 1. Измерение упругости пара и сравнение ее с упругостью пара над раствором в стандартном состоянии, как это показано в приведенном выше примере. Этот метод может быть применен в случае, когда упругость паров одного из металла в растворе достаточно велика, и поэтому он не используется для изучения растворов на основе железа. 2. Определение равновесных концентраций компонентов в двух контактирующих несмешивающихся жидкостях. Метод применим, если известна активность вещества в одной из фаз. Для определения активности его в другой фазе используют закон Нернста—Шилова, согласно которому в условиях равновесия коэффициент распределения L вещества между такими фазами является величиной постоянной 3. Зная L и активность вещества в одной из фаз, можно найти активность его в другой фазе. Этот метод был использован для определения коэффициентов активности алюминия, кремния, меди по распределению их между жидкими железом и серебром. Его обычно применяют для определения активности компонентов шлака. 4. Изучение равновесия химической реакции с участием компонента, коэффициент активности которого необходимо узнать. Этим методом определили коэффициенты активности ряда представляющих особый интерес элементов (S, С, О) в жидкой стали. Рассмотрим его подробнее на примере раствора серы в жидком железе, изученного Дж. Чипменом. Над расплавленным железом при заданной температуре пропускали газовую смесь Н2 и H2S контролируемого состава до достижения равновесия реакции: Н2(Г) + [S] = H2S(г). Рис.2 Зависимость содержания серы в стали от состава газовой фазы В уравнении константы этой реакции известно было отношение парциальных давлений (оно задавалось и для данного опыта поддерживалось постоянным) и [% S] (определялось анализом). Не известны были величины самой константы и коэффициента активности серы в стали. Результаты исследования показали (рис. 2), что зависимость между (% S] и s/pH2 не прямолинейна, т. е. что отношение концентрации без учета коэффициента активности серы не является постоянным и изменяется с содержанием серы. Следовательно, раствор серы в стали не является идеальным, но при малых концентрациях серы он близок к идеальному. Поэтому бесконечно разбавленный раствор серы в железе можно принять за стандартное состояние и действительную величину константы равновесия найти по точке пересечения линии К с осью ординат, соответствующей 0% S. При этом s = 1 и К = К'- Зная величину действительной константы равновесия К и величину К' при любом содержании серы, можно найти коэффициент активности серы из соотношения К'/К. Подобным же образом были найдены значения коэффициентов активности углерода при изучении реакции [С] + СO2(г) = 2СO(г); К = Рсо Рсо2[%С]/с и активности кислорода при изучении реакции: [O] + Н2(Г)=Н2O(Г); К = рн2о Ри2 [% О] /О' 5.Определение электродвижущей силы элемента, электроды которого сделаны из металла с разным содержанием изучаемого элемента. В одном из электродов (электроде сравнения) активность этого элемента (a'i) должна быть известна. Поэтому желательно, чтобы содержание его было равно нулю или было бы очень малым. Например, при определении активности кислорода в железе по методу, разработанному В. И. Явойским с сотрудниками, в качестве электрода сравнения использовали насыщенное углеродом железо, в котором, как показали опыты, а0 была постоянной и составляла всего 0,00040—0,00043. Вторым электродом был исследуемый металл. Электроды помещали в ячейки, сделанные в магнезитовом огнеупорном блоке, который и служил в качестве твердого электролита. После расплавления стали в ячейках и нагрева до необходимой температуры в него вводили вольфрамовые токосъемники и измеряли э. д. с., по которой рассчитывали активность кислорода в исследуемом металле (а"о). 6. Определение коэффициента активности одного компонента бинарного раствора по известному коэффициенту активности другого. Рассмотренные выше методы определения коэффициентов химической активности примесей в жидкой стали применимы для исследования не только бинарных растворов, но и многокомпонентных систем. Рис.3 Влияние элементов на химическую активность серы в стали При введении в бинарный раствор третьего элемента он может оказывать значительное влияние на коэффициент активности другого элемента. Углерод особенно сильно повышает коэффициент активности серы в железе. Так, при содержании углерода 4,2%, что обычно характерно для передельных чугунов, lg /s = 0,55, a /s = 3,5. Не удивительно, что из чугуна легко удалять серу. Для определения коэффициентов химической активности веществ в многокомпонентных растворах необходимо учитывать влияние всех его компонентов. Их применение позволяет надежно вычислять константы равновесия и определять влияние третьего элемента на растворимость вещества в жидком железе. Определим, например, как влияют легирующие элементы на растворимость азота в стали 25Х2МФА. Примем, что эта сталь содержит 0,25% С; 0,22% Si; 0,65% Мn; 1,7% Сr; 0,25% Мо; 0,25% V. Влиянием малых концентраций Al, О, S и Р пренебрежем. Следовательно, коэффициент активности азота в стали 25Х2МФА равен 0,80, т. е. активность азота на 20% ниже, чем в чистом железе, а растворимость соответственно выше. Шлаки электросталеплавильных процессов Состав шлаков и диаграммы шлаковых систем Шлак представляет собой расплав окислов с некоторым количеством сульфидов, а в ряде случаев фторидов и является побочным продуктом плавки. Однако он играет очень важную роль в протекании процессов в дуговых сталеплавильных печах и оказывает существенное влияние на качество стали. В зависимости от состава шлак может быть окислительным или восстановительным по отношению к металлу и растворенным в нем примесям. Меняя состав шлака и соответственно химическую активность находящейся в нем закиси железа, можно регулировать окислительно-восстановительные процессы в ванне дуговой печи. В шлак могут переходить из металла вредные для стали примеси — сера и фосфор. Шлак защищает металл от насыщения азотом из печной атмосферы и поглощает из стали неметаллические включения. Шлак ограничивает интенсивность нагрева металла и уменьшает локальный перегрев его в области электрических дуг. В состав сталеплавильных шлаков входят окислы с различными химическим свойствами: основные — CaO, MgO, MnO, FeO и кислотные — SiO2, Р2O5, Al2O3, Fe2O3, Cr2O3. Указанные выше свойства у разных составляющих шлака существенно отличаются, в связи с чем, например, последние два окисла часто относят к амфотерным, так как в шлаковом расплаве в зависимости от условий они могут проявлять основные или кислотные свойства. Наиболее ярко выраженными основными свойствами в сталеплавильных шлаках обладает СаО, а кислотными свойствами — SiO2 и Р2O5. В зависимости от состава шлака и соответственно его физико-химических свойств различают два главных типа сталеплавильных шлаков: 1) кислые, в которых преобладает кремнезем (48—65%); 2) основные, в которых преобладают основные окислы и отношение концентраций % СаО/% SiO2 больше 1,5—1,6. В процессе плавки шлак образуется в результате действия следующих факторов: 1) окисления компонентов шихты (FeO, Si02, MnO, Cr203); 2) специальных добавок железной руды (Fe2O3, SiO2 и др.), восстановителя (С), шлакообразующих — извести (СаО), плавикового шпата (CaF2), шамота (SiO2, Аl2O3 и др.), песка (SiO2); 3) ошлакования огнеупорной футеровки печи (MgO, Аl2O3, SiO2). При кислом процессе формирование шлака происходит при активном взаимодействии образующихся при окислении расплава окислов железа, кремния и марганца с кремнеземом кварцитовой футеровки дуговой печи, а также с добавками песка, применяемого в качестве шлакообразующего материала. В результате такого взаимодействия получается шлак, насыщенный кремнеземом. Преобладающую часть кислых шлаков составляют три компонента — SiO2 + FeO + MnO, содержание которых в сумме составляет 85—95%, причем содержание кремнезема колеблется обычно в пределах 50—60%. Следовательно, кислый шлак представляет собой по существу железисто-марганцевый силикатный расплав с высоким содержанием кремнезема. Минералогический состав твердых шлаков кислого процесса хорошо изучен. Значительную часть их составляет SiO2 в виде кварца и тридимита. Кроме того, в шлаке имеются кристаллы родонита (MnO-SiO2), тефроита (2Mn0-Si02), фаялита (2FeO-SiO2) и кнебелита (FeO-MnO-SiO2). При обычных для сталеплавильных процессов температурах (1500— 1650° С) предел растворимости Si02 в железисто-марганцевом расплаве составляет 48—50%. Следовательно, кислые шлаки обычно насыщены кремнеземом и часть кремнезема может находиться в шлаке в виде мелких кристалликов, взвешенных в расплаве. Растворимость кремнезема в кислых шлаках повышается до 57% при введении в него 12% СаО. В условиях плавки содержание СаО составляет обычно 1—8%. При плавке в основной дуговой печи шлак формируется при взаимодействии образовавшегося при окислении металла расплава окислов FeO, SiO2 и МnО с известью и другими шлакообразующими. По ходу плавки состав и физико-химические свойства шлака существенно меняются: повышается концентрация главного основного окисла СаО в шлаке и обычно понижается содержание закиси железа. В затвердевших основных шлаках сталеплавильных процессов обнаружены минералы, которые можно объединить в следующие группы: силикаты: 2CaO-SiO2 — ортосиликат кальция; CaO-SiO2— волластонит; 2MgO-SiO2 — форстерит; СаО • MgO-SiO2 — монти-челлит; 2MgO-FeO-SiO2 — оливин и др.; шпинели: MgO-Al2O3 — шпинель; Fe3O4 — магнетит; 2СаО • Fe2O3 — феррит кальция; FeO • Сr2O3 — хромит; (Mg,Fe)О • (Al,Cr)2O3 — хромистая шпинель (пикотит); свободные окислы: СаО, FeO, MnO, MgO; фосфаты: ЗСаO-Р2O5; 4СаО-P2O6; 3FeO.P2O5; сульфиды: CaS, MnS. О возможности сохранения в жидком основном шлаке группировок, аналогичных указанным соединениям, можно в некоторой мере судить по диаграммам состояния. Рисунок 1. Диаграмма состояния кислых шлаковых систем (буквой "Ж" обозначена жидкость) а - SiO2-FeO, б - MnO-SiO2, в - FeSiO4-Mn2SiO4, г - FeO-SiO2-MnO В системе СаО—SiO2 линия ликвидуса имеет два явных максимума, соответствующих соединениям метасиликата кальция (CaO-SiO2) и ортосиликата (2CaO-SiO2). Следовательно, оба эти соединения плавятся конгруэнтно (конгруэнтный — совпадающий, т. е. остающийся неизменным при плавлении; инконгруэнтный — распадающийся при плавлении и устойчивый в жидком шлаке). Можно полагать, что в основном шлаке преобладает ортосиликат кальция не только вследствие повышенного содержания окиси кальция, но и ввиду более острого максимума на диаграмме состояния и более высокой температуры плавления 2CaO-SiO2 (2130° С) по сравнению с температурой плавления CaO-SiO2 (1544° С). В системе СаО—Al2O3 имеются два соединения, плавящихся конгруэнтно — 5СаO-3Al2O3 и СаO-Al2O3. Следовательно, оба эти соединения в виде квазимолекул могут быть в жидком шлаке при небольшом перегреве по отношению к температуре плавления. При изучении диаграмм состояния, имеющих наиболее важное значение для основного сталеплавильного процесса, видно, что в основных шлаках СаО повышает, a FeO, SiO2 и Al2O3 понижают температуру плавления. Поэтому для понижения температуры плавления шлака и повышения его жидкотекучести в ванну присаживают бой шамота (50—60% SiO2; 30—45% Al2O3), а при интенсификации процессов окисления присадками железной руды происходит разжижение шлака и быстрое растворение извести (ускоряемое и интенсивным перемешиванием при активном окислении углерода). На диаграммах состояния видно, что даже в тройных сплавах СаО—SiO2—FeO и СаО—Al2O3—SiO2 имеются большие области с температурой плавления до 1600° С. Эти шлаки, границы которых показаны линиями А Б, В Г, используются при основных сталеплавильных процессах. Однако реальные шлаки многокомпонентны и температура их плавления еще ниже, чем это следует из диаграмм тройных систем. Таблица 1. Химический состав основных шлаков, полученых в дуговых печах Наиболее сильно понижают температуру плавления и повышают жидкотекучесть присадки плавикового шпата. Он состоит преимущественно из CaF2 (90—95%), входящего в значительных количествах в состав флюсов, применяемых для образования шлака при электрошлаковом переплаве. Подбирая состав шлака, можно получать необходимые для протекания сталеплавильного процесса физико-химические свойства, в частности достаточно низкую температуру плавления. Теория жидких шлаков Строение расплавленных шлаков. Развитие теории строения жидких шлаков началось с представлений, которые исходили из предположения о молекулярной природе шлаковых расплавов. По этим представлениям, наиболее полно развитым в тридцатых годах Г. Шенком (Германия), окислы и их соединения находятся в расплаве в виде молекул, слабо связанных между собой. Ввиду малой величины этой связи ею пренебрегали и активности окислов и их соединений приравнивали соответствующим концентрациям. Однако выбор соединений, присутствующих в шлаке, был очень произвольным и часто основывался лишь на предположении, что подстановка выбранного вида соединений в уравнение закона действующих масс позволяла получать удовлетворительное постоянство константы равновесия данной реакции. Г. Шенк, например, считал, что основные сталеплавильные шлаки состоят главным образом из метасиликата кальция, ортосиликатов железа и марганца, феррита кальция и фосфата кальция. Первые три соединения оказываются частично диссоциированными на свободные окислы: CaО-SiО2 TlCaO + SiО2; 2FeО-SiО2 = 2FeO + SiО2; 2MgО-SiО3 = 2MgO + SiО2. феррит кальция оказывается диссоциированным и взаимодействует ж металлической фазой по реакции: 3СаО • Fe3О4 + Fe = ЗСаО + 4FeO. фосфат кальция 4СаО-Р2О5 не диссоциирует. Химическая активность окислов принималась равной концентрации окисла в свободном состоянии, т. е. не связанного в соединения. Так как окись кальция, например, связана в силикаты (CaO)SiО2 > фосфаты (СаО)Р2О6 и ферриты (CaO)Fe, концентрация «свободной» окиси кальция (СаО) равна разности между общей концентрацией (СаО) и связанной в соединения: (СаО)Св = (Са°) - (CaO)SiО2 - (СаО)Р2О6 - (CaO)Fe. Подобным же образом можно найти свободные концентрации, т. е. активности других окислов. Сделанный Г. Шенком выбор химических соединений в шлаке нельзя признать обоснованным. Согласно диаграмме состояния шлаковой системы СаО—SiО2, как отмечалось выше, с большим основанием можно было принять существование 2CaО-SiО2, а не CaО-SiО2. Можно было бы также принять существование соединений CaО-Fe2О3 и CaО-P2О5 вместо 3CaО-Fe3О4 и 4СаО-Р2О5 соответственно. Фото.1 Жидкий шлак Другие металлурги, поддерживающие по существу представления, развитые Г. Шенком, приняли существование в жидком шлаке других соединений. Например, Тейлор и Чипмац предположили существование ассоциированных молекул (2CaО-SiО2)2 и (СаО х SiО2)2. При таком написании они смогли объяснить высокие значения активности закиси железа в шлаковом расплаве системы СаО—FeO • SiО2 при повышенной мольной доле FeO вследствие уменьшения общего количества молекул в расплаве. Необходимость выбора своего структурного состава шлака для каждого типа процесса, не имея для этого достаточного основания, свидетельствует об ошибочности теории, принимающей молекулы за структурные единицы шлакового расплава. Молекулярной теории противоречат и экспериментальные данные. Рентгеноструктурные исследования показывают, что кристаллические окислы металлов, их силикаты, алюминаты, ферриты, фосфаты состоят не из молекул, а из ионов, расположенных в узлах кристаллической решетки. Например, соединение 2СаО SiО2 (Ca2SiО4) состоит из ионов Са2+ и SiO-, 3СаО Р2О5 (Са3 (РО4)г) — из ионов Са2+ и PO-. Нет оснований считать, что при плавлении и обычном незначительном перегреве сравнительно с температурой плавления в жидком шлаке из этих ионов образуются отдельные молекулы. И в шлаковом расплаве остаются ионы, но в жидкости они более подвижны и происходит электролитическая диссоциация соединений и перегруппировка ионов, переходящих из одних сочетаний в другие. Эти сочетания катионов и анионов соответствуют определенным химическим соединениям. Ионное строение жидкого шлака, модель которого создана главным образом трудами школы О. А. Есина и других советских ученых, подтверждается экспериментальными данными, касающимися электропроводности жидких шлаков, электролиза шлаков с выделением из них металла (например железа из расплава FeO—SiО2), возможностью построения гальванических элементов, электролитом в которых является твердый и жидкий шлак. Согласно ионной теории, в шлаковом расплаве, состоящем из катионов и анионов, преобладают ионные (гетерополярные) связи, возникающие при образовании взаимодействующих ионов противоположного знака. Наряду с этим в шлаке имеются ковалентные (гомеополярные) связи, возникающие при образовании электронных пар, общих для взаимодействующих атомов, с переходом их с «атомных орбит» на «молекулярные орбиты», охватывающие все ядра молекулы или другого комплекса атомов. В шлаке ковалентные связи имеются, например, при образовании комплексных анионов. В жидком шлаке при введении отдельных окислов, сульфидов и фторидов образуются следующие ионы: FeO = Fe2 + О2; СаО = Са2 + О2; МnО = Мn2 + О2; MgO = Mg2 + О2; SiО2 + 2О2 = SiО4; Аl2О3 + О2 = 2АlОг; P2O5 + 3O2 = 2PO3г; CaF2 = Са2 + 2F; Fe (Са, Мn) S = Fe2+ (Са2+, Мn2) + S2. О вероятности присутствия в шлаке тех или иных комплексных анионов судят по термодинамическим данным образования и устойчивости в расплаве соответствующих соединений, в частности по диаграммам состояния. Например, явные максимумы, соответствующие соединениям СаО Аl2О3 и 5СаО-3Аl2О3, свидетельствуют о том, что эти соединения плавятся конгруэнтно, и следовательно, присутствуют в расплаве. Поэтому в жидком основном шлаке имеются соответствующие сложные анионы: СаО-Аl2О3 = Са2 + 2АlО 5СаО • 3Аl2О3 - 5Са2 + 2Al3O5. Скрытый максимум, соответствующий соединению ЗСаОАl2О3 на f-диаграмме СаО—Аl2О3, свидетельствует о том, что это соединение плавится инконгруэнтно и присутствие аниона АlО3~ в жидком основном шлаке маловероятно. Учитывая ионную природу жидких шлаков, можно утверждать, что взаимодействие шлака с металлом имеет электрохимический характер. Это подтверждается возможностью построения гальванического элемента, электролитом в котором является расплавленный шлак, а электродами — жидкие чугун и сталь. Э. д. с. возникает вследствие существования скачка электрохимического потенциала на границе жидких фаз. Учитывая электрохимический характер взаимодействия между металлом и шлаком, распределение примесей между этими фазами можно описать, например, схематически реакциями: (Fe2+) = [Fe] - 2е; (Мn2+) - [Мn] - 2е; (О2-) = [О] + 2е; (S2-) = [S] + 2е - (2Fe3+) = 2 (Fe2+) - 2е; (РО3г) = [Р] + 4(О2-)-5. здесь е — электрон, приобретаемый или теряемый ионом. Здесь и далее, как обычно принято в технической литературе, квадратными скобками обозначены компоненты, растворенные в металле, а круглыми — в шлаке. Однако при любом отдельно взятом переходе из приведенных выше переходов нарушится электронейтральность обеих фаз. Рассмотрим, например, переход кислорода из шлака в металл, происходящий в окислительный период плавки. При этом будем, конечно, иметь в виду, что обратный переход вызовет обратный эффект. При переходе анионов кислорода в жидкое железо вследствие недостатка отрицательных ионов шлак зарядится положительно, а металл вследствие перехода вместе с кислородом избытка электронов — отрицательно. Так как избыточные заряды выталкиваются к поверхности, на границе сталь — шлак появится отрицательно заряженный слой металла и положительно заряженный слой шлака. Этот двойной электрический слой вызывает возникновение скачка электрического потенциала, тормозящего дальнейший переход анионов кислорода в жидкое железо. Поэтому заметный переход анионов кислорода из шлака в металл может происходить лишь в том случае, когда он не сопровождается увеличением плотности заряда обкладок двойного слоя и скачка потенциала. Это условие выполняется, если, например, одновременно с анионами в металл переходит эквивалентное по заряду количество катионов. Такому переходу способствует расположение двойного слоя: отрицательно заряженный слой металла притягивает катионы. Из имеющихся в шлаке катионов в металл будут переходить те, которые в ряду напряжений наименее отрицательны, т. е. наиболее благородны. В ванне дуговой сталеплавильной печи такими катионами являются катионы железа, а затем марганца. Следовательно, наиболее вероятным является переход из шлака в металл вместе с анионами также катионов железа и в определенных условиях катионов марганца. Переход катионов кальция и магния из шлака в металл невозможен, так как в ряду напряжений они значительно более отрицательны, чем железо, и будут им вытесняться, переходя в шлак. Соответственно изложенному одновременный переход анионов и катионов можно записать, например, в виде реакции: (Fe2+) = [ Fe ] — 2е (O2-) = [О] + 2е (Fe+) + (О2) = [Fe] + [О] и аналогично этому: (Fe2+) + (S2-) = [Fe] + [S]. Поступление определенных ионов из шлака в металл без возрастания электрического потенциала и плотности двойного электрического слоя возможно также путем одновременного перехода в противоположных направлениях анионов: [S] + 2e = (S2~) (О2-) - [О] + 2 [S] + (О2-) = (S2-) + [О] или катионов: [Мn] — 2е = (Мn2+) (Fe2+) = [Fe] — 2е ~[Мn] + (Fe2+) = [Fe] + (Мn2+) Восстановление трехвалентного железа до двухвалентного (окиси до закиси) может происходить с переходом анионов: 2(Fe3+) = 2 (Fe2+) — 2е или с переходом катионов и окислением металлического железа или марганца): 2(Fe3+) = 2 (Fe2+) — 2е [Fe] = [Fe2+) + 2е 2(Fe3+) + [Fe] = 3 (Fe2+)' таким образом, согласно ионной теории, через границу раздела металл — шлак переходят заряженные частицы. Такой переход зуществляется в результате одновременного перемещения частиц пo меньшей мере двух сортов. Происходящий при этом одновременной переход в одном направлении катионов и анионов можно, упрощая, записать в виде перехода соединений, наличие которых в шлаке ионная теория не отрицает. Напротив, как будет показано, эта теория предполагает наличие таких соединений в виде группировок ионов, вызывающих микронеоднородность шлака. Например, окислительная способность шлака, характеризуемая интенсивностью перехода кислорода из шлака в металл, определяется нe только общей концентрацией анионов кислорода в шлаке, но и концентрацией катионов Fe2+. Так как переход анионов О2- и катионов Fe2+ происходит одновременно, можно упрощенно записать (FeO) = [Fe] + [О]. Однако для определения ряда свойств расплава, в частности термодинамической активности (FeO), и описания механизма и кинетики окислительных процессов необходимо учитывать, что FeO в шлаке существует в виде ионов Fe2+ и О2-. Химические свойства шлаков - основность, окисленность шлака Среди химических свойств шлака наиболее важное значение для развития сталеплавильных процессов имеют основность и окислительная способность шлака. Основность шлака, определяющая избыток основных окислов над кислотными и имеющая смысл лишь для основных шлаков, характеризует способность шлака поглощать из металла серу и фосфор. Предложено несколько выражений основности шлака. Простейшим из них является отношение массовых концентраций окиси кальция и кремнезема (% CaO)/(% SiO2). Выраженная таким образом основность при всей простоте этого выражения довольно определенно характеризует химические свойства шлака, так как окись кальция наиболее сильный основной окисел, а кремнезем, обладая в шлаке отчетливо выраженными кислотными свойствами, среди кислых окислов существенно преобладает количественно. Выражение основности шлака через отношение (% CaO)/(% SiO2) нашло широкое применение в практике сталеплавильного производства. Оно оказывается часто достаточным и при выполнении исследовательских работ. Предложены также выражения основности шлака с учетом содержания пятиокиси фосфора, обладающей резко выраженными кислотными свойствами шлака. Эти выражения, однако, условны, так как основаны на предположении об образовании прочных и совсем недиссоциированных молекул силикатов и фосфатов. Для процессов металлургии стали они не имеют особого значения, так как шлаки электроплавки содержат мало P2O5 даже в окислительный период. Рисунок 1. Влияние основности шлака на коэффициент распределения вольфрама между металлом и шлаком С позиций современных представлений об ионной структуре жидких шлаков такое химическое свойство шлака как основность, следует выражать через концентрацию ионов кислорода. Однако приведенное выше уравнение для определения концентрации кислорода условно, так как оно применимо лишь в случае, когда в шлаке не образуется значительное число сложных комплексных анионов, т.е. для «совершенных ионных растворов». Химические свойства шлака - окислительная способность . Окислительная способность шлака характеризует скорость передачи кислорода металлу и соответственно скорость и возможную степень окисления примесей металлической ванны печи. В равновесии с основным шлаком содержание кислорода в жидком железе зависит от состава шлака, причем кривые постоянного содержания кислорода повторяют кривые изоактивности (постоянной активности) закиси железа. Линии изоактивностей закиси железа, не параллельны стороне (CaO + MgO)—(SiО2), т. е. эти изоактивности не постоянны при постоянном содержании (FeO). Для принятого содержания закиси железа в шлаке ее активность изменяется, достигая максимума при составах шлака, отвечающих образованию ортосиликата (Ca, Mg)2SiО4. Это соответствует основности, равной 2, при выражении ее в виде (CaO + MgО)/(SiО2). При увеличении или уменьшении основности активность закиси железа понижается вследствие повышения энергии связи ее с расплавом. При высокой основности шлака это является, по-видимому, результатом образования группировок типа феррита кальция (2CaO • Fe2О3), а при низкой основности — группировок типа силикатов. Лишь для кислых шлаков, содержащих около 40% и более SiO2 и до 10% FeO, линии изоактивности закиси железа почти параллельны. Следовательно, при расчете распределения кислорода между металлом и кислым шлаком можно пользоваться концентрациями закиси железа в шлаке, а не активностями. Физические свойства шлаков, вязкость Среди физических свойств шлака наиболее сильное влияние на скорость окисления примесей и переноса их в шлаке оказывает вязкость, т. е. свойство шлака сопротивляться течению или внутреннему сдвигу. Как известно, вязкость определяется соотношением: F=nS*(dw/dy) где F — сила, необходимая для создания между слоями площадью S градиента скорости dw/dy, n— коэффициент вязкости, н-с/м2, или пз (гс/см-с). Следовательно, величина вязкости определяется коэффициентом вязкости. Вязкость оказывает существенное влияние на скорость диффузии компонентов. В условиях, когда шлак неподвижен, справедливо уравнение n\D = const (где D — коэффициент скорости диффузии, см2/с). Следовательно, скорость диффузии обратно пропорциональна вязкости. В неспокойном шлаке с увеличением его вязкости уменьшается скорость массопереноса компонентов вследствие уменьшения интенсивности перемешивания. Вязкость шлака зависит от его температуры и состава. С увеличением температуры вязкость шлака уменьшается. Эта зависимость выражается уравнением: n = А exp (EnRT), где А — постоянная, характерная для данной жидкости; ехр — экспонент или показатель степени при основании е натурального логарифма (у = ехр записывают вместо Y = О) Еn — энергия активации вязкого течения. При температуре сталеплавильных процессов (1550—1650° С) основные шлаки характеризуются низкой вязкостью, составляющей 0,01—0,3 Н-с/м2 (0,1—Зпз) [отметим для сравнения, что вязкость воды при 20° С составляет 0,001 Н - с/м2 (0,01 пз), льняного масла 0,05 Н-с/м2 (0,5 пз), жидкой стали при 1600° С ~ 0,004 Н-с/м2 (~0,04 пз)]. Но с понижением температуры вязкость этих шлаков резко возрастает. Вязкость основных шлаков увеличивается с повышением содержания СаО и особенно MgO. Существенно повышается кажущаяся вязкость шлака при наличии в нем нерастворенных частиц размером 10-3 10-2 мм, вызывающих значительное увеличение внутреннего трения. В основном шлаке такими частицами могут быть кристаллы периклаза (MgO), извести, окислов хрома. Вязкость основных шлаков уменьшается при введении Fe2O3, SiO2, Аl2O3 и CaF2. Так как эти компоненты увеличивают растворимость СаО и MgO в шлаке, их присадка в шлак вызывает понижение и кажущейся вязкости. Наиболее сильный эффект понижения вязкости основного шлака наблюдается при введении в него плавикового шпата (CaF2). Этим широко пользуются при выплавке стали в дуговых печах и особенно при ЭШП. Как отмечалось, CaF2 является одним из главных компонентов большинства флюсов, применяемых для получения шлака при электрошлаковом переплаве. Рисунок 1. Зависимость вязкости шлака от температуры Влияние CaF2 на вязкость шлаков системы СаО—Аl2O3—CaF2 показано на рисунке, из которого видно, что обогащение расплава фтористым кальцием понижает вязкость шлаков. Увеличение содержания СаО в шлаке при неизменной доле Аl2O3 или увеличение содержания Аl2O3 при постоянной доле СаО вызывает увеличение вязкости. Вязкость кислых шлаков значительно выше вязкости основных шлаков и может превышать ее на целый порядок. Вязкость кислых шлаков существенно возрастает с повышением содержания кремнезема выше предела растворимости, когда он находится в шлаке в виде взвеси кристалликов. Понижается вязкость таких шлаков с повышением содержания в них СаО или окислов железа. Поэтому присадки в ванну кислой дуговой печи извести и железной руды вызывают повышение жидкоподвижности шлака и интенсификацию окислительных процессов. Электропроводность жидких шлаков не только представляет интерес для изучения их структуры, но и имеет значение для протекания процессов в электросталеплавильных агрегатах. Можно, например, отметить электрошлаковый переплав, при котором нагрев ванны происходит за счет тепла, выделяемого при прохождении тока через шлак. Электропроводность жидких шлаков может быть обусловлена движением электронов или ионов или одновременно теми и другими частицами. Ионная проводимость в отличие от электронной связана с массопереносом в расплаве и с развитием электродных реакций, т. е. электролизом. Это позволяет определять долю каждой из проводимости по результатам определения выхода по силе тока. Как известно, этот выход равен отношению фактически полученного при электролизе продукта к количеству его, отвечающему закону Фарадея. Шлаки сталеплавильных процессов обладают преимущественно ионной проводимостью. Значительная доля электронной проводимости бывает лишь при высоком содержании в шлаке закиси железа, для которой такой вид проводимости характерен. Влияние закиси железа на выход по силе тока и соответственно на характер проводимости железо-силикатного расплава по данным Г. Дерджа показано на рисунке. Из рисунка видно, что при повышении содержания кремнезема в шлаке более 10% происходит резкое увеличение выхода по силе тока, т. е. увеличивается доля ионной проводимости. Изменение характера и количества ионов определенного сорта может вызвать изменение проводимости. Поэтому электропроводность шлака изменяется с его составом. Известно, например, что частичная замена FeO или МnО в шлаке на СаО в расплавленных силикатах понижает их электропроводность. Это, по-видимому, объясняется меньшей подвижностью относительно крупных катионов Сам2+ по сравнению с Feм2+ и Мnм2+. Влияние состава на электропроводность шлаков системы СаО—Аl2O3—CaF2. представляющей особый интерес для электрошлакового переплава, видно на рисунке, где нанесены линии постоянной удельной электропроводности — изокондукты при 1600° С. Проводимость таких шлаков возрастает при обогащении расплавов фтористым кальцием. С повышением температуры электропроводность шлаков возрастает, причем зависимость эта имеет экспоненциальный характер: х = В ехр (EхRT), где В — постоянная, характерная для данного электролита; Ех—энергия активации. Важное значение для решения вопроса о структуре шлаковых расплавов и для процессов плавки имеет поверхностная энергия, которую на границе с газовой фазой обычно называют поверхностной энергией, а на границе с другой конденсированной фазой (металлом) — межфазным натяжением. Межфазное натяжение определяет возможность разделения или прилипания металла и шлака, поглощение шлаком неметаллических включений из металла, интенсивность поступления в металл кислорода, водорода из печной атмосферы. Рисунок 5. Влияния состава шлака СаО-Аl2O3-SiO2 на межфазное натяжение шлака на границе с жидким железом Поверхностное и межфазное натяжение шлака зависят от его состава. На рисунке приведен пример влияния состава шлака на межфазное натяжение шлака на границе с жидким железом по результатам исследования С. И. Попеля. Как видно из рисунка, повышение содержания Аl2О3 и СаО в расплаве СаО-Аl2O3-SiO2 вызывает повышение межфазного натяжения. Добавки к такому расплаву FeO и МnО вызывают существенное понижение межфазного натяжения. В общем можно отметить, что в сталеплавильных процессах межфазное натяжение шлака на границе с металлом очень велико, что делает малой величину адгезии, характеризуемой работой, которую необходимо затратить против сил сцепления двух соприкасающихся между собой жидкостей. Работа адгезии между металлом и шлаком обычно меньше работы когезии (работы против сил сцепления частиц в одной из фаз — для шлака WK = 2аш г). Это обеспечивает хорошее отделение металла от шлака. Большой величиной адгезии к стали (более 0,08 мДж/см2, или 800 эрг/см2) обладают лишь шлаки с повышенным содержанием СаС2 (4—6%) — карбидные шлаки. Как показали исследования С. И. Попеля, с повышением содержания СаС2 в шлаке адгезия его к стали увеличивается (особенно с повышением содержания в ней углерода), а когезия в шлаке убывает. Вследствие превышения адгезии фаз над когезией металл плохо отделяется от шлака и загрязняется окисными включениями. Реакции окисления и восстановления Окислительные процессы в электропечах Протекание окислительно-восстановительных процессов в электропечах имеет ряд особенностей по сравнению с другими способами сталеплавильного производства. При мартеновском процессе нагрев ванны осуществляется в результате сжигания топлива в рабочем пространстве печи. Для хорошей теплотехнической работы печи воздух вводят с избытком (5-15%), поэтому над ванной всегда бывает окислительная атмосфера. Окислительный характер печной атмосферы относительно металла определяется значительным перепадом давлений кислорода между этими фазами. Парциальное давление кислорода в атмосфере мартеновской печи составляет примерно 1 кПа (10-2 ат). В то же время упругость диссоциации закиси железа (равновесное парциальное давление кислорода реакции окисления железа до закиси) при 1600° С равна примерно 1 мПа (10-8 ат), а в углеродистой стали она еще ниже. Это создает условия непрерывного поступления кислорода из печной атмосферы в металл. Ввиду отмеченных обстоятельств мартеновское производство по своей природе является окислительным процессом, и в мартеновской ванне хорошо протекают реакции окисления примесей. Процессы, связанные с получением восстановительного шлака с низким содержанием закиси железа, в мартеновской печи затруднены из-за непрерывного поступления кислорода из печной атмосферы. Окислительным процессом по своей природе является и кислородно-конвертерное производство, которое развивается лишь при сосредоточенном подводе на поверхность металла кислорода, поступающего из расположенной над этой поверхностью фурмы со скоростью, близкой к скорости звука. В месте удара кислородной струи о металл возникает реакционная зона диаметром 300—400 мм с очень высокой температурой (порядка 2500° С) и большим избытком кислорода. Происходит интенсивное окисление железа с образованием железистого шлака с первых же минут продувки. При взаимодействии металла с этим шлаком происходит интенсивное окисление в нем примесей. Частично эти примеси окисляются и непосредственно газообразным кислородом. Окисление примесей металла при продувке является единственным источником тепла кислородно-конвертерного процесса. Поэтому нельзя получить восстановительный шлак и, следовательно, нельзя осуществить восстановительный период по ходу кислородно-конвертерного процесса. Выделение тепла в дуговых печах не требует подвода окислителей, и поэтому электроплавка в отличие от мартеновского и конвертерного процессов по своему характеру не является окислительным процессом. Более того, в дуговой печи в зоне горения дуг при высокой температуре и избытке углерода всегда имеется восстановительная атмосфера. Это позволяет успешно вести восстановительные процессы и затрудняет окисление примесей, которое происходит только при специальном введении в ванну окислителей. При поддержании в дуговой печи положительного давления, препятствующего подсосу воздуха, во всем объеме печи создается восстановительная атмосфера, содержание окиси углерода в которой составляет 60—70%. Благодаря этому обеспечиваются благоприятные условия для проведения восстановительного периода плавки с получением восстановительного шлака с низким содержанием закиси железа. Как будет показано ниже, наводка такого шлака в конце плавки позволяет уменьшить содержание в стали серы и окисных включений. Окисление металла за счет кислорода печной атмосферы в дуговых печах происходит в незначительной степени во время загрузки шихты и ее плавления, а также в окислительный период при подсосе воздуха через прозор при неполностью опущенной заслонке рабочего загрузочного окна. В основном же окисление примесей металла происходит за счет кислорода, поступающего из шлака или вводимого непосредственно в металл при продувке. Как отмечалось выше, переход кислорода из шлака в металл, т. е. окислительная способность шлака, определяется активностью растворенной в нем закиси железа, и такой переход может быть записан уравнением (FeO) = [Fe] + [О]. Следовательно, для интенсификации окислительных процессов в ванне необходимо поддерживать достаточно высокую концентрацию закиси железа в шлаке. Это достигается присадкой в шлак железной руды. При даче в ванну железной руды с нею вводится в шлак Fe2v3 (гематитовые руды) или Fe2v3 и FeO (Fe3O4 — магнетитовые руды), и в шлаке повышается содержание окиси железа Fe2v3. На границе раздела шлака с металлической ванной или с имеющимися в шлаке корольками железа окись железа восстанавливается до закиси: (Fe2O3) + [Fe] = 3 (FeO), которая затем частично переходит в металл. Таким образом, окислы железа, вводимые в шлак с железной рудой, являются источником кислорода, поступающего в металл и расходуемого на окисление примесей. Во время окислительного периода при подсосе воздуха и наличии в печи кислорода окислы железа являются также передатчиками кислорода из печной атмосферы в металл через шлак. В этом случае на поверхности раздела шлака с печной атмосферой происходит окисление закиси железа до окиси: 2(FeO)+O2 = (Fe2O3). Образовавшаяся окись железа восстанавливается затем на поверхности раздела металл—шлак до закиси, которая и переходит в металл. Таким образом, кислород поступает в металл, где в основном расходуется на окисление примесей. Для интенсификации окислительных процессов кислород подают в газообразном состоянии непосредственно в металл. Продувка металла кислородом осуществляется обычно с помощью водоохлаждаемой фурмы с несколькими отверстиями, расположенными под углом 15—40° к ее оси. Фурму вводят через специальное отверстие в своде и во время продувки опускают так, чтобы выходные отверстия находились на уровне 100—200 мм над уровнем шлака. Струя кислорода, подаваемого в фурму под давлением 1,0— 1,2 МПа (10—12 ат), внедряется в металл и в зоне внедрения на поверхности газовых струй и пузырей происходит окисление железа, протекающее по реакции [Fe] + O2(г) = 2 (FeO). Наряду с этим происходит непосредственно окисление примесей металла кислородом: [Si] + O2(г) = (SiO2); 2 [Mn] + O2(г) = 2 (МnO); 2[С] + O2(Г) = 2(СO); 2[Р] + 2,5O2(г) = (Р2O5). Образующаяся в зоне внедрения кислорода закись железа в значительной мере растворяется в металле, что можно выразить следующим образом (FeO) = [Fe] + [O]. В результате этого при продувке кислород переносится в объеме металла и окисление примесей происходит не только непосредственно в месте продувки, но и за счет растворенного в металле кислорода во всем объеме металлической ванны. По способности к окислению в условиях плавки стали в открытых печах примеси можно разделить на три группы: обладающие большим по сравнению с железом сродством к кислороду и полностью окисляющиеся в окислительный период плавки, к ним относятся кремний, титан, алюминий, бор, ванадий; обладающие меньшим по сравнению с железом сродством к кислороду и практически совсем не окисляющиеся — Ni, молибден, Сu, Co; обладающие сродством к кислороду, немного большим, чем железо, и ввиду низкой по сравнению с железом концентрации в металле окисляющиеся в большей или меньшей степени в зависимости от условий плавки — марганец, хром. Особое место занимает углерод, образующий газообразные продукты окисления. Окисление углерода в дуговых печах Процесс окисления углерода является важнейшим в плавке стали, оказывающий влияние на развитие других физических и химических процессов в ванне. Такое влияние связано с образованием большого количества газообразной окиси углерода, объем которой во много раз превышает объем металла, через который она проходит. При окислении каждой десятой процента C объем выделяющейся окиси углерода (при 1550° С) примерно в 100 раз больше объема металла. Выделение огромного количества окиси углерода, всплывающей в виде пузырьков через металл и шлак, вызывает интенсивное перемешивание каждой из этих фаз. Это усиливает массоперенос в металле и в шлаке, а также между этими фазами и увеличивает, таким образом, скорость конвективной диффузии растворенных в них компонентов и соответственно скорость реакций, лимитируемых диффузионными явлениями. Перемешивание интенсифицирует также конвективную теплопередачу в ванне и способствует лучшему усвоению ею тепла. Всплывающие пузырьки окиси углерода абсорбируют из металла растворенные в нем водород и азот и уносят эти газы из стали. Вызываемое всплывающими пузырьками перемешивание способствует удалению из стали неметаллических включений. Окисления углерода является сложным гетерогенным процессом, складывающимся из нескольких стадий. Если не рассматривать второстепенную для условий электроплавки стадию поступления кислорода из печной атмосферы и качать изучение процесса с рассмотрения взаимодействия металла со шлаком, то этот процесс можно считать состоящим из следующих стадий: конвективная диффузия закиси железа в толще шлака в направлении межфазной поверхности шлак—металл; переход кислорода (вместе с железом) в металл через границу раздела шлак—металл; конвективная диффузия кислорода в металле в месте развития химической реакции; протекание самой химической реакции в металле; зарождение новой газообразной фазы пузырьков окиси углерода, образующейся в результате реакции; удаление пузырьков окиси углерода из металла в печную атмосферу. Суммируя все эти стадии, процесс можно описать уравнением: [С] + (FeO) = [Fe] + СО(г). Большое влияние процесса окисления углерода на ход плавки вызывает значительный интерес к изучению кинетики этого процесса, т. е. определению лимитирующей стадии его развития. Если скорость одной из стадий значительно меньше каждой из остальных, то остальными слагаемыми можно пренебречь и считать, что скорость всего процесса примерно равна скорости этой самой медленной стадии, называемой лимитирующей. Если же скорости нескольких стадий близки по значениям, то все они должны быть учтены соответственно приведенному уравнению. Возникает вопрос, существует ли лимитирующая стадия при протекании процесса окисления углерода и, если имеется, то какая? Из распространенных теорий кинетики окисления C первой была так называемая химическая теория Шенка. Согласно развитым им представлениям, скорость окисления углерода определяется только скоростью самой химической реакции в металле, т. е. четвертой из перечисленных выше стадий, а также пятой, вследствие того, что окись углерода в железе не растворяется ([С] + [О] = СО(г)). Из этого был сделан практический вывод о том, что для уменьшения окисленности металла и соответственно улучшения его качества необходимо в конце процесса поддерживать малую скорость окисления C. Этот вывод послужил одной из основ при разработке технологии мартеновской плавки, где восстановительный период после окислительного отсутствует. Однако теория Шенка оказалась неверной, так как он исходил из неправильных представлений. Скорость химических реакций находится в экспоненциальной зависимости от температуры и с ее повышением резко возрастает. Как показал ряд исследований, при температурах даже на несколько сотен градусов ниже обычных для сталеплавильных процессов скорости химических реакций огромны и достигают скорости взрыва. Поэтому даже в газообразной и тем более в жидкой среде скорость процесса лимитируется скоростью диффузионного переноса реагирующих частиц. Экспоненциальная зависимость скорости процесса от температуры характерна не только для химических реакций, но и, в частности, для скорости диффузии. Однако энергия активации скоростей этих процессов различна и обычно составляет сотни и тысячи джоулей на моль (сотни тысяч кал/моль) для химических реакций десятки и сотни тысяч джоулей на моль (десятки тысяч кал/моль) для диффузии. Изучение процесса окисления углерода позволило различным исследователям найти величину энергии активации в пределах 60—170 кДж/моль (15—40 ккал/моль), что позволяет заключить, что лимитирующей стадией процесса является диффузионная. Диффузионными стадиями являются первые три из перечисленных выше. Ответ на вопрос о том, какая же из них является лимитирующей, также вытекает из установленной экспоненциальной зависимости. Скорость конвективной диффузии, которой являются первая и третья стадии, зависит главным образом от интенсивности перемешивания и лишь в незначительной мере косвенно зависит от температуры. Остается предположить, что лимитируется процесс окисления углерода второй стадией, т. е. переходом кислорода в металл через поверхность раздела шлак—металл. При этом вероятны по меньшей мере два толкования. Одно из них исходит из того, что переход элементов через поверхность металл—шлак можно отнести к молекулярной диффузии через неперемешиваемый слой, расположенный со стороны каждой из фаз на границе их раздела. Толщина такого слоя уменьшается с повышением интенсивности перемешивания и в условиях сталеплавильной ванны во время «кипения», вызванного окислением, со стороны металла она оценивается в 0,03—0,10 мм, а со стороны вязкого шлака несколько большей величиной. Величина энергии активации диффузии того же порядка, что и найденная для процесса окисления углерода. Другое толкование связывает трудность перехода кислорода из шлака в металл с «энергетическим барьером» на границе этих фаз, обусловленным различной энергией связи кислорода в металле и в шлаке. Это в некоторой мере подтверждается значительной затратой тепла для осуществления такого перехода. При температурах, свойственных сталеплавильным процессам, процесс протекает по уравнению: (FeO) = [Fe] + [О] = 115 кДж (27 460 кал). В связи с изменением энергии связи частиц для их перехода из металла в шлак необходима определенная энергия активации. Так или иначе, но с большой степенью вероятности можно утверждать, что лимитирующей стадией процесса окисления углерода является поступление кислорода в металл. Это подтверждается опытами и практикой сталеплавильного производства. В окислительный период плавки стали в дуговых и в мартеновских печах скорость окисления C увеличивается с увеличением удельной поверхности контакта металла и шлака (отнесенной к единице массы металла), т. е. с повышением интенсивности перехода кислорода в металл через межфазную границу. Для различных сталеплавильных агрегатов характерны разные скорости окисления углерода. При плавке в дуговых и в мартеновских печах она обычно колеблется в пределах 0,002—0,010% С/мин, а в кислородном конвертере 0,2—0,4% С/мин. Так как собственно химическая реакция во всех случаях протекает одинаково, можно заключить, что скорость окисления C определяется скоростью поступления кислорода в металл. Действительно, при всех используемых способах доставки кислорода в металл (присадки железной руды, продувка ванны кислородом) скорость окисления повышается пропорционально увеличению интенсивности доставки. При этом практически любая скорость введения кислорода в металл не вызывает существенного повышения его концентрации в стали; введенный кислород быстро взаимодействует с углеродом. Так как скорость взаимодействия C с кислородом в металле столь высока, что она значительно превышает скорость поступления кислорода, можно было ожидать, что химическая реакция в металле достигает равновесия. Однако, как будет показано дальше, это не совсем так: концентрации углерода и кислорода не совсем достигают равновесных. Такой результат можно объяснить тормозящим влиянием образования газообразной фазы (пятая стадия процесса обезуглероживания). Образование новой фазы связано с затратой энергии на преодоление сил поверхностного натяжения, причем возникновение пузырьков новой газообразной фазы возможно лишь в том случае, когда давление выделяющегося газа при протекании химической реакции не меньше внешнего давления на пузырек. Н. Н. Доброхотов показал, что важное значение при этом может иметь поверхностное натяжение и с его учетом необходимо рассчитывать общее давление, атмосферное давление; плотность металла и шлака; толщина слоя металла и шлака над пузырьком; поверхностное натяжение металла; радиус пузырька. С уменьшением радиуса пузырька увеличивается роль давления поверхностного натяжения (капиллярного давления). При малых размерах пузырька, имеющих место во время его образования, капиллярное давление достигает огромных величин. Рассчитаем, например, давление на пузырек окиси углерода, образующийся в жидкой стали. При этом пренебрежем атмосферным давлением и давлением слоя металла и шлака, сумма которых равна 120—140 кПа (1,2—1,4 кгс/см2), и определим лишь капиллярное давление на пузырек. Радиус такого пузырька в момент образования, согласно расчетам, равен примерно 10~7 см. Поверхностное натяжение а = 12 024-10-6 Н/см, или 12 024-10-6 кгс/см. Такое огромное давление на несколько порядков выше равновесного давления выделяемой при окислении углерода CO, которое равно 100—300 кПа (1—3 кгс/см2). Следовательно, зарождение пузырьков газообразной фазы в гомогенном металлическом расплаве чрезвычайно затруднено. Образование зародышей новой газообразной фазы в условиях выплавки стали происходит на межфазных поверхностях металла с подом и другими твердыми телами. Этому способствует скопление молекул газа на поверхности твердого тела, плохо смачиваемого насыщенной газом жидкостью, и наличие на твердой поверхности не заполненных металлом шероховатостей, пор и капилляров, размеры которых больше критических размеров пузырька, т. е. того радиуса, при котором капиллярное давление на пузырек не велико, и он может существовать в гомогенном металлическом расплаве. В указанных порах имеется уже газовая фаза, на которой и происходит окисление углерода с образованием CO. По мере развития реакции объем газа в поре увеличивается, и он в виде пузырька растет, выдаваясь в металл. При достижении некоторого размера, когда выталкивающая пузырек сила превышает прочность связи его с газом в пустоте, пузырек, имея уже радиус больше критического, всплывает. Окисление C на поверхности пода имеет важное значение, так как образующиеся при этом пузырьки окиси углерода при всплывании вызывают перемешивание всей толщи металла и шлака. Реакция окисления C продолжается и на поверхности всплывающих пузырьков, в которые переходит образующаяся CO, вызывая увеличение их размеров. Этому способствует поверхностная активность углерода и особенно кислорода, которые адсорбируются на поверхности пузырька. При определенных условиях окисление углерода может происходить и на поверхности раздела шлак—металл, т. е. в подшлаковом слое. Оно происходит, по-видимому, на поверхности плавающих в шлаке твердых частиц извести, доломита и наблюдается преимущественно в начале плавки, когда шлак относительно холодный и в нем много таких частиц. Подшлаковое окисление, вредное не в только потому что образующиеся пузырьки не перемешивают металл, но и потому, что эти пузырьки, не имея достаточной кинетической энергии (не разогнавшись) и имея обычно малые размеры, часто не проходят через шлак и, задерживаясь в нем, вызывают вспенивание. Это замедляет массоперенос в шлаке и уменьшает интенсивность развития реакции в сталеплавильной ванне. Содержание углерода и кислорода в металле в окислительный период плавки. Большая скорость химического взаимодействия C и кислорода в металле по сравнению со скоростью доставки кислорода позволяет при термодинамическом исследовании рассматривать отдельно саму химическую реакцию, которая независимо от скорости предыдущих стадий может достигать равновесия. Реакция окисления углерода в металле: [С] + [О] = СО(г), как показали исследования разных авторов, слабо экзотермичная (Н° = -35,62 кДж/моль, или —8500 кал/моль). Следовательно, равновесный состав участвующих в ней компонентов мало зависит от температуры. Зависимость равновесной концентрации кислорода в металле от концентрации C соответственно значению т — 0,0025 выражена кривой 1 на рисунке. Зависимость концентрации кислорода в металле от концентраций углерода по ходу окислительного периода плавки стали в дуговых печах изучалась рядом исследователей. Результаты, полученные Д. Я. Поволоцким с соавторами для печей разной емкости, приведены на рисунке. Рисунок 1. Зависимость концентрации кислорода в металле от концентраций углерода по ходу окислительного периода плавки Как видно из рисунка, в окислительный период плавки зависимость содержания кислорода в металле от содержания C имеет такой же характер, как и в условиях равновесия. Но по ходу окислительного периода содержание кислорода в металле все же выше равновесного с углеродом. Как отмечалось выше, это связано с необходимостью затраты определенной энергии на образование газообразной фазы CO, что требует некоторого пересыщения раствора реагирующими компонентами по сравнению с равновесными концентрациями. Окисление и восстановление кремния Si Окисление кремния в процессе плавки можно записать в виде реакции: [Si] + 2 (FeO) = 2 [Fe] + (SiO2), При плавке в основных дуговых печах образующийся кремнезем связывается в шлаке в прочные соединения типа силикатов, видимо, главным образом ортосиликата кальция 2CaОSiO2. Вследствие этого активность кремнезема в основном шлаке очень мала и при достаточно высокой активности закиси железа, характерной для периода плавления и окислительного периода плавки, окисление кремния проходит практически полностью. Более того, обычно окисление кремния Si полностью происходит во время плавления. Лишь в восстановительный период плавки в основных дуговых печах при понижении содержания закиси железа до величины менее 0,5% может происходить некоторое восстановление кремния, не превышающее 0,08—0,12%. Иначе дело обстоит при плавке в кислой печи, где наводится шлак с высоким содержанием кремнезема. Кислый шлак, как отмечалось, состоит преимущественно из трех окислов: SiO2, FeO, МnО. Рассмотрим для простоты бинарную систему SiO2—FeO; система SiO2—МnО аналогична и введение МnО качественно не изменит результат. Cтепень окисления кремния уменьшается, т. е. возможность восстановления кремния увеличивается с увеличением активности SiO2 в шлаке. Максимальная активность SiO2 достигается в том случае, когда образуется насыщенный им раствор, равновесный с твердым кремнеземом. В бинарной системе FeO—SiO2 предел насыщения достигается при составе, соответствующем линии ликвидуса, что при температурах сталеплавильного процесса составляет примерно 50% кремния. При таком содержании SiO2 активность его, как и твердого кремнезема, с которым раствор равновесен, равна единице. Вместе с тем при состоянии, соответствующем линии ликвидуса, достигается не только максимальная активность SiO2, но и минимальная активность закиси железа, которая полностью связана кремнеземом и не существует в «свободном» состоянии. При этом достигается минимальная окислительная способность шлака и создаются наиболее благоприятные условия для восстановления кремния. Высокая активность в кислом шлаке SiO2, содержание которого превышает 50%, и низкая активность закиси железа приводят к тому, что при кислом процессе окисление кремния проходит не полностью. К концу окислительного периода в результате повышения содержания кремнезема, который, находясь в шлаке частично в виде взвешенных кристалликов, повышает вязкость шлака и уменьшает интенсивность массопереноса к металлу закиси железа, а также в результате повышения температуры кремний даже восстанавливается и содержание его в стали повышается до 0,15—0,30%. Переход кремния в металл происходит не вследствие диссоциации SiO2, а главным образом в результате восстановления кремния его углеродом: SiO2 + 2 [С] = [Si] + 2СО(г). Реакция эта протекает на поверхности пода в результате участия материала футеровки печи. Окисление и восстановление марганца Такие процессы как окисление или восстановление марганца при производстве стали в дуговых печах происходит на границе раздела металла со шлаком: [Mn] + (FeO) = (MnO) + [Fe], G0 = -137,7 кДж (-32 900 кал). где концентрации (MnO) и (FeO) выражены в мольных долях или массовых процентах, а активность марганца, образующего с железом раствор, близкий к идеальному, принята равной его массовому содержанию. Исследования ряда авторов показали, что коэффициенты активностей закиси марганца и закиси железа равны единице лишь для шлаков, состоящих только из окислов марганца и железа. Для реальных сталеплавильных шлаков величина коэффициентов активностей отличается от единицы; не равно единице и отношение: МnО/FeO Закись марганца имеет в шлаке более выраженные основные свойства, чем закись железа. В кислых шлаках катионы марганца образуют с кремнекислородными анионами соединения, более прочные, чем катионы железа, и отношение MnO/FeO делается меньше единицы. В основных шлаках (CaO/SiO2 > 2), напротив, рост активности катионов марганца опережает рост активности катионов железа и отношение MnO/FeO делается больше единицы. Для реальных сталеплавильных шлаков отношение fmo/fpeo близко к единице лишь при основности шлака, равной примерно 2. При большей основности шлака отношение MnO/FеO равно 1,2—1,3. Эту величину и следует учитывать при определении константы равновесия марганца для условий окисления марганца при плавке стали в основных дуговых печах. B процессе плавки в дуговых печах реакция окисления марганца достигает равновесия. Cтепень окисления марганца в значительной мере зависит от температуры. При ее повышении равновесное содержание марганца в металле возрастает. Значительное восстановление марганца во время окислительного периода свидетельствует о «горячем» ходе процесса. Особенности окисления хрома Аналогично марганцу, окисление и восстановление хрома может идти по ходу плавки, в зависимости от состава шлака и температуры процесса. Реакция окисления (восстановления) хрома протекает на границе металл—шлак, и она может идти с образованием окиси хрома Cr2O3. В кислом шлаке хром находится преимущественно в виде закиси, и реакцию окисления для кислого процесса можно записать в виде уравнения: [Cr] + (FeO) = (CrO) + [Fe]; В основных шлаках среди окислов хрома преобладает Cr2O3, которая, обладая кислотными свойствами и связываясь с СаО, устойчива в таких шлаках. Поэтому при основном процессе преимущественно протекает следующая реакция окисления хрома: 2[Cr] + 3 (FeO) = (Cr2O3) + 3 [Fe], Следовательно, и при основном процессе коэффициент распределения хрома между металлом и шлаком, характеризующий степень окисления хрома, увеличивается с повышением содержания закиси железа в шлаке. Однако зависимость здесь более сложная, чем при кислом процессе. О действительной зависимости (% Cr)/[% Cr] от содержания в шлаке в основном процессе плавки стали в дуговых печах можно судить по данным рисунка, построенного по результатам экспериментальных исследований. Из рисунка усматривается явное влияние содержания закиси железа в шлаке на степень окисления хрома. Дефосфорация - окисление фосфора Фосфор является вредной примесью в стали, поскольку, находясь в ней, он придает ей хрупкость и сильно повышает склонность к хрупкому излому. Фосфор также повышает порог хладноломкости, т. е. температуру резкого падения ударной вязкости. Поэтому максимально допустимое содержание фосфора в стали ограничивают довольно низким пределом, который с учетом требований к металлу и возможностей дефосфорации составляет до 0,020—0,040%. Окисление фосфора (дефосфорацию) выразить стехиометрическим уравнением: 2 [Р] + 5 (FеО) + 4 (СаО) = (4СаО-Р2O5) + 5 [Fе], Чипмен и Винклер, изучавшие термодинамику окисления фосфора, заменили, как это часто делают, активности фосфора в металле концентрацией ввиду образования разбавленного раствора. Кроме того, они приняли, что для основных шлаков а4СаO-P2O5 пропорциональна мольной доле N4СаO-P2O5, а активность СаО определяли как мольную долю окиси кальция (NСаO'), не связанной кислотными окислами. Коэффициент распределения фосфора между шлаком и металлом, т. е. степень дефосфорации при постоянной температуре, увеличивается с повышением концентрации катионов железа и анионов кислорода в шлаке. Следовательно, дефосфорация происходит более полно с увеличением содержания в шлаке закиси железа (катионы Fе2+) и основных окислов (анионы 2-). Одинаково ли влияние всех основных окислов в шлаке на степень дефосфорации? На этот вопрос следует ответить отрицательно вследствие различия радиусов катионов и возникновения в результате различного взаимодействия их с анионами микронеоднородности шлака. Ион РО43-характеризуется большим радиусом (0,276 нм, или 2,76 а), близким к радиусу иона SiO44- (0,279 нм или 2,79 A), но меньшим отношением заряда к радиусу. Вследствие этого он еще менее устойчив в окружении катионов с относительно малым радиусом и концентрируется возле слабых катионов Са2+ . Поэтому повышение содержания катионов Са2+ вызывает увеличение устойчивости РО43- в шлаковом расплаве и понижает коэффициент активности fРО43- это вызывает увеличение коэффициента распределения фосфора между шлаком и металлом. Повышение содержания в шлаке кислотного окисла SiO2 вызывает уменьшение коэффициента распределения фосфора вследствие уменьшения концентрации анионов кислорода и в результате повышения коэффициента активности ионов РО43-, места которых кремнекислородные анионы частично занимают возле катионов Са2+. Таким образом, можно заключить, что дефосфорации способствуют повышение концентрации СаО и понижение концентрации SiO2, т. е. повышение основности шлака, а также повышение содержания FеО в шлаке. Однако катионы железа играют двоякую роль в процессе дефосфорации. Их положительная роль вытекает из того, что кислород может переходить из шлака и окислять фосфор лишь одновременно с компенсирующим переходом катионов железа из шлака в металл. Отрицательная роль катионов железа заключается в том, что в соседстве с ними ионы РО43- неустойчивы и соответственно активность их велика. Устойчивыми они делаются лишь при замене катионов железа катионами кальция. Следовательно, должно быть оптимальное соотношение между концентрациями СаО и FеО в шлаке, при котором степень дефосфорации максимальна. Исследования подтвердили наличие оптимального отношения (% СаО)/(% FеО) для процесса удаления фосфора из металла. Например, по данным, приведенным на рисунке, наибольшая степень дефосфорации достигается при величине этого отношения, равной примерно 3, и увеличивается с повышением основности шлака Необходимость избытка Основных окислов в шлаке делает дефосфорацию стали возможной лишь при плавке стали в основных печах и только в окислительный период, когда в шлаке достаточно высоко содержание закиси железа (катионов Fе2+). При понижении содержания FеО в шлаке, особенно в восстановительный период, происходит восстановление фосфора с переходом его в металл. Это вызывает необходимость удаления окислительного фосфорсодержащего шлака перед наводкой восстановительного шлака. В окислительный период плавки стали в дуговых печах реакция окисления фосфора обычно достигает равновесия и изменение состава шлака вызывает изменение в направлении реакции, которая соответственно новым условиям протекает в сторону окисления или в сторону восстановления. Количество шлака не является термодинамическим параметром и константой равновесия не учитывается. Однако очевидно, что при данном коэффициенте распределения (Р2О5)/[Р] с увеличением количества шлака увеличивается количество фосфора, перешедшего в шлак, т. е. понижается содержание фосфора в металле. На степень дефосфорации стали значительное влияние оказывает температура ванны. Как показали результаты исследований, с повышением температуры коэффициент распределения фосфора между шлаком увеличивается, т. е. степень дефосфорации металла уменьшается. Так как при выплавке стали система металл—шлак обычно достигает равновесия, такое влияние температуры проявляется и по ходу плавки. Рисунок 1. Зависимость коэффициента распределения фосфора от основности шлака (R = СаО/SiO2) и отношения (% СаО)/(% FeO) Сера в стали Cера в стали - красноломкость Сера в жидкой стали обладает неограниченной растворимостью и очень малой растворимостью в твердом состоянии. Как видно из рисунка, где приведен «железный» угол диаграммы состояния Fe—S для малых концентраций серы, предельная растворимость S в железе при 1365° С составляет 0,05%, а при 1000° С 0,013%. В альфа-железе растворимость серы ничтожна. Вследствие понижения растворимости во время кристаллизации стали и ее охлаждения сера выделяется из раствора в виде включений сульфидов FeS или оксисульфидов FeS-FeO. Выделение включений в конце затвердевания, когда имеются уже сформировавшиеся кристаллы, приводит к тому, что они располагаются по границам зерен, ослабляя их связь и ухудшая свойства металла. При комнатной и близких к ней температурах включения сульфидов понижают механические свойства стали, характеризующие пластичность (относительные сужение и удлинение) и ударную вязкость. В литом металле это влияние может проявляться во всех направлениях. В катаных или кованых стальных изделиях, где сульфидные включения вытянуты в виде строчек в направлении горячей пластической деформации, отрицательное влияние серы в стали проявляется лишь в направлении,поперечном к линии вытяжки в процессе этой деформации. Рисунок 1. Железный угол диаграммы Fe-S При температуре горячей обработки металла давлением (850—1200° С) сера в стали вызывает понижение технологической пластичности стали, называемое «красноломкостью» (потеря пластичности при температуре красного каления). Красноломкость проявляется в образовании рванин и трещин во время обработки давлением. Причиной возникновения красноломкости является оплавление оксисульфидов и сульфидов по границам зерен, вызывающее разрушение металла в процессе обработки давлением. Как видно из диаграммы, приведенной на рисунке, это может происходить при содержании серы в стали более 0,01%, т. е. тогда, когда оно выше предела растворимости в гама-железе. Степень влияния серы на свойства стали зависит от характера сульфидных включений и их расположения в металле, что определяется воздействием некоторых сульфидообразующих элементов, вводимых в сталь для раскисления. Раскисление будет подробно рассмотрено в следующем подразделе. Здесь же следует отметить лишь, что применяется оно для понижения содержания кислорода в металле. Рисунок 2. Типы сульфидов в литой стали, X 400 а — глобули окиси сульфидов, б — цепочки FeS и MnS, в — Al2S3 При раскислении стали марганцем и кремнием без алюминия или с небольшим количеством алюминия (до 0,006—0,02%) образуются сульфиды и преимущественно оксисульфиды в виде обособленных, беспорядочно разбросанных обычно крупных глобулей — I тип включений. При более полном раскислении (удалении кислорода) алюминием сульфидные включения выпадают в виде цепочек мелких глобулей или пленок — II тип включений. Критическое содержание алюминия, при котором образуются включения второго типа, составляет примерно 0,01—0,10% в малоуглеродистой стали и 0,005—0,020% в средне- и высокоуглеродистой. Дальнейшее увеличение количества вводимого в сталь алюминия приводит к образованию включений III типа, относительно крупных, обычно неправильной формы, беспорядочно расположенных в металле. Эти включения состоят из сульфидов алюминия, марганца и железа. Наиболее вредное влияние на механические свойства стали и склонность к красноломкости сера оказывает при образовании включений II типа. Влияние это меньше при образовании включений III типа и еще меньше при образовании включений I типа. Особое влияние на склонность к возникновению красноломкости оказывает марганец. В стали, не содержащей марганца, красноломкость возникает при очень малой концентрации S, критическая величина которой зависит от состава металла и условий деформации. Практикой металлургического производства установлено, что отношение концентраций марганца и серы, необходимое для получения высокой технологической пластичности металла, обеспечивающей горячую обработку давлением без возникновения красноломкости, равно 10—20 для стали с содержанием серы до 0,05%. Однако радикальным средством уменьшения вредного влияния серы на свойства стали является понижение ее содержания. Распределение серы между металлом и шлаком Понижение содержания серы в металле в процессе плавки происходит в результате перехода ее в шлак. Этот переход может быть - описан стехиометрическими уравнениями: [FeS] + (СаО) = (CaS) + (FeO); [FeS] + (MnO) = (MnS) + (FeO); [FeS] + (MgO) = (MgS) + (FeO). По этим уравнениям можно установить, что максимальная степень десульфурации достигается за счет окиси кальция в шлаке. Значительно меньшая степень десульфурации достигается за счет окиси марганца в шлаке, так как при NMnO = NCaO и той же концентрации окиси железа коэффициент распределения серы между шлаком и металлом примерно на порядок меньше. Совсем незначительна десульфурация окисью магния. Наряду с этим происходит распределение серы между металлом и шлаком: [FeS] - (FeS). Следовательно, десульфурация стали в процессе плавки происходит главным образом в результате распределения между металлом и шлаком и связывания окисью кальция в шлаке. Повышение содержания СаО в шлаке способствует более полному удалению серы из металла. Так как кремнезем связывает окись кальция, повышение его содержания ухудшает десульфурацию. Иными словами, можно сказать, что десульфурации способствует повышение основности шлака. Приведенная в уравнениях запись реакций десульфурации стали отражает лишь стехиометрические соотношения, и константы равновесия этих реакций носят формально термодинамический характер. Эта запись не отражает форму существования реагирующих частиц и не позволяет объяснить некоторые экспериментальные данные, например влияние содержания окиси железа в шлаке на степень десульфурации. Согласно современным представлениям об ионной структуре жидких шлаков, реакции десульфурации можно описать уравнениями: [Fe] + [S] = (Fe2+) + (S2-); [S] + (O2-) = (S2-) + [O]; Судя по последним двум уравнениям, увеличению коэффициента распределения серы между шлаком и металлом, т. е. степени десульфурации, способствуют понижение мольной доли анионов серы (NS2-) и повышение мольной доли анионов кислорода (NO2-) в шлаке. Оба эти условия выполняются с повышением содержания основных окислов в шлаке и с понижением содержания кислотных окислов. Действительно, согласно описанным выше представлениям о структуре ионов, составляющих основные сталеплавильные шлаки, при введении основных окислов в шлаке повышается концентрация анионов кислорода и увеличивается относительное (например на 100 г шлака) количество анионов. В случае введения кислотных окислов SiO2 или Р2O5 образуются сложные кремнекислородные или фосфоркислородные комплексы, на что расходуются анионы кислорода и что сопровождается уменьшением общего количества анионов. Что касается влияния на концентрацию анионов кислорода в шлаке, то все основные окислы (СаО, MnO, MgO, FeO) равноценны: 1 моль каждого из них вносит в шлак 1 моль ионов кислорода. Но спрашивается, равноценны ли они по способности к десульфурации? Нужно констатировать, что они не равноценны вследствие различия радиусов составляющих их катионов (имеющих одинаковый заряд). Анионы серы, характеризуемые при одинаковом заряде большим радиусом, чем анионы кислорода (rS2- = 0,174 нм, или 1,74 А; rO2- = 0,132 нм, или 1,32 А), концентрируются преимущественно возле крупных катионов кальция (rCa2+ = 0,106 нм, или 1,06 А) и в меньшей степени у катионов марганца (rMn2+ = 0,091 нм, или 0,91 А). Анионы же кислорода, напротив, концентрируются у катионов железа (rFe2+ = 0,083 нм или 0,83 А) и катионов магния (rMg2+ = 0,078 нм или 0,78 А). Следовательно, повышение содержания окиси кальция (катионов Ca2+) вызывает понижение коэффициента активности серы и повышение активности кислорода в шлаке, что, соответственно с двумя последними уравнениями в условиях равновесия, приводит к увеличению степени десульфурации. В меньшей мере влияет повышение содержания MnO в шлаке. Таким образом, десульфурации способствует главным образом повышение содержания СаО и понижение содержания SiO2 и Р2O5 в шлаке, т. е. повышение основности шлака. Сделанное заключение подтверждается экспериментальными данными, полученными как в лабораторных, так и производственных условиях Рисунок 1. Влияние основности шлака на коэффициент распределения серы между металлом и шлаком в окислительный период плавки в дуговых печах Своеобразно влияние содержания окиси железа в шлаке на коэффициент распределения серы между металлом и шлаком. Согласно результатам ряда исследований, при (FeO) до 2—3% наблюдается обратная пропорциональность между содержанием окиси железа и коэффициентом распределения серы; при дальнейшем повышении (FeO) такая зависимость не наблюдается. Эти результаты в виде графика приведены на рисунке 2, где мольная доля «свободных» оснований вычислена для восстановительных шлаков доменной плавки и электроплавки по уравнению: R = nСаО + 2/3nMgO — nSiO2 — nAl2O3, а для окислительных шлаков по уравнению: R = nСаО + nMgO + nMnO — 2nSiO2 4nР2O5 (где n — число молей в 100 г шлака). Такое своеобразное влияние окиси железа позволяет объяснить ионная теория шлаковых расплавов. Рисунок 2. Влияние содержания окиси железа в шлаке на коэффициент распределения серы при молярной доле «свободных» оснований: I — доменные шлаки; II — восстановительные шлаки электроплавки, III — окислительные шлаки электроплавки окись железа вносит в шлак катионы железа и анионы кислорода, которые оказывают противоположное действие на десульфурацию стали. Как отмечалось, повышение содержания (О2-) и, следовательно, увеличение общего числа анионов по двум последним уравнениям способствуют десульфурации. Повышение концентрации (Fe2+), согласно предпоследнему уравнению, напротив, ухудшает десульфурацию. При высоком содержании окиси железа в шлаке, когда велики концентрации и (О2-), и (Fe2+), с изменением этого содержания влияния анионов кислорода и катионов железа практически компенсируются. Если же содержание (FeO) низкое, то с его изменением концентрация (О2-) меняется незначительно, а концентрация (Fe2+) — очень существенно. Например, при увеличении (FeO) с 0,5 до 1,0% концентрация катионов (Fe2+) увеличится в два раза, а анионов (О2-) почти не изменится, так как они вносятся в шлак всеми основными окислами и в основном шлаке концентрация их велика. Поэтому при низком содержании окиси железа в шлаке резко проявляется его отрицательное влияние на коэффициент распределения серы между металлом и шлаком. Влияние состава стали на десульфурацию Рассматривая влияние состава металла на десульфурацию, следует главным образом остановиться на марганце, который при некоторых условиях может вызывать удаление серы в шлаковую фазу. Десульфурация марганцем может быть описана реакцией: [Mn] + [S] = (MnS) Если образующийся сульфид марганца выделяется в виде отдельной шлаковой фазы, т. е. (aMnS) = 1, а активность марганца и серы в металле заменить их процентным содержанием, то из уравнения получим: [% Mn][% Si] = К Это уравнение было исследовано различными авторами, данные которых приведены в таблице. Из таблицы видно, что произведение равновесных концентраций марганца и серы в металле уменьшается с понижением температуры, что по принципу Ле-Шателье можно объяснить экзотермичностью реакции десульфурации марганцем. Кроме того, значение равновесного произведения [% Mn] [% S] значительно меньше для чугуна, чем для стали, что объясняется различными коэффициентами активности серы в этих сплавах и свидетельствует о необходимости учитывать при расчете константы равновесия активность серы, а не ее концентрацию. Таблица 1. Влияние температуры и состава металла на произведение концентраций В жидкой стали вследствие относительно малых концентраций углерода и кремния активность серы меньше, чем в чугуне, и поэтому больше величина произведения [% Mn] [% Si], необходимая для образования сульфида марганца с выделением серы из металла. К тому же температура сталеплавильных процессов очень высока и обычно превышает 1550—1600° С. В связи с этим в процессе плавки и выпуска металла в ковш и выдержки в ковше десульфурация стали марганцем происходить не может. Взаимодействие марганца и серы с выделением включений сульфида марганца происходит во время кристаллизации стали. Этому способствуют охлаждение металла до температуры, сначала соответствующей линии ликвидуса, а затем и солидуса, а также значительное увеличение содержания серы в маточном растворе. Последнее связано с очень малой растворимостью серы в твердом металле и обусловленной этим высокой степенью ликвации. В процессе кристаллизации сера остается в маточном растворе, где содержание ее может повыситься в десятки раз. Когда оно превышает равновесное с марганцем, начинается образование включений сульфида марганца, которые выделяются но границам образовавшихся уже зерен металла. Из элементов, вводимых в металл, роль десульфураторов жидкой стали могут играть редкоземельные металлы (церий, лантан, празеодим и др.). Они обладают высоким сродством к сере и связывают ее в сульфиды (Ce2S3, La2S3 и др.) еще в жидкой стали до начала кристаллизации. Эти сульфидные включения удаляются из металла в результате всплывания и переноса с потоками жидкой стали к межфазным поверхностям, где они задерживаются. Внепечная десульфурация стали В дуговых печах в окислительный период трудно достичь высокой степени десульфурации стали, так как коэффициент распределения серы между шлаком и металлом обычно не превышает 7—8 и для получения очень низкого содержания серы в стали (менее 0,010—0,015%) потребовалось бы многократное скачивание шлака. В восстановительный период при плавке под высокоосновным шлаком с низким содержанием FeO можно получить сталь с низким содержанием серы. Однако вследствие малой скорости диффузии серы в системе металл—шлак при отсутствии интенсивности перемешивания ванны, вызываемого в окислительный период окислением углерода, процесс этот протекает медленно и отрицательно сказывается на производительности печей. Большой интерес поэтому представляет внепечная десульфурация стали. Внепечную десульфурацию металла можно осуществлять, обрабатывая его в ковше во время выпуска плавки. Основной особенностью десульфурации стали в ковше является создание большой поверхности контакта металла и шлака с хорошими десульфурирующими свойствами. В результате создания большой поверхности контакта реакции, протекающие медленно в печи, заменяются очень быстрыми реакциями, происходящими в ковше. Обрабатывать металл при сливе в ковш можно твердыми порошкообразными материалами и жидкими синтетическими шлаками. Однако обработка твердыми материалами и их смесями (известь, плавиковый шпат, сода и др.) дает эффект только при десульфурации чугуна, в котором активность серы значительно выше, чем в стали. При обработке в ковше твердыми материалами жидкой стали заметной десульфурации обычно не наблюдается. Исключение составляют лишь некоторые стали с высоким содержанием кремния, повышающего активность серы. К этим сталям относится, например, трансформаторная с содержанием кремния примерно 3%. Хорошие результаты десульфурации стали дает обработка (рафинирование) металла в ковше жидким синтетическим шлаком. Предложенное еще в двадцатых годах советским инженером А. С. Точинским, а затем Р. Перреном (Франция) такое рафинирование было в достаточной мере разработано и широко внедрено в производство лишь советскими учеными и производственниками, начавшими промышленные опыты в 1958 г. при выплавке стали в дуговых печах. Для десульфурации применяется известково-глиноземистый шлак, содержащий 52—55% СаО; 40—46% Al2O3; 3,5% SiO2; 0,5% FeO; = 3% MgO. Расход шлака составляет 4—6% от массы металла. Нагретый до 1650—1750° С шлак заливают в сталеразливочный ковш за несколько минут до выпуска плавки. Во время выпуска сталь, падая в жидкий шлак с высоты 5—1,5 м, разбивается на мелкие капли, вследствие чего образуется огромная поверхность контакта металла со шлаком, превышающая поверхность в дуговой печи в тысячи раз. На этой поверхности быстро протекают процессы рафинирования, в частности десульфурации стали. Известково-глиноземистый синтетический шлак, содержащий большое количество СаО и малое SiO2 и FeO, обладает высокой десульфурирующей способностью. Поскольку к тому же при обработке в ковше между металлом и шлаком возникает огромная поверхность контакта и реакция десульфурации приближается к равновесию, коэффициент распределения (S)/[S] достигает величины 150-180, т. е. значительно большей, чем при плавке в дуговой печи. Это позволяет понижать содержание серы в стали на 50—80% и получать готовый металл, содержащий 0,005—0,008% S. Это является важной особенностью рафинирования синтетическим шлаком, обеспечивающей существенное улучшение качества стали. Интенсивная десульфурация, а также описанное в следующем подразделе удаление кислорода из металла в процессе обработки синтетическим шлаком позволяют упростить технологию плавки, перенося эти операции в ковш. Раскисление стали Способы раскисления стали Раскисление стали - в процессе выплавки стали в дуговых печах металл содержит некоторое количество кислорода. Содержание его, как было показано выше, зависит от содержания в металле углерода. Во время кристаллизации в изложницах или формах взаимодействие углерода с кислородом продолжается и даже усиливается вследствие ликвации кислорода, т. е. повышения содержания его в маточном растворе из-за малой растворимости в твердом металле. Это приводит к образованию газообразной окиси углерода и эффекту кипения. Если такое кипение происходит очень интенсивно, металл поднимается («вскипает»), затем опускается и слиток или отливка получаются не плотными, с газовой пористостью и непригодными для использования. Для получения качественного слитка кипение необходимо регулировать или совсем предотвратить. В первом случае получаемую сталь называют кипящей, во втором — спокойной. Понижение содержания кислорода в стали или связывание его в достаточно прочные соединения называют раскислением стали. Наиболее распространенным способом удаления кислорода стали служит глубинное (осаждающее) раскисление. Применяется оно при выплавке стали во всех сталеплавильных агрегатах и осуществляется присадкой в металл (поэтому «глубинное») элементов, связывающих кислород в достаточно прочные окислы. Более или менее полное удаление образовавшихся окисных включений — продуктов раскисления происходит в результате их осаждения — всплывания или выноса потоками металла и перехода в шлак или на твердые межфазные поверхности. Вторым способом раскисления стали служит диффузионное раскисление, происходящее в результате развития диффузионных процессов между металлом и шлаком, содержащим менее 1 % FeO. Такой шлак может быть восстановителем по отношению к металлу и понижать в нем содержание кислорода. Третий способ раскисления стали заключается в обработке стали вакуумом. Основан он на том, что в вакууме понижается равновесное с углеродом содержание кислорода. Рассмотрим подробнее процессы, протекающие при удалении кислорода, уделив основное внимание глубинному раскислению. Взаимодействие раскислителей с кислородом. При глубинном раскислении в металл вводят элементы раскислители, образующие при данных термодинамических условиях (составе, температуре, давлении) окислы, более прочные, чем FeO, и нерастворимые в стали. При необходимости получения спокойной стали элемент раскислитель должен обладать в данных условиях большим сродством к кислороду не только по сравнению с железом, но и с углеродом для того, чтобы исключить возможность развития реакции обезуглероживания и образования пузырьков СО. Взаимодействие раскислителя (R) с кислородом в металле в общем виде можно записать реакцией: m[R] + n[O] = RmOn (1 58) Константа равновесия характеризует раскислительную способность элемента. Часто, пренебрегая коэффициентами активностей, ее записывают в виде уравнения (60), выражая раскислительную способность произведением концентраций, а не активностей: K'R = [%R]m[%O]n. (2 60) Если пренебрежение коэффициентом активности кислорода в бинарном сплаве Fe-О при низких его концентрациях оправдано, то это далеко не всегда допустимо в случае введения в металл раскислителей. Как видно из таблицы 1, где приведены параметры взаимодействия элементов в жидком железе, такие металлы, как алюминий, титан, кремний, являющиеся элементами которые удаляют кислород из стали, вызывают понижение коэффициента активности кислорода. В меньшей мере понижение вызывается такими раскислителями, как марганец и хром. Характерно, однако, то, что все раскислители вызывают понижение активности кислорода в металле. Это вполне закономерно, так как энергия взаимодействия раскислителей с кислородом больше, чем энергия взаимодействия железа с кислородом. Следовательно, раскислители не только связывают часть кислорода в соединения, выделяемые в виде окисных включений, но также вызывают понижение активности оставшегося в растворе кислорода. Данные о раскислительной способности элементов, применяемых для удаления кислорода из стали, приведены на рисунке. При их выборе по мере возможности учитывали образование разных продуктов реакций при разном содержании раскислителя и кислорода. Здесь же штриховой линией нанесено содержание кислорода в зависимости от содержания углерода по ходу плавки перед раскислением. В процессе производства стали раскислять металл, предотвращая реакцию окисления углерода, могут кремний и все расположенные ниже элементы (см. рисунок), наиболее сильными раскислителями из которых являются редкоземельные металлы — церий и лантан. Однако раскислительная способность кремния лишь немного ниже, чем углерода, а степень ликвации углерода значительно выше. Поэтому, как отмечалось, раскисляя одним кремнием, получить здоровый слиток спокойной стали нельзя; интенсивная ликвация углерода приводит к взаимодействию его с кислородом с выделением пузырьков окиси углерода. Для получения плотного слитка необходимо применять и более сильные раскислители, чем кремний. Из таких раскислителей наибольшее применение получил алюминий. Элементы, расположенные выше углерода (см. рисунок), характеризуемые, следовательно, меньшей раскислительной способностью, не могут предотвратить реакцию окисления углерода. Однако в процессе кристаллизации малоуглеродистой стали при низкой температуре жидкого металла они взаимодействуют с кислородом, уменьшая интенсивность окисления углерода. Это используется при производстве кипящей стали, куда для регулирования кипения обычно вводят марганец, а иногда — ванадий. На рисунке приведена раскислительная способность элементов при раздельном их применении. Как было показано, при совместном введении одни элементы могут влиять на раскислительную способность других. Это и происходит в практических условиях производства спокойной стали, которую раскисляют с целью получения достаточно низкого содержания кислорода в металле и неметаллических включений, наиболее подходящих для их удаления из стали и влияния на ее свойства. В качестве раскислителя, кроме веществ, указанных на рисунке, нередко применяют кальций. Он обладает очень большой раскислительной способностью. По расчетам при давлении паров кальция, равном 100 кПа (1 ат), равновесное содержание кислорода составляет 10~ 8%. Однако равновесие между кальцием и кислородом не может быть достигнуто вследствие высокой упругости паров кальция и ничтожной растворимости его в жидких железе и стали. Температура кипения кальция при нормальном давлении равна 1440° С. Упругость его пара при температуре 1600° С составляет 180 кПа (1,8 ат). Кроме того, по данным ряда исследований, в жидкой стали он не растворяется. Поэтому кальций взаимодействует с кислородом в стали лишь во время его введения и быстро удаляется из металла в газообразном состоянии. Все раскислители, кроме алюминия, обычно присаживают в сталь в виде сплавов, технология применения и производства ферросплавов можно посмотреть здесь. Раскисление стали марганцем Раскисление марганцем используется при производстве почти всех кипящих и спокойных сталей. Это объясняется особенностями его раскисляющего действия на сталь, как самостоятельного, так и в сочетании с другими раскислителями, а также влиянием на характер неметаллических включений. Раскислительную способность марганца изучал ряд исследователей, определяя равновесное распределение его между шлаком и металлом. Так как в металле, находящемся в равновесии со шлаком системы FeO-MnО, концентрация кислорода пропорциональна мольной доле окиси железа в шлаке, выражающего по существу отношение [% O]/(FeO). [Mn] + (FeO) = [Fe] + (MnО); Раскислительная способность марганца, показана на рис. 1. Сопоставление данных, приведенных на рис. 1, с окисленностью металла в окислительный период плавки в дуговых печах показывает, что содержание кислорода в стали в процессе плавки ниже равновесного с Mn при обычных его содержаниях в металле до 1%. Следовательно, в процессе плавки сам марганец не может раскислять сталь. Рисунок 1. Равновесные концентрации марганца и кислорода в железе Однако, раскислительная способность марганца повышается с понижением температуры. Поэтому при охлаждении стали до температуры кристаллизации марганец может раскислять металл. Это имеет важное значение при производстве кипящих сталей, которые раскисляют одним Mn. Присадками марганца регулируют интенсивность кипения стали в изложнице. Раскисляющее действие в этом случае проявляется вследствие охлаждения металла и в результате ликвации кислорода. Раскисляющее действие марганца проявляется и при совместном с другими раскислителями при удалении кислорода из спокойных сталей. Как будет показано, это объясняется более легким при определенных условиях образованием жидких зародышей продуктов раскисления, содержащих окись марганца. Раскисление стали кремнием Кремний применяется в качестве раскислителя при производстве почти всех спокойных сталей, что обусловлено его высокой раскислительной способностью и благотворным влиянием на характер неметаллических включений. Исследование раскислительной способности кремния выполнено рядом авторов. Можно отметить, например, обстоятельное исследование Гоксена и Чипмана, которые расплавляли сплавы Fe—Si—О (содержавшие от 0,004 до 15% Si) в кварцевых тиглях в индукционной печи и при заданной температуре приводили их в равновесие с газовой смесью водяных паров и водорода контролируемого состава. Комбинируя, как это показано было выше, термодинамические данные для реакций взаимодействия растворенного в металле кремния с водяным паром, получили следующую константу равновесия реакции окисления кремния: SiO2(тв) = [Si] + 2[О], Ksi = [asi] [ao]2. (1) Активность твердого кремнезема (tпл = 1710° С) равна единице, и поэтому в уравнении константы не учитывается. Температурная зависимость константы равновесия от температуры выражается уравнением: lg Ksi = -32000/Т + 12,29. Как видно из таблицы, кремний вызывает понижение коэффициента активности кислорода. Одновременно коэффициент активности кремния изменяется с изменением его концентрации и концентрации кислорода. Однако оказалось, что удовлетворительное постоянство сохраняет произведение массовых концентраций, выражаемое уравнением (2) (без учета коэффициентов активности): Ksi = [%Si] [%O]2. (2) Это объясняется тем, что увеличение коэффициента активности кремния с повышением концентрации в определенной степени компенсируется одновременным уменьшением коэффициента активности кислорода. Следовательно, уравнение (2) пригодно для оценки содержания кислорода в металле, равновесного с заданным содержанием Si. При температуре 1600° С Ksi = 2,8 X 10-5. Отсюда содержания кислорода, равновесные с данным содержанием кремния, равны: [Si, %] 0,01 0,1 0,2 0,3 [О, %] 0,0530 0,0170 0,0110 0,0095 Сопоставление этих значений с данными, показывает, что в окислительный период плавки содержание кислорода в стали может быть выше равновесного с Si. Например, при содержании углерода 0,1 и 0,2% содержание кислорода в стали равно соответственно 0,04 и 0,02%. Следовательно, при таком содержании углерода кремний может раскислять металл при концентрации его 0,1-0,2% и более. При определении константы равновесия раскисления стали кремнием по уравнению (1) и произведения равновесных концентраций по уравнению (2) принималось, что продуктом раскисления является кремнезем. В действительности это далеко не всегда так. При раскислении кремнием наряду с твердым кремнеземом образуются силикаты железа, глобулярная форма которых свидетельствует о том, что они были в жидком состоянии. Поэтому, рассматривая вопрос о раскислительной способности кремния, необходимо учитывать и условия образования жидких продуктов раскисления (FeO + SiO2(ж): FeO(ж) +SiO2(ж), = [Si] + 3[О] + [Fe]; (3) С учетом величин активностей продуктов раскисления из уравнения (3) при 1600° С получено: К' = [%Si][%О]3 = 2,52 X 10-7. (4) При содержании кремния около 0,3% (обычном при раскислении стали) по уравнению (2) и (4) получаются одинаковые равновесные концентрации кислорода. Следовательно, при таком содержании Si термодинамически равновероятно образование SiO2 и FeO-SiO2. При малых концентрациях кремния в условиях равновесия более вероятно образование FeO-SiO2, чему соответствует и меньшее содержание кислорода в стали. При содержании Si в стали более 0,3% меньшая равновесная концентрация кислорода обеспечивается при образовании твердого кремнезема и более вероятно протекание реакции раскисления кремнием до SiO2. Кремний при обычных его концентрациях в металле (0,17—0,37%) в качестве раскислителя понижает содержание кислорода в стали. Однако при раскислении стали одним кремнием не всегда удается получить качественный слиток спокойной стали. В процессе кристаллизации вследствие ликвации кислорода и углерода в стали возможно развитие реакции окисления углерода с образованием пузырьков окиси углерода, вызывающих возникновение пористости металла и даже рослости слитков. Раскисление стали алюминием Алюминий является очень сильным раскислителем, его применяют при производстве спокойных сталей. Присадки алюминия в металл позволяют полностью успокоить сталь и избежать возникновения пористости слитков и отливок вследствие окисления углерода и выделения пузырьков окиси углерода. Раскислительная способность алюминия явилась предметом изучения многими исследователями. Они встретились с рядом трудностей, обусловленных главным образом очень малыми равновесными концентрациями алюминия и кислорода, меньшими, чем допускаемые ошибки анализа. Однако тщательно проведенные исследования ряда авторов позволили достаточно надежно определить термодинамические данные реакции раскисления алюминием. Можно, например, отметить результаты обстоятельного исследования Гоксена и Чипмана. Чистое железо они расплавляли в алундовом тигле из чистой окиси алюминия в индукционной печи при непрерывном пропускании газовой смеси водяного пара и водорода контролируемого состава. Таким образом, указанные авторы применили обычную методику для определения термодинамических данных реакций взаимодействия растворенного в металле раскислителя с водяным паром или, наоборот, продукта раскисления Al2O3 с водородом. Комбинируя полученные данные с данными реакции взаимодействия водорода с растворенным в металле кислородом получили константу равновесия реакции раскисления алюминием: Al2O3(тв) = 2[Al] + 3[О], Исследования показали, что величина произведения /аг/о близка к единице и приближенное значение константы равновесия можно получить, применяя вместо активностей алюминия и кислорода их концентрации. При этом lg КAl lg [%Al]2 [%О]3 = -64 000/Т + 20,63. Это уравнение позволяет рассчитать раскислительную способность алюминия. Например, при 1600° С [%Al]2 [%О]3 = 3,5 Х 10-14. Следовательно, уже при содержании в металле 0,005% Al в равновесии содержится всего 0,0011% О, а при содержании 0,01% Al содержание кислорода понижается до 0,0007%. В этих условиях возможность реакции окисления углерода исключается. Описанные результаты исследований относятся к случаю образования глинозема. Однако образование Al2O3 в процессе раскисления алюминием происходит лишь при избытке алюминия в зоне протекания реакции. Как показало изучение продуктов раскисления алюминием, при избытке кислорода может происходить образование герцинита (FeO X Al2O3) или расплава FeO + Al2O3 переменного состава. Образование герцинита может быть описано реакцией: FeO-Al2O3(тв) = [Fe] + 4 [О] + 2 [Al], lg K = lg [%O]4 [%Al]2 = -71 730/T + 23,25, Совместное раскисление стали кремнием, марганцем и алюминием Обычно сталь раскисляют не одним из рассмотренных выше раскислителей (Mn, Si, Al), а всеми тремя. Это обеспечивает более полное раскисление и, главное, образование продуктов раскисления, более полно удаляющихся из стали и в меньшей степени ухудшающих ее свойства. Марганец обладает слабой раскислительной способностью и при содержаниях кислорода, получаемых при введении в сталь кремния и алюминия, сам по себе не может раскислять металл. Однако некоторые исследователи установили влияние марганца на раскислительную способность кремния и алюминия. В качестве примера в табл. 9 приведены равновесные с кремнием концентрации кислорода в металле без марганца и при содержании в нем 04% Mn. Как видно, марганец повышает раскислительную способность кремния. В отдельных исследованиях отмечено также небольшое повышение раскислительной способности алюминия в присутствии марганца. Влияние марганца на раскислительную способность кремния и алюминия можно объяснить образованием сложных продуктов раскисления, содержащих закись марганца. При этом не только уменьшается активность в них окислов элемента, но и увеличивается количество связываемого кислорода. Таблица 1. Влияние марганца на раскислительную способность кремния Продукты раскисления стали Исследование раскислительной способности отдельных элементов показало термодинамическую возможность образования различных продуктов раскисления, в том числе и сложных, состоящих из двух и более окислов. Эти продукты раскисления выделяются в виде окисной фазы, образующей отдельные неметаллические включения. Возникновение новой фазы в гомогенной среде связано с образованием новой поверхности раздела и требует преодоления энергии межфазиого натяжения. Поэтому образование зародышей критического радиуса, т. е. таких зародышей, которые могут затем расти, часто очень затруднено и невозможно даже в условиях, когда концентрации компонентов превышают равновесные. При большом межфазном натяжении зародыши новой фазы могут образовываться лишь при больших концентрационных пересыщениях по сравнению с условиями равновесия. Это может вызывать образование таких продуктов раскисления, которые в условиях равновесия не самые устойчивые. Как отмечалось, межфазное натяжение шлака на границе с металлом увеличивается с повышением содержания Al2O3 и понижением содержания FeO. Это же относится к продуктам раскисления, образующим по существу шлаковые включения, которые, однако, могут образовываться и в твердом состоянии, когда межфазное натяжение очень возрастает. Из-за необходимости обеспечивать меньшие пересыщения вероятность образования жидких продуктов раскисления больше, чем твердых. Они могут образовываться даже тогда, когда в условиях равновесия, более устойчивы продукты раскисления, находящиеся при данных температурных условиях в твердом состоянии. Твердые продукты раскисления образуются при значительных пересыщениях и нехватке кислорода для образования включений с содержанием FeO, достаточным для получения низкой температуры плавления. Условия образования продуктов раскисления подробно изучали Д. Я. Поволоцкий и В. Е. Рощин. Опытные плавки проводили в печи сопротивления с графитовым нагревателем в атмосфере аргона. При температуре 1600° С в алундовом тигле расплавляли малоуглеродистую сталь (армко-железо) и в него вводили алундовые пробирки диаметром 4—6 мм, в которые помещали восстановленное водородом железо (4—5 г), содержащее 0,03—0,04% кислорода. Над железом в пробирках подвешивали на тонкой медной проволочке раскислитель. После выравнивания температуры раскислитель опускали на поверхность железа; вследствие небольшого зазора между стенками пробирки и прутком раскислителя возникали капиллярные силы, удерживавшие его от погружения. Далее, по истечении определенной выдержки в контакте железа и раскислителя печь отключали и продували холодным аргоном для ускорения затвердевания. Пробирки при этом извлекали из металла. 2 В результате встречной диффузии кислорода, а также вследствие высокой исходной концентрации и значительно более интенсивной диффузии раскислителя получили набор включений, образовавшихся при различных концентрациях элемента и кислорода. В железе, раскисленном, например, алюминием, у поверхности контакта с раскислителем образовалась полоса включений, состоявшая из нескольких слоев. Верхние слои, расположенные ближе к раскислителю, представляли собой кристаллы корунда (а-Al2O3) в виде зерен, дендритов и идиоморфных (характерных для данного минерала) включений (см. рисунок). В нижнем слое раскисленного металла располагались лишь глобулярные включения FeO-А12O3 (см. рисунок), которые, судя по форме, были в расплаве в жидком состоянии. Кликните на рисунок, чтобы увеличить. Рисунок 1. Продукты раскисления, образующиеся при удалении кислорода алюминием: а - первичные зерна корунда, Х 600; б — дендриты корунда, X 300; в — глобули переменного состава, X 600: г — идиоморфные кристаллы корунда, Х600 Глобулярные включения встречались и в верхних слоях, куда они всплывали. Но, как показало определение микрорентгеновским анализатором (микрозондом), при попадании этих включений в металл с более высоким содержанием алюминия, FeO в них частично или полностью восстанавливалось. В последнем случае получался глобулярный корунд. Аналогичные результаты были получены и при раскислении другими элементами (Zr, Ti, Si): у поверхности контакта железа с раскислителем образовывались твердые окислы элемента, а в слоях металла с низким содержанием раскислителя — жидкие продукты раскисления с FeO. Таким образом опыты показали, что в условиях значительного пересыщения металла при избытке раскислителя образуются скопления мелких твердых включений окисла элемента удаляющего кислород . При направленном питании и содержании раскислителя, достаточном для выделения продуктов раскисления в твердом виде, формируются дендритные включения. При недостатке раскислителя, т. е. повышенном содержании кислорода, образуются жидкие продукты. В случае совместного раскисления алюминием, ферросилицием и ферромарганцем образуются еще и комплексные продукты раскисления, характеризуемые низкой температурой плавления. Поэтому при таком совместном раскислении значительная часть включений выделяется в жидком состоянии. В реальных условиях раскисления стали в месте ввода элемента металл им значительно пересыщен, а в конце зоны проникновения раскислителя в данный момент времени наблюдается избыток кислорода и дефицит раскислителя. Таким образом, вследствие более или менее быстрого распределения раскислителя в объеме металла возникают условия для образования различной формы твердых окисных включений и жидких продуктов раскисления. Удаление продуктов раскисления стали Удаление включений продуктов раскисления происходит в результате перехода их в шлак или на футеровку, с которой контактирует металл. Доставка включений к поверхностям этих фаз осуществляется в результате их всплывания или массопереноса с потоками металла. Скорость всплывания частиц сферической формы определяется формулой Стокса: W = 2gr2*(Рм — Рш)/9n где g—ускорение силы тяжести; r — радиус частицы; Рм и Рш — соответственно плотность жидкого металла и шлака; n — вязкость металла. Необходимо, однако, отметить, что формула Стокса применима только для случая всплывания в спокойной жидкости, когда ее массоперенос не влияет на траекторию движения частиц. Д. Я. Поволоцким и В. Е. Рощиным были проведены опыты со всплыванием продуктов раскисления различными раскислителями в железе, расплавленном в алундовых пробирках диаметром 4—5 мм для предупреждения конвективного перемешивания. Эти опыты показали, что скорость всплывания жидких продуктов раскисления, имеющих сферическую форму, удовлетворительно описывается формулой Стокса. Согласно формуле Стокса, решающее влияние на скорость всплывания оказывает радиус частиц. Поэтому для более быстрого очищения стали от продуктов раскисления желательно получать по возможности крупные глобулярные включения. Расчеты показывают, что крупные жидкие частицы, находящиеся в расплавленной стали, всплывают достаточно быстро. Так, скорость всплывания жидких глобулярных включений nFeO-mAl2O3 разных размеров и плотностей характеризуется данными, приведенными в таблице. Следовательно, в сталеплавильных печах даже из нижних горизонтов металлической ванны включения размером 100 мкм всплывают в течение до 1 мин, а размером 30 мкм — в течение 5—10 мин. В сталеплавильных ковшах это время соответственно в 2—4 раза больше. Укрупнение частиц продуктов раскисления происходит главным образом вследствие их соединения. Оно осуществляется в результате коалесценции (слияния) жидких частиц, коагуляции (спекания) твердых частиц, адгезии (прилипания) жидких и твердых частиц. Наиболее интенсивно укрупнение происходит в результате коалесценции жидких частиц, между которыми при соударениях получается относительно большая поверхность контакта. Поэтому жидкие включения достигают относительно больших размеров (до 30— 100 мкм и более) и быстро всплывают. Удаление крупных продуктов раскисления имеет важное значение при удалении килорода всеми раскислителями, в том числе и сильными (Al, Zr, Ti), чистые окислы которых тугоплавки, но вместе с FeO образуют легкоплавкие включения. Об этом свидетельствует, например, быстрое снижение общего содержания кислорода после присадки алюминия в неперемешиваемую ванну, а также наличие крупных глобулярных продуктов раскисления алюминием лишь в первые минуты раскисления. Твердые включения, в частности корунда, плохо укрупняются и, имея малые размеры (3—8 мкм), медленно всплывают. К тому же частицы корунда, имея неправильную форму, при всплывании «парят», двигаясь не по вертикали, а по сложным траекториям. С уменьшением размеров степень парения уменьшается, но увеличивается влияние броуновского движения. Вследствие этого скорость всплывания твердых включений корунда незначительна и их всплывание не имеет практического значения. Подвод включений корунда и других мелких твердых частиц неправильной формы к поверхности раздела металла со шлаком или с футеровкой печи осуществляется главным образом в результате массопереноса их с потоками металла. Поэтому удаляются они интенсивно лишь при перемешивании. Преимущественно это происходит в ковше во время выпуска металла из печи и в меньшей мере во время разливки стали. Таблица 1. Скорость удаления глобулярных продуктов раскисления nFeO-mAl2O3 Подводу включений корунда способствует их сложная неопределенная форма, благодаря которой инерционное перемещение частиц в глубь металла под действием центробежных сил при поворотах заторможено и они не отклоняются от направления потока. Включения, доставленные к поверхности шлака или футеровки, остаются на ней в результате эффекта «зацепления». Затем они шлаком ассимилируются (поглощаются или растворяются), а к твердой поверхности прилипают, привариваются. Возможность зацепления частиц и их поглощения шлаком или прилипания к стенке зависит от поверхностных свойств включений. Вероятность этих процессов увеличивается с повышением межфазного натяжения на границе включения с металлом. Как отмечалось, для окисных систем, характерных для обычных продуктов раскисления, межфазное натяжение с металлом увеличивается с повышением содержания Al2O3. Поэтому высокоглиноземистые включения и особенно корунд наиболее легко переходят в шлак и на футеровку. Таким образом, крупные (более 20—30 мкм) включения жидких продуктов раскисления удаляются преимущественно в результате всплывания и их ассимилирования шлаком. Такие включения образуются при удалении кислорода любыми раскислителями и в большей мере при комплексном удалении кислорода. Количество продуктов раскисления, образовавшихся в жидком состоянии, зависит от типа раскислителя, его концентраций и наличия кислорода в месте реакции. Удаление мелких (до 10 мкм) включений, особенно твердых, происходит в результате массопереноса их к поверхности шлака и стенок, где они ассимилируются или прилипают. Из продуктов раскисления обычно применяемых раскислителей (ферромарганец, ферросилиций, алюминий) наиболее интенсивно таким образом удаляются высокоглиноземистые включения, особенно корунд. Диффузионное раскисление металла. Раскисление шлаком В практике сталеплавильного производства применение получило и раскисление шлаком. Основано оно на законе распределения, согласно которому применительно к рассматриваемому случаю в условиях равновесия при данной температуре отношение активностей кислорода (окиси железа) в шлаке и металле — величина постоянная: aFeO/aO = L При плавке стали в дуговых печах равновесие не достигается, но переход кислорода осуществляется лишь в направлении равновесного распределения. Если содержание окиси железа в шлаке высоко, то он является по отношению к металлу окислительным, и происходит переход кислорода из шлака в металл. Если же содержание FeO в шлаке низко, то она является по отношению к металлу восстановительной, и кислород удаляется из металла в шлак, т. е. происходит раскисление. Так как такое раскисление осуществляется путем диффузии, оно получило название диффузионного раскисления. Для диффузионного раскисления необходимо получить низкое содержание FeO в шлаке (менее 1%). Это достигается присадками в шлак раскислителей (С, Si), восстанавливающих окись железа. Следует, однако, иметь в виду, что при диффузионном раскислении в печи наряду с диффузией кислорода из металла в шлак происходит диффузия раскислителей в обратном направлении. В результате этого в металле повышается содержание углерода и кремния и образуются продукты раскисления последним из них. Диффузия, элементов удаляющих кислород, в металл имеет решающее значение при выплавке высокоуглеродистых сталей (например ШХ15), когда активность кислорода в металле не больше, чем в шлаке (при 0,3— 0,6% FeO), и он из металла не диффундирует. При выплавке малоуглеродистой стали вследствие высокой активности в ней кислорода он диффундирует в восстановительный шлак. Крупный недостаток диффузионного раскисления заключается в большой продолжительности процесса вследствие медленной диффузии. Продолжительность диффузионного раскисления превышает 1,5—2 ч, понижая производительность дуговых печей. Положительная сторона диффузионного раскисления заключается в том, что во время его проведения раскислители в металл не присаживают и продукты раскисления образуются в небольшом количестве лишь вследствие диффузии их из шлака (обычно Si) и преимущественно в верхних слоях металлической ванны. Но при диффузионном удалении кислорода не удается достаточно полно удалить кислород из стали, и в конце плавки приходится дополнительно применять глубинное раскисление ферросилициемм и алюминием. Исследования ряда советских ученых показали, что при глубинном раскислении в начале восстановительного периода получается сталь, не уступающая по степени очистки от окисных включений металлу, полученному при диффузионном раскислении. Восстановительный же шлак необходим для предупреждения вторичного окисления и для лучшей десульфурации. Такой метод раскисления получил широкое применение при выплавке конструкционной стали в дуговых печах. Основной недостаток диффузионного раскисления в печи — очень медленное протекание процесса — может быть устранен при обработке стали синтетическим шлаком в ковше. Такая обработка была рассмотрена при изучении процесса внепечной десульфурации. Следует лишь добавить, что при использовании упомянутого известково-глиноземистого шлака, содержащего не более 0,5% FeO, также происходит диффузионное раскисление металла. Но вследствие образования огромной поверхности контакта металла со шлаком это раскисление протекает очень быстро и завершается за время опускания капель стали через шлак. Содержание кислорода при этом понижается до 0,003—0,009%. Для более глубокого раскисления сталь во время обработки шлаком дополнительно раскисляют ферросилицием, а после обработки алюминием, присаживаемыми в металл в небольших количествах. Вследствие высокого содержания Al2O3 в шлаке и низкого содержания FeO алюминий мало окисляется, а иногда даже немного восстанавливается. Поэтому усвоение присаживаемого в металл алюминия достигает 100% и более. Обработка стали в ковше восстановительным известково-глиноземистым шлаком, обеспечивающая раскисление и десульфурацию стали, позволяет существенно сократить восстановительный период плавки или по существу отказаться от него. Неметаллические включения в металле Частицы окислов в большей или меньшей мере остаются в металле и, как и сульфиды и нитриды, образуют в стали отдельную фазу неметаллических включений. По происхождению окисные неметаллические включения можно разделить на экзогенные и эндогенные. Экзогенные неметаллические включения вносятся в сталь извне в результате механического воздействия металла на футеровку. Так как такие включения обычно бывают крупными, они быстро всплывают в металле и среди остающихся в стали включений их доля не велика (до 5—15%). Основную часть окисных неметаллических включений в стали составляют эндогенные включения, образующиеся в самом металле в результате изменения термодинамических условий и развития ряда физико-химических процессов, а именно: окисления примесей в окислительный период плавки; раскисления; изменения условий (констант) равновесия с понижением температуры; уменьшения растворимости при охлаждении; повышения концентрации в растворе в результате ликвации. Окисные неметаллические включения, образовавшиеся в результате окисления примесей, как и попавшие в металл из шихты и футеровки печи, в окислительный период в значительной мере удаляются в шлак и лишь небольшая часть их остается в металле. В конце окислительного периода содержание окисных включений (Al2O3 и SiO2) обычно не превышает 0,002—0,004 %. Основная часть окисных неметаллические включений в стали образуется в результате раскисления. Следует отметить, что и другие причины образования окисных включений в спокойной стали (изменение условий равновесия — уменьшение констант равновесия, растворимости, ликвации) также вызывают взаимодействие кислорода с раскислителями, т. е. образование продуктов раскисления. Следовательно, раскисление стали происходит не только во время присадки раскислителей, но и после этого вплоть до кристаллизации и на всех стадиях от присадки раскислителей до кристаллизации образуются окисные включения продуктов раскисления. Первичные продукты раскисления образуются во время присадки раскислителей сообразно с подробно рассмотренными условиями. Вторичные продукты раскисления образуются во время охлаждения стали при выпуске, выдержке в ковше и разливке вследствие условий равновесия — изменения констант равновесия и уменьшения произведения равновесных концентраций раскислителя и кислорода. Важную роль в образовании окисных неметаллические включений в этот период играет вторичное окисление стали при контактировании струи с воздухом во время выпуска и разливки. Третичные продукты раскисления образуются во время кристаллизации, т. е. охлаждения металла в двухфазном состоянии, соответствующем области, расположенной на диаграмме состояния между линиями ликвидуса и солидуса. Причинами их образования являются понижение температуры и соответственно изменение условий (констант) равновесия и, главное, развитие ликвационных процессов, преимущественно кислорода. Удаление третичных продуктов раскисления вследствие запутывания их в растущих кристаллах затруднено, а при образовании в междендритных пространствах почти невозможно. Более благоприятны условия удаления первичных и вторичных продуктов раскисления, образующихся в гомогенной жидкой среде. Но и они частично остаются в металле. Обычно содержание окисных неметаллических включений в спокойной стали составляет 0,01—0,03%. В их состав входит 60—90% Аl2O3; 2—30% SiO2; 1—10% FeO; 1—10% MnO. Кроме этих окислов, встречаются Cr2O3, MgO и др. Обычно окисные неметаллические включения находятся в твердой стали в виде соединений разных окислов: силикатов, шпинелей и др. В виде чистого окисла часто встречается лишь корунд. Корунд является альфа-модификацией глинозема Al203. На металлографических шлифах при рассмотрении под микроскопом в отраженном свете кристаллы корунда имеют обычно вид зерен неопределенной формы или шестиугольников, чаще неправильной формы (рис. 1, а). Кликните на рисунок, чтобы увеличить. Рисунок 1. Неметаллические включения корунда в твердой стали а — строчечное расположение включений встали ЗОХГСНА, X 400, б — вид включения гексагональной формы, X 900 Неметаллические включения корунда обычно располагаются в виде отдельных дезориентированных гроздьев мелких, не сомкнутых между собой кристаллов. В катаной или кованой стали эти гроздья вытягиваются в направлении деформации металла, образуя строчки (рис. 1, б). В связи с очень высокими твердостью (9 единиц по десятичной шкале) и температурой плавления включения корунда при обработке давлением не деформируются. Кроме корунда, в стали, раскисленной алюминием, имеются неметаллические включения шпинели на основе Аl2O3. Наиболее часто встречаются включения железной шпинели — герцинита (FeO-Al2O3) и марганцевой шпинели-галаксита (MnO-Al2O3), образующие непрерывный ряд твердых растворов, а также другие включения систем FeO-Al2O3 и MnO—Al2O3. На металлографических шлифах эти включения имеют вид прямоугольных кристаллов правильной кубической формы (рис. 2, а) или треугольников. Кликните на рисунок, чтобы увеличить. Рисунок 2. Включение марганцевой шпинели (галаксита) а — отдельное включение, X 1500, б — строчечное расположение в стали ЗОХГСНА, Х400 Включения железной и марганцевой шпинели часто располагаются также отдельными гроздьями, вытягивающимися в строчки при прокатке или ковке (рис. 2, б). Однако при этом сами кристаллы герцинита и галаксита ввиду их высокой твердости не подвергаются пластической деформации, изменяется лишь их взаимное расположение. Кликните на рисунок, чтобы увеличить. Рисунок 3. Включения в стали силикатов (а, б) и алюмосиликатов с кристаллами корунда и шпинели (в), X 800 Часто встречаются и другие шпинели на основе алюминия, в частности магнезиальная (MgO-Al2O3) и кальциевая. Выделяющийся при раскислении кремнием кремнезем (SiO2) в виде самостоятельных включений в стали встречается редко. Но образованные им с другими окислами силикаты представляют большую группу неметаллических включений в стали. Обычно неметаллические включения силикатов очень сложны вследствие растворения ими других окислов, сульфидов и тому подобных соединений, с которыми они образуют различные новые соединения и механические смеси. Часто они имеют в стали вид сложных конгломератов, в которых можно различить ряд минералов. Наиболее часто в стали встречаются неметаллические включения силикатов железа (2FeO-Si02 - фаялит) и марганца (2MnO-SiO2 - тефроит, MnO-SiO2 - роданит). На металлографических шлифах они имеют вид глобулей с кристаллами других минералов на поверхности (рис. 3, а); иногда же они располагаются в виде сложных скоплений (рис. 3, б). При температурах горячей обработки давлением они пластичны и во время прокатки или ковки вытягиваются. Часто встречаются также включения алюмосиликатов, в частности муллита (3Al2O3-2SiO2) и силиманита (Al2O3-SiO2) ромбической и овальной формы. Располагаются они преимущественно группами (рис. 3, в). Эти включения непластичны и они не деформируются. В легированных сталях соответственно наличию тех или иных элементов в состав неметаллических включений могут входить окислы хрома, титана, ванадия и др. Окисные неметаллические включения оказывают отрицательное влияние на некоторые свойства стали. При обработке давлением скопления окисных включений, а часто и сами включения вытягиваются в направлении течения металла и поэтому оказывают существенное влияние на свойства в поперечном направлении течению металла при ковке или прокатке. Влияние это является следствием нарушения однородного напряженного состояния металла и концентрации напряжений возле включений, играющих роль надрезов, особенно при угловатой форме или острых краях. Так как концентрация напряжений вызывает возникновение объемного напряженного состояния, включения ухудшают свойства металла, характеризующие его пластичность (относительное удлинение и относительное сужение) и ударную вязкость. Наиболее сильно влияние включений обычно проявляется на ударной вязкости, особо чувствительной к надрезам металла и концентраторам напряжений. Понижение ударной вязкости, например при наличии строчечных включений в плоскости излома, может достигать 30—70%. Строчечные неметаллические включения могут вызывать расслаивание металла под действием внешних нагрузок. Это вызывает быстрый износ и забраковывание стальных изделий. Глобулярные окисные неметаллические включения, расположенные на контактной поверхности, понижают износостойкость и усталостную прочность стали. В условиях быстро меняющихся нагрузок включения выкрашиваются, вызывая откалывание и усиленный износ подшипников, а также их разрушение вследствие резкого падения усталостной прочности при наличии дефектов поверхности, возле которых концентрируются напряжения и начинается усталостное разрушение. Окисные неметаллические включения вызывают возникновение в стали ряда специфических дефектов — пористость, точечную неоднородность, волосовины и др. Газы в стали Влияние водорода на свойства металла Растворимость его в стали и влияние водорода на свойства стали. H2 растворяется в стали и сплавах железа в атомарном (ионном) состоянии. Атомы (ионы) водорода благодаря своим малым размерам распределяются в промежутках между атомами железа, образуя растворы внедрения. Растворимость водорода в железе может быть описана уравнениями: 2 [H] - Н2<г>; KH = Рн2/[Н]2, Следовательно, растворимость пропорциональна корню квадратному из величины его давления. Эта закономерность была установлена Сивертсом и затем подтверждена экспериментально М. М. Карнауховым и А. Н. Морозовым, В. И. Явойским и другими исследователями. Было вместе с тем найдено, что растворимость водорода в стали зависит от температуры и скачкообразно изменяется при аллотропических превращениях (изменяется величина /КН). Результаты исследований, приведенные в виде изобары на рис. 1, показывают , что при повышении температуры растворимость водорода в стали в общем повышается. При превращении а-железа в y-железо, а также в точке плавления растворимость водорода скачкообразно увеличивается. При переходе железа из модификации у в модификацию бета она несколько понижается. Рисунок 1. Растворимость водорода в стали при парциальном давлении H2 10,233 кН/м2 (760 мм рт. ст.) nFeO-mAl2O3 Другие элементы влияют на растворимость водорода в стали. Это влияние характеризуется параметрами взаимодействия. Следовательно, кислород, кремний и углерод понижают растворимость H2 в жидком железе, причем особенно сильно в этом направлении действует кислород. Титан, напротив, повышает растворимость водорода в стали. Влияние других элементов (Ni, Al, Cr и др.) незначительно. Особое значение имеет резкое понижение растворимости H2 в стали при затвердевании и дальнейшем понижении температуры. Из рис. 1 видно, что при температуре 1600° С и рН2 = 10,223 кН/м2 (760 мм рт. ст.) растворимость водорода в жидком железе равна примерно 28 см3 на 100 г, а в твердом железе при комнатной температуре она равна практически нулю. Вследствие этого во время кристаллизации H2 в значительной мере переходит в маточный раствор, что вызывает его сильную зональную ликвацию в слитке, а после затвердевания полностью выделяется из раствора в металле. Выделение водорода происходит в пустоты металла и дефектные места решетки. Здесь атомы H2 соединяются в молекулы и он переходит в газообразное состояние. Если объем пустот достаточно велик, как это бывает в литом металле, давление H2 в них не велико и влияние водорода на свойства стали не значительно. Если же объем пустот небольшой (например в катаном и кованом металле), водород переходит лишь в микропустоты и дефектные места решетки, где возникает высокое давление (до 1 кН/м2, или 100 кгс/мм2), отрицательно влияющее на свойства стали. Ввиду узко локального характера высокое давление водорода в стали, даже если оно превышает предел прочности стали, само по себе не может вызвать разрушение металла, так как упруго передается на слои, следующие за микропустотой. Однако в случае приложения внешнего усилия возле микрообъемов с высоким давлением H2 возникает объемное напряженное состояние, вызывающее резкое понижение пластичности стали — водородную хрупкость. Проявляется она в виде понижения относительных сужения и удлинения, а иногда и ударной вязкости при содержании водорода более 2 см3 на 100 г и в тем большей степени, чем больше это содержание. Водород в стали в процессе плавки В металлическую ванну H2 вносится шихтовыми материалами и может поступать из печной атмосферы. Изменение содержания водорода в стали по ходу плавки определяется разностью скорости двух противоположно направленных процессов: поступления водорода в сталь удаление водорода из стали. Поступление водорода в сталь в окислительный и восстановительный периоды возможно в результате перехода его через шлак из печной атмосферы и в результате введения его в шлак шлакообразующими материалами. В обоих случаях водород сначала поглощается шлаком вследствие растворения им влаги. Влажность атмосферы дуговых печей зависит главным образом от относительной влажности окружающего воздуха, составляющей обычно 1—3%. При такой влажности и температуре 1600° С равновесное содержание H2 в металле составляет 2,7—4,6 см3 на 100 г. Обычно содержание H2 в стали выше. Следовательно, решающее влияние на содержание водорода в стали оказывает не влажность воздуха, а влажность шлакообразующих материалов. При введении этих материалов в печь вода растворяется в шлаке и вызывает повышение содержания в нем H2. В шлаке H2, по-видимому, находится в виде гидроксила (ОН-). Соответственно этому растворение влаги в шлаке можно записать реакцией Н2O(г) + (О2-) = 2 (ОН-). В общем растворимость водорода в основных шлаках не велика и, по некоторым данным, в окислительный период она составляет 0,0007—0,0015%. В кислых шлаках она еще меньше. Но и такая растворимость H2 в стали оказывается достаточно высокой для того, чтобы вызвать интенсивное поступление его в металл. Переход водорода из шлака в металл может быть записан уравнением 2 (ОН-) = 2[H] + [О] + (О2-), Согласному равнению, в условиях равновесия содержание водорода в стали понижается с увеличением активности ионов кислорода в шлаке, т. е. повышением его основности. Равновесное распределение водорода между шлаком и сталью не достигается, но отмеченное влияние основности шлака в некоторой мере проявляется. Существенное значение при этом имеет увеличение вязкости шлака, вызывающее уменьшение интенсивности массопереноса H2 из шлака в металл. Однако решающее значение в уменьшении интенсивности поступления водорода в сталь при плавке стали в дуговых электропечах имеет уменьшение влажности шлакообразующих материалов (применение свежеобожженной извести, отказ от применения боксита в восстановительный период, прокаливание материалов, присаживаемых после прекращения кипения ванны). Удаление водорода из стали происходит в окислительный период плавки в результате экстрагирования его пузырьками окиси углерода. Это экстрагирование является следствием стремления H2 к равновесному распределению его между металлом и пузырьками окиси углерода, в которых при их образовании парциональное давление H2 равно нулю. Увеличение интенсивности выделения пузырьков окиси углерода по ходу окислительного периода вызывает увеличение интенсивности удаления H2. Следовательно, повышению скорости удаления H2 способствует повышение скорости обезуглероживания металла. Это было показано теоретически и экспериментально Н. М. Чуйко. Таким образом, основными методами понижения содержания водорода в стали в процессе плавки служит уменьшение влажности шлакообразующих материалов, особенно присаживаемых в восстановительный период, легирующих и увеличение интенсивности окисления углерода. Для более быстрого и полного удаления водорода из металла увеличивают количество подаваемых в ванну в единицу времени железной руды или газообразного кислорода. Второй метод более эффективный, если кислород не содержит значительного количества влаги (более 0,1—0,5 г/м3). Скорость удаления H2 из металла увеличивается не только с увеличением скорости обезуглероживания, но и с повышением его исходного содержания, концентрация водорода в стали в конце окислительного периода не зависит от той, которая была в начале периода. К концу окислительного периода даже при очень интенсивной продувке ванны кислородом не удается получить содержание H2 менее 2,7-3,0 см3 на 100 г, да и такое содержание получается редко. При наведении после интенсивного окислительного периода восстановительного шлака содержание водорода в стали вновь возрастает даже в случае применения хорошо просушенных материалов и свежеобожженной извести. Поэтому на некоторых заводах для понижения содержания H2 в стали осуществляют короткую продувку металла кислородом сразу после наведения известковою шлака. Обычно при ведении плавки с интенсивным окислительным периодом и применением хорошо просушенных материалов содержание водорода в среднелегированной стали во время выпуска из дуговой печи составляет 4-9 см3 на 100 г. В высоколегированной аустенитной стали оно может достигать 10-11 см3 на 100 г. Флокены - водород в стали Под действием давления водорода сталь может разрушиться в том случае, если это давление суммируется с внутренними напряжениями (структурными, термическими, от остаточных деформаций). В этом случае в стали образуются внутренние разрывы - флокены. Флокены представляют собой внутренние трещины, имеющие в продольном направлении излома (относительно течения металла при горячей обработке давлением) вид округлых хлопьев диаметром от десятых долей миллиметра до 30—50 мм. Так как хлопья эти расположены так, что поверхности их направлены примерно вдоль линии течения металла при горячей пластической деформации, на поверхности макрошлифов, вырезанных в поперечном направлении, флокены имеют вид волосных трещин, толщина которых измеряется сотыми и даже тысячными долями миллиметра. Трещины отчетливо выявляются после протравливания макрошлифа (рис. 1). Флокены поражают внутренние слои катаных или кованых заготовок, где вследствие ликвации содержание водорода бывает более высоким и никогда не выходят на поверхность. Чувствительны к флокенам конструкционные стали, содержащие водорода более 2—3 см3 на 100 г. Склонность к образованию флокенов увеличивается с повышением степени легирования таких сталей вследствие увеличения структурных и часто термических напряжений. Наличие флокенов ухудшает механические свойства стали и является недопустимыми пороком стали. Для предупреждения их образования применяют специальные меры, среди которых наибольшее распространение получила термическая обработка, обеспечивающая снятие внутренних напряжений в металле и некоторое удаление водорода. Такая обработка требует затраты значительного времени и средств. Рисунок 1. Флокены в поперечном макрошлифе катаной стали 20Х2Н4А Удаление водорода из стали в процессе плавки и после нее представляет собой важную задачу сталеплавильщиков. Влияние азота на свойства металла Растворимость азота в стали и его влияние на свойства стали. Растворимость азота в железе может быть описана уравнениями 2 [N] = N2 (г); KN = pN2/[N]2 Следовательно, и растворимость азота, в соответствии с правилом Сивертса, пропорциональна корню квадратному из величины его давления. Так как KN меняется с температурой и различно для разных фазовых состояний, растворимость азота зависит от температуры и скачкообразно изменяется при аллотропических превращениях и плавлении. Результаты исследований, приведенные в виде изобары на рис. 1, показывают, что растворимость азота в стали резко уменьшается при кристаллизации и во время превращения у-железа в а-железо. Другие элементы влияют на растворимость азота жидкой стали. Это влияние характеризуется параметрами взаимодействия. Их знак и величина показывают, что в порядке усиления влияния растворимость азота увеличивают молибден, сера, марганец, алюминий, хром, ванадий, титан. Понижают растворимость азота Ni, Р, С. Рисунок 1. Растворимость N2 в железе при парциальном давлении азота 10,223 кПа/м2 (760 мм т ст ) Уменьшение растворимости азота в стали при кристаллизации и во время превращения у-железа в а-железо является основной причиной влияния азота на свойства стали. При отсутствии в стали элементов (Ti, Al, Zr, V), образующих нитриды при высокой температуре, после образования а-железа начинается выделение азота из раствора в виде включений нитридов железа (Fe2N, Fe4N, Fe8N). Это выделение может продолжаться длительное время после охлаждения и, так как оно происходит в основном при низкой температуре, выделившиеся включения очень дисперсны. Порядок их размера 10-3 мкм. Дисперсные включения нитридов железа располагаются по кристаллографическим плоскостям и, препятствуя перемещению дислокаций, вызывают охрупчивание металла. В результате этого падает ударная вязкость и уменьшаются относительные сужение и удлинение при одновременном повышении твердости и прочностных свойств. Как и выделение нитридов железа, падение ударной вязкости увеличивается с течением времени хранения или эксплуатации стальных изделий, достигая минимума через 20—40 суток. Поэтому описываемое явление получило название старения. Азот в стали вызывает старение, оно может быть ускорено искусственно, если закаленное железо или сталь подвергнуть холодной пластической деформации, увеличивающей скорость распада твердого раствора и выделения нитридов железа. В результате старения ударная вязкость может уменьшиться в 4—6 раз. Поэтому склонность к старению является существенным пороком стали. Она характерна для малоуглеродистой стали, не раскисленной алюминием или ванадием. Присадка в сталь элементов, связывающих азот в стали, в нитриды при высоких температурах, устраняет склонность стали к старению. К числу таких элементов относятся: алюминий, образующий нитриды в основном во время затвердевания и в твердом металле до температуры превращения у-железа в a-железо; ванадий и цирконий, образующие нитриды во время кристаллизации; титан, образующий нитриды в жидкой стали и во время кристаллизации. Наибольшее применение получил алюминий, широко используемый и в качестве раскислителя. При обычных концентрациях алюминия и азота в стали он образует нитриды в твердом металле. Но размеры включений этих нитридов, выделяющихся при более высокой температуре, на 2—3 порядка больше размеров включений нитридов железа. Поэтому они не оказывают такого влияния на движение дислокаций и не вызывают старение. Следовательно, металл, раскисленный алюминием, имеет низкое содержание азота в стали, и она не склонна к старению. Однако и в стали, раскисленной алюминием, может наблюдаться понижение ударной вязкости. Это проявляется при высоком содержании азота и алюминия (например, 0,01% N и 0,2% Al), когда в металле образуется межзеренный излом, проходящий по «границам зерен первичного аустенита. Образование такого излома вызвано ослаблением связи между зернами вследствие выделения по их границам включений нитрида алюминия и оно свидетельствует об ухудшении свойств стали. Азот в стали в процессе плавки В сталеплавильную ванну азот поступает с шихтовыми материалами. Металлический лом, скрап и чугун содержат обычно 0,002—0,008% азота. Дополнительно N2 переходит в сталь из печной атмосферы во время плавления. Этому способствуют восстановительная атмосфера в области электрических дуг и в общем незначительное окисление металла, а также диссоциация азота в дугах. После образования окислительного шлака, растворяющего очень мало N2 (0,002—0,008%), поступление азота в сталь из печной атмосферы практически прекращается. Поэтому раннее шлакообразование позволяет получить меньшее содержание азота в металле к началу окислительного периода. Во время окислительного периода происходит удаление части азота из стали вследствие экстрагирования его пузырьками окиси углерода. Количество удаленного N2 увеличивается с увеличением количества окисленного углерода. В работах ряда исследователей было установлено существование прямолинейной зависимости между изменением содержания азота в стали Д [N, %] и количеством окисленного углерода, т. е. разностью между содержанием углерода в металле в начале окислительного периода [С]0 и в конце периода [С]: [N, %] = -K ([С]о — [С]). При интенсивном кипении количество N2 в стали, выделившегося в окислительный период, достигает 30—50% его исходного содержания. К концу окислительного периода содержание азота в стали, как и при мартеновском процессе, составляет обычно 0,004—0,008%. Удовлетворительное удаление азота из стали достигается при достаточно большом количестве окисленного углерода. Исследования и практика электросталеплавильного производства показывают, что для деазотации стали в условиях окислительного периода электроплавки в основных дуговых печах целесообразно окислять 0,3—0,5% С. В восстановительный период содержание азота в стали возрастает в результате прекращения окисления углерода и, следовательно, удаления N2 при увеличении интенсивности поступления его из шлака в металл, что является следствием значительного увеличения растворимости азота в шлаке при его раскислении. В белых шлаках он, согласно исследованиям Н. М. Чуйко, составляет 0,03—0,06%, а в карбидных шлаках достигает 0,2%. Действенным способом уменьшения количества азота, поступившего в сталь в восстановительный период, служит уменьшение продолжительности восстановительного периода и отказ от работы под карбидным шлаком. В среднелегированных сталях, выплавленных в дуговой электропечи, обычно содержится 0,006—0,012% азота (по сравнению с 0,004—0,008% в мартеновской и 0,002—0,005% в кислородно-конвертерной стали). В высоколегированной стали содержание N2 выше и может достигать 0,02% вследствие увеличения растворимости азота в металле и внесения его ферросплавами. ПЛАВКА СТАЛИ В ОТКРЫТЫХ ЭЛЕКТРОПЕЧАХ Технология плавки стали в основных дуговых печах Методы плавки стали в дуговых печах Технология плавки стали в дуговых печах определяется составом выплавляемой стали и предъявляемыми к ней требованиями, а также качеством шихты. В зависимости от этих факторов технология плавки даже в одной дуговой сталеплавильной печи может быть существенно различной. Имеются две основные разновидности технологии плавки легированной стали: плавка на углеродистой («свежей») шихте и плавка переплавом легированных отходов. Углеродистая шихта характеризуется повышенным содержанием углерода, фосфора, серы и отсутствием или незначительным количеством легирующих элементов. Для передела такой шихты в качественную сталь требуется проведение специального окислительного периода, в течение которого окисляются углерод, фосфор и некоторые сопутствующие элементы: кремний, хром, марганец, ванадий и др. Наличие окислительного периода является характерной особенностью технологии плавки на свежей шихте, поэтому ее называют еще плавкой с полным окислением. Плавка высококачественной стали на свежей шихте включает следующие этапы: подготовку шихтовых материалов, подготовку печи к плавке, загрузку шихты, период плавления, окислительный период, восстановительный период. Выплавка рядовой стали проводится по упрощенной технологии под одним шлаком с интенсивным использованием кислорода и характеризуется отсутствием восстановительного периода. Рис.1 Методы плавки стали в дуговых печах Проведение всех периодов плавки позволяет глубоко очистить металл от вредных примесей — фосфора и серы. Окисление углерода в окислительный период вызывает кипение ванны дуговой печи и способствует дегазации металла — удалению растворенных в нем водорода и азота. Поэтому плавка с полным окислением позволяет получать из рядовой шихты высококачественную сталь. Недостаток этого метода плавки заключается в потере некоторых содержащихся в шихте легирующих элементов (хрома, ванадия и др.) и большей продолжительности плавки. При плавке методом переплава окислительный период исключают из суммарного процесса плавки, в результате чего некоторые из содержащихся в шихте легирующих элементов не окисляются и остаются в стали. Это позволяет полнее использовать легирующие элементы, содержащиеся в отходах, и уменьшить расход ферросплавов. Продолжительность плавки методом переплава меньше, чем на свежей шихте, соответственно выше производительность агрегата, меньше расход электрической энергии. Себестоимость стали, выплавленной методом переплава, меньше себестоимости той же стали, выплавленной на свежей шихте. Однако отсутствие окислительного периода делает невозможным удаление фосфора, поэтому для плавки методом переплава требуется чистая по фосфору шихта. Кроме того, отсутствие кипения ванны не позволяет удалять в течение плавки растворенные газы, что требует принятия дополнительных мер для их удаления. На плавках методом переплава для ускорения нагрева металла, понижения в нем содержания углерода и растворенных газов ванну часто продувают газообразным кислородом. В результате экзотермических реакций кислорода с железом, кремнием и углеродом температура ванны быстро повышается, хром и другие легирующие элементы при этом окисляются незначительно, а выделяющаяся окись углерода оказывает дегазирующее действие. Такую разновидность технологии переплава называют плавкой с частичным окислением. Шихта для выплавки стали и требования к ней Для выплавки стали в электропечах необходима шихта следующего состава: металлическая часть, шлакообразующие, окислители, добавочные материалы (раскислители и легирующие) науглероживатели. Металлическая часть шихты Основу шихты для электропечей составляет металлический лом: на одну тонну выплавляемой в электропечах стали в среднем расходуется около 950 кг лома. Примерно треть этого количества составляют брак, литейные отходы, обрезь слитков, отходы при прокатке и ковке, а также стружка от обдирки слитков, т. е. собственные отходы металлургических заводов. Остальная часть шихты складывается из отходов, возвращаемых заводами потребителями, направляемого в переплав изношенного и устаревшего оборудования и инструмента и лома, собранного отделениями вторчермета. Кроме того, в ограниченных количествах используется специально выплавляемая шихта — мягкое железо, а также передельный чугун и металлизованные окатыши. Металлический лом, используемый в качестве шихты при выплавке стали, делится на две категории: группа нелегированных (А) и легированных (Б) отходов. Нелегированный (углеродистый) лом не должен быть загрязнен цветными металлами (свинцом, цинком, оловом и др.), особенно никелем, медью и мышьяком, которые практически полностью переходят из шихты в металл и могут оказать существенное влияние на свойства стали. Нежелательно также, чтобы в углеродистых отходах содержалось фосфора более 0,05%, так как удаление таких количеств фосфора потребует продолжительного окислительного периода. Поэтому металлический лом испольуемый в качестве шихты, должен быть освобожден от лома цветных металлов и рассортирован по происхождению. Знание происхождения лома позволяет примерно оценить его состав и более правильно использовать его при шихтовке. На заводах качественных сталей в электросталеплавильных цехах выплавляют сотни различных марок легированной стали. Часть из них содержит элементы, не поддающиеся окислению и трудно удаляемые при пользовании обычными процессами. Отходы, содержащие такие элементы, могут быть использованы в качестве шихты при выплавке стали определенного сортамента. Отходы легированных сталей должны быть рассортированы в группы, близкие по составу марок, и храниться отдельно от других отходов. Отходы некоторых наиболее сложно легированных марок следует хранить помарочно. Металлический лом должен иметь определенные габариты. Мелкий лом, как правило, более окислен, замусорен и загрязнен маслом. Значительная окисленность лома не позволяет точно оценить долю угара металла, что чревато при таком качестве шихты непопаданием в заданный химический состав готовой плавки. Разложение в зоне электрических дуг ржавчины (гидрата окиси железа) и масла приводит к появлению в атмосфере печи атомарного водорода, интенсивно поглощаемого металлом. Малая насыпная масса мелкого лома не позволяет завалить в печь всю шихту в один прием, вследствие чего, после расплавления первой порции шихты, приходится осуществлять подвалку. Это снижает производительность печи и увеличивает потери тепла. Особые заботы доставляет переплав стружки. Длинная стружка затрудняет загрузку шихты; как правило, она сильно загрязнена маслом и уже на месте получения смешивается с отходами стали других марок, а часто и со стружкой цветных металлов. По этим причинам стружку следует переплавлять на заводах вторчермета и электросталеплавильным цехам поставлять изготовленные из нее паспортные болванки с известным химическим составом. Стружка, поставляемая непосредственно в электросталеплавильные цеха, должна быть спрессована и обожжена. Дополнительные затраты на подготовку стружки вполне окупаются экономией, получаемой при использовании доброкачественной шихты. Нежелательно, чтобы в шихте были чрезмерно крупные куски — бракованные слитки, недоливки и т. п. В дуговой печи можно расплавлять крупногабаритный лом, но продолжительность плавления при этом увеличивается, длительное время приходится работать на высокой мощности, что отрицательно сказывается на стойкости футеровки печи. По этой причине максимальная масса отдельных кусков не должна превышать одной пятидесятой массы всей садки. Для производства стали некоторых марок в состав шихты вводят специально выплавленную предварительно заготовку. Чаще всего она по своему составу представляет собой низкоуглеродистую сталь с ограниченным содержанием углерода, фосфора и серы, т. е. мягкое железо, полученное методом плавки на свежей шихте. Мягкое железо должно быть в менее крупных кусках, чем легированные отходы, так как в связи с низким содержанием углерода оно плавится при более высокой температуре. Поэтому слитки мягкого железа прокатывают на заготовку, которую затем рубят на куски определенного размера. Мягкое железо намного дороже углеродистого лома и его использование в отрицательно сказывается на себестоимости стали. Использование в шихте мягкого железа может быть оправдано только серьезными технологическими затруднениями выплавки стали нужной марки. Следует отметить, что для электропечной плавки характерен постоянно наблюдаемый недостаток качественного лома. В связи с этим в течение длительного времени изыскивают материалы, которые могли бы заменить лом. В частности, неоднократно предпринимались попытки заменить часть лома передельным чугуном в качестве шихты. Однако все эти попытки заканчивались, как правило, неудачно. Передел чугуна в сталь заключается в окислении находящихся в нем в избыточных количествах углерода, кремния, фосфора. Электропечи, плохо приспособлены для проведения окислительных процессов, поэтому использование их для передела значительного количества чугуна в качестве шихты нецелесообразно. Обнадеживающие результаты получены при использовании в шихте электропечей полупродукта — предварительно продутого в реакторе чугуна. Однако появление и совершенствование кислородно-конвертерного процесса сделали более целесообразным переработку чугуна в сталь монопроцессом в конвертере. В последние годы проводятся интенсивные всесторонние исследования плавки стали в электропечах с использованием высокометаллизированных окатышей в качестве шихты (90—95% Feoбщ, 85—90% Feмeт). Построены промышленные комплексы для работы с непрерывной загрузкой окатышей в дуговую печь и с непрерывной разливкой стали. Использование чистых по сере, фосфору и сопутствующим примесям металлизованных окатышей позволяет при обычном качестве шихты выплавлять, применяя этот процесс, качественные стали. Плавка металлизированных окатышей в электропечах (бездоменный процесс) при успешном решении проблемы эффективного восстановления окатышей может оказаться более эффективной по всем показателям, чем выплавка стали из чугуна в конвертерах. Таблица 1. Химический состав шлакообразующих и окислителей Кликните на рисунок, чтобы увеличить. Шлакообразующие При выплавке стали в основных дуговых печах для образования основного шлака используют известь, известняк, плавиковый шпат, шамотный бой и песок. В кислых печах шлак наводят из песка, шамотного боя и извести. Наиболее важной составляющей шлаковых смесей, использемых в качестве шихты, является известь, которую получают обжигом известняка в шахтных печах при температуре 1100—1300° С. При обжиге углекислый кальций известняка разлагается на окись кальция и углекислый газ СаСO3 -> СаO + СO2. Химический состав обожженной извести приведен в таблице. Содержание серы в известняке, применяемом в качестве шихты, в большинстве случаев низкое, однако оно возрастает после обжига за счет серы топлива. Повышенное содержание серы в шлаке затрудняет процесс десульфурации стали. Содержание других окислов в извести ограничивают по следующим соображениям: кремнезема, чтобы при заданной основности шлака количество его было меньше; окиси магния, чтобы шлак был более жидкотекучим и активным; окислов железа, чтобы не затруднять процесс десульфурации. Для выплавки высококачественной стали, в качестве шихты используют только свежеобожженную известь. При хранении известь интенсивно поглощает влагу из воздуха с образованием гидроокиси кальция [СаО + Н2О —> Са(ОН)2], которая рассыпается в порошок. Влага, внесенная известью, в печи разлагается на кислород и водород, вызывая обогащение стали водородом. Поэтому применение пылеватой извести, так называемой «пушонки», в электропечах совершенно недопустимо. Вместо извести в окислительный период можно пользоваться необожженным известняком. Применяют известняк, содержащий не менее 97% СаСО3 (не менее 54% СаО). Известняк не гигроскопичен, его можно длительное время хранить. Разложение углекислого кальция в электропечи вызывает выделение пузырьков СО2, которые обеспечивают перемешивание металла и шлака и способствуют дегазации металла. Окислительный углекислый газ окисляет примеси в металле, в частности углерод. Отрицательной стороной применения известняка вместо извести является дополнительная затрата электроэнергии на разложение карбоната кальция. Для разжижения высокоосновных шлаков, в качестве шихты, применяют плавиковый шпат, песок и шамотный бой. Как отмечалось при изучении свойств шлака, особенно сильно понижает его вязкость CaF2. К тому же использование CaF2 позволяет разжижать высокоосновные шлаки без уменьшения их основности, что чрезвычайно важно для эффективного удаления серы. Поэтому широкое применение для наводки шлака получил плавиковый шпат, который в случае его использования при электроплавке должен содержать 90—95% CaF2, не более 3,0% SiO2 и не более 0,2% S. Песок также понижает температуру плавления основных шлаков, но при этом понижается и основность шлака. Поэтому в основных печах песок находит ограниченное применение, в то время как в кислых печах он является главным шлакообразующим материалом. Основное требование, предъявляемое к песку, — высокое (минимум 95%) содержание SiO2. При выплавке нержавеющих сталей и для разжижения густых магнезиальных шлаков иногда используют бой шамотных огнеупоров, содержащих примерно 60% SiO2 и 35% Аl2O3. Окислители Для интенсификации окислительных процессов в металл необходимо вводить окислители - кислород. Источниками кислорода служат железная руда, окалина и агломерат. Широкое распространение получила продувка металла газообразным кислородом. Железную руду в качестве окислителей применяют при выплавке стали методом полного окисления. Присадка руды небольшими порциями обеспечивает длительное равномерное кипение металла без повышения его температуры, так как присаживаемая руда постоянно охлаждает металл. Это имеет особое значение для эффективного удаления фосфора. Руду в качестве окислителей используют в завалку и в окислительный период. Руда, присаживаемая в окислительный период через шлак, должна быть в кусках определенного размера, желательно 50—100 мм в диаметре. Мелкая руда растворяется в шлаке, а крупные куски вызывают бурное вспенивание металла и шлака. Кроме соответствия требованиям, касающимся определенного размера кусков, руда применяемая в качестве шихты должна удовлетворять и требованиям по химическому составу: в ней должно содержаться много окислов железа и мало кремнезема, серы и фосфора. Наиболее богатой является криворожская руда, но в ней содержшся довольно много фосфора и серы. Чистая по сере и фосфору бакальская руда характеризуется повышенным содержанием пустой породы, что вызывает понижение основности шлака, увеличение его количества и требует дополнительных затрат электроэнергии. Иногда вместо руды в качестве окислителей используют заменители — агломерат и окалину от проката. Окалина от проката углеродистых сталей является наиболее чистым окислителем, но вследствие малого удельного веса она задерживается в шлаке. Необходимо учитывать также, что прокатная и кузнечная окалина может содержать легирующие элементы, которые целесообразно использовать. Для интенсификации окисления углерода во время окислительного периода плавки на свежей шихте, а также для быстрого повышения температуры металла, окисления избыточного углерода и сопутствующих примесей при переплаве легированных отходов широко применяют продувку металла кислородом. Газообразный кислород чистотой около 99,5% подают в ванну под давлением 1—2 МПа (10—12 ат). Основное требование, предъявляемое к газообразному кислороду как окислителю, низкое содержание влаги (не более 1 г/м3). Поэтому перед продувкой кислород должен быть осушен в специальных поглотителях влаги. Раскислители и легирующие Для раскисления стали и ее легирования раскислители и легирующие элементы применяют в чистом виде или в виде сплавов с железом или друг с другом. Наибольшее распространение для раскисления и легирования стали получили металлические алюминий, никель, хром, марганец, молибден, кобальт и титан, ферросплавы — ферросилиций, ферромарганец, феррохром, ферровольфрам, феррованадий, ферромолибден, ферротитан, феррониобий, ферробор и другие, а также комплексные сплавы — силикомарганец, силикокальций, силикоцирконий силикоалюминий, сплавы алюминия, марганца и кремния, кремния, кальция и алюминия и другие. Сплавы, применяемые в качестве раскислителей и легирующих, должны удовлетворять ряду требований: 1. Содержание основного легирующего элемента в сплаве должно быть максимальным. При низком содержании легирующих элементов увеличивается масса присадки, что удлиняет время ее проплавления и ведет к увеличению расхода электроэнергии и снижению производительности печи. Исключение составляют ферросплавы тугоплавких металлов — ферровольфрама и ферромолибдена, для более быстрого растворения которых желательно иметь более низкое их содержание в сплаве. 2. Сплавы должны быть чистыми от вредных для стали примесей, шлаковых включений и газов. Это особенно важно, потому что значительную часть их присаживают в печь лишь к концу плавки, когда рафинирование ванны уже закончено. 3. Куски сплавов должны быть определенного габарита. Наличие крупных кусков удлиняет время их растворения, затрудняет точность взвешивания и может быть причиной повышенного расхода сплава. Кроме того, сплавам каждого элемента предъявляются свои особые требования, которые изложены в разделе «производство ферросплавов». Науглероживатели. К числу науглероживателей принадлежат материалы, содержащие углерод и используемые для увеличения содержания углерода в металле. Они входят либо в состав шихты, либо их вводят в жидкий металл. Для науглероживания в электросталеплавильных цехах используют главным образом кокс и электродный бой, в редких случаях (вследствие дефицита) — древесный уголь и сажу. Основное требование, предъявляемое к науглероживателям, заключается в том, что они должны быть чистыми по вредным примесям (главным образом иметь низкое содержание серы) и вносить мало золы. Подготовка, ремонт и заправка футеровки печи Огнеупорная футеровка дуговой печи изнашивается и для поддержания ее в рабочем состоянии необходимо регулярно ремонтировать ее наиболее пострадавшие участки. Поэтому после каждой плавки дуговую печь тщательно осматривают, подину прощупывают железным штырем, выявляют все поврежденные места и проводят ремонт футеровки печи. Сразу же после выпуска плавки печь необходимо очистить от остатков шлака и металла. Систематическое накопление остатков шлака на подине приводит к ее зарастанию и уменьшению объема ванны дуговой печи, в результате чего уровень зеркала металла поднимается, а это затрудняет ведение процесса (металл труднее перемешивать, печь нельзя наклонять для схода шлака самотеком) и увеличивает опасность прорыва металла через откосы или порог рабочего окна. Кроме того, шлак, смешиваясь с заправочными материалами, понижает их огнеупорность и способствует размягчению футеровки при высоких температурах. Наличие остатков металла на подине также недопустимо, особенно ири переходе на выплавку стали другой марки или при плохом состоянии подины. В случае смены марки выплавляемой стали остатки металла могут явиться причиной непопадания в заданный состав металла, например по никелю, хрому, молибдену и т. д. Наличие остатков не дает также возможности проводить качественный ремонт футеровки подины, так как оно препятствует свариванию заправочных материалов с огнеупорами. После расплавления металла заправочный материал всплывает, и это приводит к загущению шлака и дальнейшему разрушению подины. При значительных повреждениях футеровки подины, когда удаление остатков металла становится затруднительным, следует очистить задний откос, заправить его и наклонить дуговую сталеплавильную печь в сторону разливочного пролета. После застывания металла на заднем откосе печь необходимо поставить в нормальное положение и приступить к очистке. После заправки печи удаляют замороженную сталь. Остатки шлака и металла удаляют металлическими скребками вручную. Это очень тяжелая операция, тем более, что ее выполняют под прямым тепловым излучением футеровки и по возможности быстро, пока шлак и сталь не застыли, а футеровка дуговой печи достаточно разогрета для сваривания с заправочным материалом. В печи сохраняется меньше остатков шлака и металла, если футеровка постоянно поддерживается в хорошем состоянии, откос в районе выпускного отверстия достаточно пологий и хорошо разделывается выпускное отверстие. Для более полного слива шлака перед выпуском плавки его целесообразно разжижать. В случае сильного зарастания подины для восстановления ее прежних размеров специально назначают плавку стали неответственной марки, выплавляемой с полным окислением. На подину заваливают руду и в окислительный период проводят интенсивное кипение, что приводит к размыву футеровки и восстановлению размеров ванны дуговой печи. Поврежденные участки футеровки после удаления остатков шлака и металла заправляют. Поврежденные места футеровки подины и откосов заправляют сухим магнезитовым порошком, а места наибольших повреждений — порошком, смоченным в жидком стекле. Наиболее пригоден для заправки специальный мелкозернистый порошок при размере зерна 0—1,5 мм без включений извести и доломита (белые и серые зерна). В состав заправочных смесей иногда включают размолотый бывший в употреблении магнезитовый кирпич. Для заправки печей, в которых выплавляют хромистые стали, в состав заправочных смесей может входить хромистая руда и молотый хромомагнезитовый кирпич. После значительного ремонта футеровки подины для ее закрепления следует провести плавку без окисления при сравнительно низкой тепловой нагрузке. Заправку печей небольшой емкости осуществляют, как правило, вручную лопатами, а передний откос — специальной ложкой. Для механизированной заправки средних и крупных печей предложено несколько конструкций заправочных машин. В рабочее пространство дуговой печи машины опускают краном сверху либо вводят через рабочее окно. Следует, однако, отметить, что механизированной заправке печи свойствен ряд недостатков и оптимальный способ механизации этого процесса пока не найден. Одни машины (например, дисковые, пневматические, разбрасывающие порошок из мульды) не обеспечивают избирательного ремонта отдельных участков, разбрасывая равномерно порошок по всему периметру печи. В результате расход магнезита увеличивается, а поврежденные места приходится дополнительно заправлять другими способами, часто даже вручную. Другие (пневматическая, забирающая порошок из бункера) обеспечивают локальность ремонта, но сжатый воздух сильно охлаждает футеровку, особенно там, куда подается заправочный материал и где для его сваривания с футеровкой требуется высокая температура. После заправки печи следует тщательно осмотреть стены и свод печи и выполнить необходимый ремонт футеровки. При назначении марки стали для выплавки необходимо учитывать состояние футеровки печи. К концу ее кампании нельзя назначать выплавку стали, осуществляемую с повышенной тепловой нагрузкой как по температурному режиму, так и по продолжительности. При значительном расхождении составов предыдущей и предстоящей плавок нужно назначить плавку стали промежуточного состава. Выплавку легированной конструкционной стали можно осуществлять начиная с третьей, а стали ответственного назначения — с пятой плавки после полного ремонта стен. Требования и порядок загрузки шихты На современных электропечах загрузка шихты осуществляется сверху при помощи загрузочных бадей. Старые дуговые печи загружают, пользуясь мульдами. В первом случае загрузка шихты осуществляется в один-два приема и независимо от емкости печи длительность загрузки составляет 5—10 мин. Длительность завалки в случае использования мульд зависит от насыпной массы шихты и емкости печи. Завалка мульдами печей емкостью 40 т продолжается 40—50 мин. Для убыстрения завалки, когда представляется возможным, старые дуговые сталеплавильные печи реконструируют и переводят на завалку сверху. Быстрая загрузка шихты позволяет сохранить тепло, аккумулированное кладкой печи, в результате чего сокращается продолжительность плавления, уменьшается расход электроэнергии и электродов и увеличивается стойкость футеровки дуговой печи. При загрузке шихты сверху порядок укладки шихты в бадье предопределяет расположение ее в печи. Для предохранения подины от ударов крупных падающих кусков на дно бадьи желательно загружать небольшое количество мелкого лома. Наиболее крупную шихту догружают вперемежку с шихтой средних размеров в центральную часть бадьи так, чтобы в печи крупные куски оказались непосредственно под электродами. По периферии распределяют куски средних размеров, а сверху засыпают мелочь. Такая последовательность загрузки шихты в бадью обеспечивает наиболее плотную укладку шихты в дуговой сталеплавильной печи, что очень важно для стабильного горения электрических дуг. Наличие сверху мелочи обеспечивает в начале плавление быстрое погружение электродов и исключает прямое воздействие излучения дуг на футеровку стен, а присутствие в шихте под электродами крупных кусков замедляет проплавление колодцев и исключает возможность погружения электродов до подины раньше, чем накопится слой жидкого металла, защищающий подину от прямого воздействия дуг. Для достижения оптимальной укладки шихта должна состоять на 35—40% из крупного лома, 40—45% среднего и 15—20% мелкого, причем примерно половину мелочи нужно загружать вниз, а вторую половину — поверх остальной завалки. При наличии в шихте легирующих элементов их надо располагать таким образом, чтобы обеспечивалась максимальная скорость их плавления и минимальный угар. Тугоплавкие металлы, такие как ферромолибден или ферровольфрам, следует загружать в центральную часть бадьи. Легкоплавкие металлы, например никель, в зоне горения дуг интенсивно испаряются. Для уменьшения потерь их целесообразно загружать ближе к откосам. Содержание углерода в загружаемой шихте должно быть на 0,4—0,6% выше нижнего предела в стали заданной марки. Недостающее количество в шихте углерода вводят используя для этого соответствующие присадки углеродсодержащих материалов — чугун, кокс и электродный бой. В результате введения чугуна в металле увеличивается содержание фосфора, поэтому чугуном пользуются только на плавках с полным окислением и дозируют его в количестве не более 20% от массы шихты. Чугун характеризуется низкой температурой плавления, поэтому его загружают вместе с мелким ломом поверх всей завалки. Кокс и электродный бой для лучшего усвоения загружают поверх первой порции мелкого лома. Для раннего образования шлака, предохраняющего металл от окисления, и для дефосфорации в процессе плавления с шихтой загружают известь в количестве 2—3%. В зависимости от состояния подины известь загружают либо на подину, либо после на часть ранее загруженной шихты. Для дефосфорации металла уже в период плавления на плавках с полным окислением в завалку дают 1,0—1,5% железной руды. При зарастании подины руду засыпают непосредственно на подину, в остальных случаях ее загружают в бадью поверх части металлической шихты. В случае мульдовой загрузки шихты последовательность загрузки должна обеспечивать такой же порядок распределения шихты в дуговой печи, как и при бадьевой загрузке. С целью сокращения длительности загрузки шихты ее целесообразно осуществлять двумя завалочными машинами. Задачи и протекание периода плавлении В период плавления нужно как можно быстрее перевести металл в жидкое состояние. Длительность периода плавления зависит от емкости дуговой печи, установленной мощности трансформатора, состава выплавляемой стали, электрического режима и ряда других факторов. Абсолютная продолжительность периода плавления изменяется от одного до четырех часов, что составляет одну-две трети длительности всей плавки. В большинстве случаев это самый продолжительный период плавки. Учитывая отсутствие каких-либо технологических ограничений в форсировании плавления шихты, следует признать, что в сокращении периода плавления имеются большие резервы увеличения производительности дуговых сталеплавильных печей. Технически обоснованной является длительность плавления в печах любого тоннажа, не превышающая 1,0—1,5 часов. Большое тепловосприятие ванны в период плавления позволяет в этот период работать с максимальной мощностью и при максимальном напряжении на электрической дуге (в рациональных, конечно, пределах). Лишь в самом начале периода плавления, когда дуги открыты и расположены высоко, излучение длинных электрических дуг может привести к перегреву футеровки свода и стен. Поэтому в первые минуты рекомендуется применять более низкое напряжение. После образования колодцев дуги оказываются экранированными шихтой, что позволяет перейти к плавлению при максимальных напряжении и мощности. Рисунок.1 Этапы плавления шихты: а — начало плавления, б — проплавление колодца; в — конец плавления Работа на самой высокой ступени напряжения в период плавления целесообразна по двум причинам. Во-первых, чем выше напряжение, тем при той же мощности меньше сила тока и тем меньше потери в цепи, т. е. тем выше электрический к.п.д. Во-вторых, чем выше напряжение, тем длиннее дуга и тем на большую поверхность шихты распространяется ее излучение. Если шихта подобрана и уложена правильно, то расположенная сверху мелкая шихта быстро проплавляется и дуги погружаются в шихту, не оказывая на футеровку дуговой печи заметного воздействия. В этом случае расплавление с самого начала можно вести на максимальной мощности. Дуги прожигают в твердой шихте колодцы диаметром на 30— 40% больше диаметра электродов. В процессе прожигания колодцев тепловосприятие шихты максимально, так как дуга горит непосредственно в твердой шихте, а боковое излучение дуг воспринимается стенками колодцев. Через 30—40 мин, считая от начала периода плавления, электроды опускаются в крайнее нижнее положение — до поверхности скопившегося на подине жидкого металла. С этого момента скорость плавления несколько замедляется, так как тепло аккумулируется в основном жидким металлом, он перегревается и в нем растворяется твердая шихта. Лишь небольшая часть тепла дуги передается твердой шихте излучением на стенки колодцев. Для более быстрого расплавления шихты после прожигания колодцев современные крупные дуговые сталеплавильные печи оборудуют механизмом вращения ванны. Это позволяет прожигать не три, а девять колодцев, в результате чего скорость плавления на вращающихся печах выше, чем на печах со стационарной ванной. Однако усложнение конструкции печи, перерывыв ее работе, вызываемые подъемом электродов и свода на время вращения ванны, а также большие тепловые потери, связанные с охлаждением свода и электродов, ставят под сомнение целесообразность вращения ванны. Ускорение плавления шихты вне зоны действия электрических дуг может быть достигнуто применением газо-кислородных горелок. При их использовании продолжительность периода плавления и расход электроэнергии сокращаются примерно на 15—20%, хотя общий расход топлива на плавку несколько увеличивается. Положительный экономический эффект достигается вследствие более низкой стоимости топлива по сравнению со стоимостью электроэнергии и электродов, а также в результате увеличения производительности печи. Водоохлаждаемые газо-кислородные горелки в рабочее пространство вводят либо тангенциально и под углом примерно зонту через отверстия в стенах либо через свод (см. рисунок 2). Тангенциальное расположение горелок менее удобно, так как они быстро забрызгиваются шлаком. Сводовые горелки в окислительный период используют как фурмы для вдувания кислорода. В период плавления для предотвращения чрезмерного окисления шихты соотношение между кислородом и газом поддерживается в пределах 1,0—1,5. Для сокращения периода плавления на некоторых заводах практикуют предварительный подогрев шихты в бадьях до 400—700° С газо-кислородными горелками. Удельные энергетические затраты на плавку в стоимостном выражении могут быть при этом снижены на 15—25%. Однако этот процесс широкого распространения не получает из-за трудностей его осуществления в крупных высокопроизводительных цехах. Рисунок.2 Схема расположения боковых (а) и сводовых (б) газокислородных горелок Широко пользуются интенсификацией в период плавления при помощи газообразного кислорода, вводимого через водоохлаждаемую фурму или футерованные трубы (d = 3/4) непосредственно в жидкий металл. Выделение значительного количества тепла при окислении железа, марганца, кремния, углерода и других примесей способствует быстрому повышению температуры жидкого металла и растворению в нем оставшейся шихты. Чем раньше начать продувку, тем больше интенсивность плавления, но вместе с тем и больше угар железа и окисляемых элементов. Применение кислорода для интенсификации оправдано, если стоимость кислорода и повышенный угар компенсируются экономией от ускоренного периода плавления. В период плавления кислород целесообразно также применять для подрезки шихты. В процессе плавления отдельные куски шихты свариваются между собой, образуя мосты. При растворении нижних кусков может произойти обвал шихты и вызвать поломку электродов. Часть шихты застревает на откосах и не растворяются в жидкой ванне, а ее расплавление требует значительного времени. И в том и в другом случае необходимо шихту периодически обваливать. Обычно это делается с помощью завалочной машины, но при этом печь приходится отключать, поднимать электроды и через рабочее окно вводить на хоботе завалочной машины мульду и, пользуясь ею, обваливать шихту. Таблица.1 Тепловой эффект и расчетное повышение температуры ванны при окислении 1% элемента газообразным кислородом Эта операция значительно упрощается при подрезке шихты кислородом. Для этого струю кислорода направляют под основание застрявших кусков шихты, они оплавляются и шихта погружается в расплавленный металл. В процессе периода плавления происходит окисление примесей, вносимых шихтой. Практически полностью окисляются алюминий, титан, кремний, значительное количество хрома, марганца и других примесей. С целью сокращения длительности окислительного периода в период плавления целесообразно создавать условия, благоприятные для окисления фосфора. Для этого количество руды и извести в завалку надо рассчитывать таким образом, чтобы к концу периода плавления основность шлака была более 1,6, а содержание закиси железа превышало 12%. При соблюдении этих условий в период плавления окислится более половины внесенного шихтой фосфора. После полного расплавления шихты и тщательного перемешивания ванны отбирают пробу металла на полный химический анализ и на 3/4 скачивают шлак, вместе с которым удаляется значительная часть окислившегося фосфора. В случае получения в первой пробе пониженного содержания углерода шлак скачивают начисто и, пользуясь коксом или электродным боем, проводится науглероживание металла. Затем в печь присаживают известь с плавиковым шпатом в количестве 1,5—2,0% от массы металла и после их растворения приступают к окислительному периоду. Окислительный период плавки стали В Окислительный период необходимо реализовать следующие основные мероприятия: понизить содержание фосфора ниже допустимых пределов в готовой стали; возможно полнее удалить растворенные в металле газы (водород и азот); нагреть металл до температуры, на 120—130° С превышающей температуру ликвидуса; привести ванну в стандартное по окисленности состояние. Одновременно окисляются другие примеси: углерод, кремний, марганец, хром и др. Если плавка ведется, минуя восстановительный период, в окислительный период нужно также удалить серу из металла до содержания ниже допустимого предела. Окисление фосфора осуществляют присадками железной руды с известью. Начинать присадку руды следует после предварительного подогрева металла, чтобы сразу же после введения руды началось окисление углерода и кипение металла. Руду и известь надо давать равномерными порциями, поддерживая энергичное кипение металла. Шлак в этот период должен быть пенистым, жидкоподвижным и самотеком сходить через порог рабочего окна. Обеспечение самопроизвольного стекания и обновления шлака в окислительный период необходимо для эффективного удаления фосфора. По мере окисления углерода повышается температура плавления металла и уменьшается скорость окисления углерода. Скорость окисления к концу окислительного периода уменьшается почти в два раза: примерно с 0,6% в начале периода до 0,3% С/ч в конце окислительного периода. Для поддержания энергичного кипения необходимо повышать температуру металла, что затрудняет окисление фосфора, и поэтому снижения содержания фосфора в металле можно достигнуть лишь при постоянном обновлении шлака. Присаживать очередную порцию руды и извести необходимо при уменьшении интенсивности кипения металла, образовавшегося из предыдущей порции руды. Введение крупных порций руды нежелательно, так как это может вызвать охлаждение металла и кипение будет слабым. Избыток в ванне непрореагировавшей руды при последующем повышении температуры может вызвать очень бурное окисление углерода и привести к выбросу металла и шлака из дуговой печи. Во избежание этого руду надо присаживать так, чтобы скорость окисления углерода поддерживалась в пределах 0,4—0,6% в начале окислительного периода и 0,2—0,3% С/ч в конце. Для контроля за ходом окислительных процессов регулярно через каждые 5—10 мин отбирают пробы металла, в которых проверяют содержание фосфора и углерода. При содержании фосфора менее 0,020%, если не оговорено его более низкие концентрации, окисление рудой можно прекратить. Правильно организованный температурный режим окислительного периода, постоянное обновление шлака при поддержании его основности в пределах 2,7—3 и высоком содержании в нем закиси железа (15—20%) позволяют без особых затруднений понизить содержание фосфора до 0,010—0,012% и менее. Кроме режима фосфора, в окислительный период регламентируется режим углерода. Технологическими инструкциями предусматривается, чтобы за период кипения было окислено не менее 0,3% углерода при выплавке высокоуглеродистой стали, содержащей 0,6% углерода и более, и не менее 0,5% при выплавке среднеуглеродистой и низкоуглеродистой стали. В случае крупных дуговых сталеплавильных печей эти количества могут быть несколько уменьшены. Окисление такого количества углерода необходимо для дегазации металла. Интенсивное кипение ванны, вызванное окислением углерода, является единственным эффективным средством снижения содержания азота в электропечи, причем эффективность дегазации возрастает с увеличением скорости окисления углерода. Поэтому после понижения до необходимых значений концентрации фосфора окисление углерода целесообразно интенсифицировать. Очень высокие скорости выгорания углерода позволяет получить продувка металла газообразным кислородом. Так, в печи емкостью 40 т и при расходе кислорода 1200 м3/ч скорость окисления углерода составляет 3—4% С/ч при содержании его в пределах 0,9—1,0% и 0,7—0,8% С/ч при содержании 0,20%С, причем надо иметь в виду, что скорость обезуглероживания возрастает с увеличением интенсивности продувки. Окисление углерода в окислительный период плавки газообразным кислородом позволяет сократить длительность периода, благодаря чему при расходе кислорода 4—7 м3/т на 5—10% увеличивается производительность печей и на 5—12% снижается расход электроэнергии. Для уменьшения угара железа продувку ванны кислородом следует начинать после нагрева металла и проводить ее при включенной печи. После начала окисления углерода вследствие большого теплового эффекта этой реакции температура металла быстро возрастает, поэтому в момент появления пламени дуговую печь необходимо отключить. В процессе продувки отбираются пробы металла, в которых контролируется содержание углерода. К концу продувки содержание углерода должно быть немного ниже нижнего предела для заданной марки, в результате чего с учетом вносимого ферросплавами углерода и науглероживания от электродов обеспечивается получение заданного содержания его в металле. Однако, чтобы предотвратить переокисление металла, содержание углерода к концу окисления не должно быть ниже 0,1%, за исключением случая выплавки стали, в которой углерод является нежелательной примесью. Для стали таких марок ГОСТами устанавливается только верхний предел содержания углерода. Режим марганца в окислительный период обычно не регламентируется. Реакция окисления марганца в окислительный период близка к равновесию, поэтому нормальный ход плавки с необходимым повышением температуры к концу периода сопровождается восстановлением марганца из шлака. В окислительный период окисляется хром, причем значительное его количество окисляется еще в процессе плавления. Скачивание шлака в период плавления и постепенное его обновление в течение окислительного периода способствуют дальнейшему окислению хрома и потере его со шлаком. Тугоплавкие окислы хрома сильно понижают текучесть шлака и затрудняют процесс окисления фосфора. Поэтому использование хромистых отходов на плавках с полным окислением нецелесообразно. И тем не менее иногда с целью использования содержащихся в шихте никеля и молибдена в завалку дают некоторое количество хромо-никелевых и хромоникельмолибденовых отходов в таком количестве, чтобы содержание хрома в первой пробе не превышало 0,4%. Интенсификация окисления газообразным кислородом позволяет быстро поднять температуру металла до необходимого уровня. Однако при продувке кислородом металл легко и перегреть, что нежелательно, так как перегрев отрицательно влияет на состояние футеровки печи, ухудшает условия дефосфорации и может привести к увеличению в металле содержания азота. Поэтому при продувке нельзя допускать перегрева ванны, охлаждая ее при необходимости железной рудой. Достижением нужного содержания фосфора, углерода и необходимой температуры исчерпываются основные задачи окислительного периода. После присадки последней порции руды или окончания продувки кислородом, делают выдержку в течение не менее 10 мин, во время которой отбирают пробу на анализ и замеряют температуру металла. Общая продолжительность окислительного периода составляет 40—70 мин, а в случае применения газообразного кислорода она может быть сокращена до 30 мин. Длительность окислительного периода определяется в основном скоростью окисления фосфора. На некоторых заводах для ускорения окисления фосфора, вместе с кислородом вводят смесь порошков извести и плавикового шпата. Порошкообразные материалы в зоне реакции снижают перегрев металла и создают благоприятные условия для окисления фосфора, в результате чего длительность окислительного периода может быть дополнительно сокращена. В окислительный период удаляется 40—60% серы, вносимой шихтой. Успешной десульфурации способствует высокая основность шлака (не менее 2,7—2,8) и его постоянное обновление. Благоприятные условия для удаления серы в окислительный период создаются при введении вместе кислородом порошкообразной извести. Протекание восстановительного периода плавки По окончании окислительного периода сталь раскисляют. При этом возможны два варианта выполнения этой технологической операции: глубинное раскисление без наводки восстановительного шлака, т. е. без восстановительного периода; раскисление в восстановительный период. Глубинное раскисление без скачивания окислительного и наводки восстановительного шлака начали применять в последние годы и толчком к развитию этого метода послужило значительное увеличение мощности печных трансформаторов, которая в восстановительный период используется в малой степени. Минуя восстановительный период выплавляют главным образом углеродистую и низколегированную конструкционную сталь. При выплавке стали под одним шлаком (без наводки восстановительного шлака) после окончания окислительного периода в дуговую печь присаживают кусковой 45%-иый или 75%-ный ферросилиций (0,1%) и ферромарганец из расчета получения среднего заданного содержания марганца в металле. Затем при выплавке хромсодержащей стали в печь присаживают феррохром из расчета получения среднего заданного содержания хрома в стали. Длительность раскисления в печи составляет 10—20 мин, после чего сталь выпускают в ковш, где ее окончательно раскисляют ферросилицием и алюминием. Выплавка стали под одним шлаком позволяет сократить длительность плавки и уменьшить расход электроэнергии и раскислителей, а также упростить ведение плавки. Однако при выплавке стали, к которой предъявляются повышенные требования по свойствам и в которой необходимо получить пониженное содержание окисных включений, особенно при низком содержании углерода (0,15—0,20%), или низкое содержание серы (0,015—0,020%), а также при выплавке стали, в которую вводится значительное количество окисляемых легирующих элементов (Al, Ti, V, W, Cr), раскисление проводят в восстановительный период под восстановительным шлаком, который наводят после скачивания окислительного шлака. Основными задачами восстановительного периода являются: раскисление стали, удаление серы, корректировка химического состава стали, регулирование температуры металла, подготовка к выпуску высокоосновного жидкоподвижного шлака. В начале восстановительного периода содержание углерода должно быть на 0,03—0,10% меньше нижнего предела в готовой стали. При меньшем содержании углерода металл необходимо науглеродить. Для этого на поверхность металла после скачивания окислительного шлака присаживают кокс или электродный бой и металл перемешивают. При этом усваивается примерно 60—70% углерода кокса и 70—80% углерода, вносимого электродным боем. Науглероживание является нежелательной операцией, так как оно увеличивает продолжительность плавки, а кроме того, нужно иметь в виду, что открытая поверхность металла быстро охлаждается и он поглощает из атмосферы водород и азот, уже не удаляемые в восстановительный период. Поэтому окислительный период должен быть проведен так, чтобы необходимость науглероживания исключалась. Восстановительный период начинается наведением известкового шлака из смеси извести, плавикового шпата и шамота в соотношении 5:1:1 в количестве 2,0—3,5% от массы металла. Для быстрого проплавления шлаковой смеси первые 10—15 мин после включения тока рекомендуется работать на средней ступени напряжения трансформатора. Остальную часть рафинировки проводят на низшей ступени напряжения, за исключением случаев присадки большого количества ферросплавов. Подводимую мощность регулируют в соответствии с температурой металла. В течение длительного времени при выплавке легированных сталей применяли «классическую» технологию, основанную на диффузионном раскислении металла через шлак, когда раскисляющие вещества (кокс, ферросилиций, силикокальций, алюминий) в виде порошков присаживали к шлаку. Углерод, кремний, кальций и алюминий в шлаке восстанавливают окислы железа, марганца и хрома, и в объеме печи образуется восстановительная атмосфера. Понижение содержания окиси железа в шлаке вызывает переход кислорода из металла в шлак. Диффузионное раскисление можно проводить под белым или карбидным шлаком. Для получения белого шлака в начале восстановительного периода шлак обрабатывают порошком кокса, а затем смесью порошков кокса и 75%-ного ферросилиция, причем количество кокса в смеси постепенно уменьшается. После 25—40 минут выдержки шлак светлеет (в нем понижается содержание окислов железа, марганца, хрома). При остывании такой шлак рассыпается в белый порошок. Расход кокса на раскисление под белым шлаком составляет 1—2 кг на 1 т стали. При увеличении расхода кокса до 2—3 кг/т количества углерода может хватить не только для восстановления окислов тяжелых металлов и компенсации окисляющего влияния атмосферы, но некоторая его часть может пойти на восстановление окиси кальция по реакции: СаО + 3С = СаС3 + СО. Образованию карбида кальция способствуют высокие температуры и концентрация в шлаке углерода и окиси кальция, а также и восстановительная атмосфера. В герметизированной печи образуется карбидный шлак, содержащий более 2% СаС2. Такой шлак при определенных содержании взвешенного углерода и концентрации карбида кальция при охлаждении рассыпается в виде серого или темно-серого порошка. Выдержка под карбидным шлаком сопровождается значительным науглероживанием металла, поэтому можно раскислять под карбидным шлаком только высокоуглеродистые стали. Если выплавляют среднеуглеродистые стали, вместо карбидного шлака наводят слабокарбидный, содержащий 1,0—1,5% СаС2, что уменьшает скорость науглероживания металла. Карбид кальция хорошо смачивает металл, поэтому при выпуске и разливке возможно запутывание карбидного шлака в металле с образованием грубых шлаковых включений. Во избежание этого в конце восстановительного периода перед выпуском плавки карбидный шлак необходимо перевести в белый, для чего в нем надо окислить избыточный углерод и карбид кальция. За 20—30 мин до выпуска в дуговую печь присаживают шлаковую смесь с повышенным содержанием плавикового шпата и шамота и на некоторое время оставляют открытым рабочее окно. Усиленный приток воздуха окисляет углерод и карбид кальция, в результате чего шлак превращается в белый. Выплавка переплавом легированных отходов В готовые металлоизделия превращается лишь около половины выплавляемой стали. Уже на металлургических заводах 25—40% выплавленной легированной стали уходит в брак, обрезь, отходы при прокате. Значительное количество отходов образуется и в металлообрабатывающей промышленности. Например, в подшипниковой промышленности коэффициент выхода годного составляет 0,55, в транспортном машиностроении 0,86, в общем машиностроении 0,82. Другими словами, около половины выплавляемой легированной стали возвращается на переплав. Кроме того, на переплав направляют изношенные и устаревшие металлоизделия, изготовленные из легированного металла. При переплаве отходов легированых стали необходимо наиболее рационально использовать содержащиеся в них легирующие элементы. Такие элементы, как алюминий и титан, если не принять специальных мер, могут полностью окислиться и уйти в шлак еще в период плавления. Другие (хром, ванадий, вольфрам и др.) окисляются и в окислительный период. С целью максимального извлечения их из шихты плавку целесообразно вести без окисления, т. е. без присадок руды и с ограничением окислительных процессов в период плаления. Такой метод ведения плавки называют переплавом легированных отходов. При переплаве легированых отходов углерод и фосфор практически не окисляются, поэтому содержание фосфора в шихте не должно превышать допустимых пределов в готовой стали, а содержание углерода ввиду возможного науглероживания от электродов и от шлака должно быть на 0,05—0,10% ниже, чем в готовой стали (но не менее 0,08—0,1%). Поэтому в состав шихты, кроме собственных отходов или отходов близкой по составу стали, вводят мягкое железо или низкоуглеродистые отходы с низким содержанием фосфора. Экономически более целесообразно использовать менее дорогие низкоуглеродистые отходы, а не заготовку из мягкого железа. При необходимости использования феррохрома и ферровольфрама их вводят в завалку, причем ферровольфрам дают под электроды, а феррохром на откосы. С целью раннего образования шлака для защиты металла от окисляющего действия атмосферы и науглероживания электродами шлакообразующие дают в завалку, а после начала образования колодцев их забрасывают под электроды. Отсутствие кипения металла исключает возможность удаления газов из металлов. Поэтому при выплавке стали методом переплава легированных отходов качеству шихтовых материалов уделяется особое внимание — они должны быть сухими, лом не должен быть проржавленным, шлакообразующие и легирующие добавки должны быть прокалены. Но даже при соблюдении этих мер предосторожности на плавках методом переплава в металле содержание азота увеличивается. Предотвратить насыщение металла азотом и даже уменьшить его содержание по сравнению с исходным можно введением в завалку вместо извести известняка в количестве 1,0—1,5% от массы шихты. Образующаяся при его диссоциации двуокись углерода выделяется в виде пузырьков и дегазирует металл. Для этой же цели присаживают до 2% известняка в процессе плавления шихты. Даже при отсутствии окислительного периода часть легирующих элементов окисляется кислородом воздуха в период плавления и двуокисью углерода известняка, поэтому при выплавке стали с высоким содержанием хрома, вольфрама или ванадия шлак не скачивают. При необходимости науглероживания, получения густого шлака с высоким содержанием MgO или при повышенном содержании марганца скачивание шлака, образовавшегося в период плавления при выплавке стали этих марок, можно проводить лишь после раскисления. В остальном технологический процесс проводится как обычно. При выплавке стали методом переплава легированных отходов усвоение легирующих элементов из шихты ориентировочно характеризуется следующими цифрами %: Al Ti Si V Mn Cr W 0 0-10 50-70 70-80 70-80 85-90 90-95 При этом значительно сокращается расход ферросплавов, уменьшается количество вводимых добавок и длительность восстановительного периода. В связи с отсутствием окислительного периода производительность дуговой печи возрастает на 15—20%. Кроме того, уменьшается расход электроэнергии, электродов, огнеупоров, раскислителей, шлакообразующих, зарплата и общезаводские расходы. С целью интенсификации плавки и дегазации металла на многих заводах при выплавке стали методом переплава легированных отходов используют газообразный кислород. При использовании кислорода, шихту подбирают таким образом, чтобы содержание фосфора было меньше допустимых пределов в стали, а содержание углерода на 0,1% и более превышало верхний предел. Для этого в шихту включают до 80% отходов выплавляемой или другой стали подходящей марки и не менее 20% углеродистых отходов, содержащих менее 0,020% фосфора. Для увеличения содержания углерода в шихту включают необходимое количество кокса или электродного боя, а для раннего шлакообразования 1,5—2,0% извести или известняка и 0,3—0,5% шамотного боя. За 10—15 мин до полного расплавления отбирают предварительную пробу для химического анализа и начинают продувку металла кислородом. После полного расплавления и нагрева металла, что определяется по началу горения углерода, отбирают пробу и ведут продувку до получения требуемого содержания углерода. Количество окисленного углерода должно быть не менее 0,15%. По окончании продувки снова отбирают пробу металла и начисто скачивают шлак. При высоком содержании в шихте хрома, вольфрама или ванадия перед скачиванием шлак раскисляют. Восстановительный период проводят как и при обычной плавке. Усвоение легирующих элементов при переплаве отходов с частичным окислением ниже и примерно составляет, %: Si Mn V Cr W 0 20-30 30-40 60-80 85-90 Для уменьшения угара ванадия, хрома и вольфрама в шихту иногда добавляют кремнистые отходы или ферросплавы. Окисление кремния протекает с большим выделением тепла, благодаря чему температура металла быстро возрастает и более дорогие хром, вольфрам и ванадий окисляются в меньшей степени. Технология раскисления стали Диффузионный обмен между шлаком и металлом протекает с малой скоростью, поэтому раскисление стали через шлак требует значительного времени, что является крупным недостатком этого способа раскисления. Технология диффузионного раскисления стали предусматривает протекание реакций между раскислителями и закисью железа либо в слое шлака, либо на границе раздела металл-шлак, при котором сталь не будет загрязняться продуктами раскисления. Это преимущество диффузионного раскисления может быть реализовано при условии, что скорость перехода окиси железа из металла в шлак будет превосходить скорость встречной диффузии раскислителей. В этом случае удаления кислорода из стали должно происходить без увеличения содержания в нем раскислителей. Одним из раскислителей стали является углерод. В начале восстановительного периода содержание кислорода определяется содержанием углерода, но превышает равновесные значения. Если бы при выдержке под белым и карбидным шлаками удаления кислорода углеродом происходило в шлаке или на границе раздела металл—шлак, то после раскисления содержание кислорода в металле должно было бы быть меньше равновесного с углеродом. Однако многочисленные экспериментальные данные свидетельствуют о том, что в процессе выдержки под белыми и карбидными шлаками содержание кислорода в металле не становится меньше равновесного с углеродом, а лишь приближается к состоянию равновесия (см. рис. 1). При этом выдержка под белым шлаком сопровождается науглероживанием металла на 0,02—0,04%, под слабокарбидным — на 0,03—0,06%, Под карбидным — до 0,1%. Это говорит о том, что при диффузионном раскислении стали не только кислород переходит в шлак, но и углерод из шлака диффундирует в сталь, где вступает во взаимодействие с кислородом. Рисунок.1 Зависимость содержания кислорода в металле от содержания углерода до (а) и после (б) диффузионного раскисления Диффузионное раскисление другими элементами также сопровождается увеличением их содержания в металле, причем содержание кислорода не уменьшается ниже равновесных с сильными раскислителями. Таким образом, роль диффузионного раскисления сводится к понижению концентрации кислорода до равновесия с углеродом, а понижение его содержания ниже равновесных даже при раскислении порошками ферросилиция и алюминия происходит в глубине металла, т. е. по существу в результате глубинною раскисления, и, следовательно, продукты раскисления также образуются в металле. Роль диффузионного раскисления уменьшается с увеличением емкости печи, так как вместе с этим уменьшается удельная поверхность контакта металла со шлаком, что замедляет диффузионный обмен между ними, и поэтому уменьшается значение основного преимущества диффузионного раскисления стали. Из изложенного следует, что для интенсификации удаления кислорода целесообразно, особенно в крупных печах, раскислители вводить непосредственно в жидкую сталь. Этим способом можно за несколько минут удалить из металла кислорода больше, чем за 1,5—2,0 ч диффузионного раскисления. Однако из этого не следует, что выдержка под восстановительным шлаком бесполезна. Восстановительный шлак препятствует поступлению кислорода из атмосферы в металл, способствует удалению включений — продуктов глубинного раскисления и, что очень важно, способствует десульфурации металла. Поскольку все эти задачи в восстановительный период целесообразно решать комплексно и параллельно, в настоящее время для выплавки металла ответственного назначения наибольшее распространение получила технология, сочетающая преимущества диффузионного и глубинного раскисления стали. Технология комбинированого раскисления Комбинированое раскисление стали заключается в том, что после скачивания окислительного шлака на голое зеркало металла присаживают металлические раскислители в виде ферромарганца, ферросилиция, силикомарганца, силикохрома, алюминия, сплава АМС и других сплавов. Количество присадок должно быть таким, чтобы обеспечить содержание марганца на нижнем пределе в стали заданной марки и ввести 0,15—0,20% кремния и примерно 0,5—0,10% алюминия. Затем присаживают шлаковую смесь и после образования жидкого шлака его обрабатывают раскислительной смесью. Уже первые порции раскислительной смеси наряду с порошком кокса содержат молотый ферросилиций; в дальнейшем количество кокса в раскислительных смесях уменьшают. В результате обработки такими смесями в дуговой печи образуется слабокарбидный или белый шлак, содержащий менее 0,6% FeO и 50-60% СаО при основности 2,5-3,0 и характеризующийся высокой десульфурирующей способностью. Количество кислорода в металле благодаря глубинному раскислению резко уменьшается, что повышает скорость десульфурации. Увеличению скорости десульфурации способствует повышение жидкотекучести шлака при сохранении высокой основности его, что достигается присадками плавикового шпата. Плавиковый шпат, кроме того, может оказывать прямое влияние на десульфурацию, образуя с серой CaS и летучее соединение SF6. Таким образом, в восстановительный период электроплавки создаются исключительно благоприятные условия для удаления серы. Коэффициент распределения серы между шлаком и металлом составляет 15-40, а при наиболее благоприятных условиях достигает 60. Так как сера удаляется в результате ее диффузии к поверхности раздела металл-шлак, то увеличению скорости десульфурации способствуют перемешивание металла и увеличение поверхности контакта металла со шлаком. Практика эксплуатации печей, оборудованных механизмом электромагнитного перемешивания металла, показывает положительное влияние движения металла на скорость удаления серы. Но и при электромагнитном перемешивании распределение серы между металлом и шлаком не достигает равновесия, поэтому значительное количество серы (до 50%) переходит из металла в шлак во время выпуска, когда вследствие эмульгирования в ковше поверхность контакта увеличивается во много раз. Десульфурации металла во время выпуска плавки способствует глубокое раскисление металла и шлака, формирование к моменту выпуска жидкоподвижного высокоосновного шлака и слив металла вместе со шлаком мощной компактной струей. Учитывая это, шлак перед выпуском разжижают присадками плавикового шпата и раскисляют порошком алюминия, а за 3-5 мин до выпуска в металлическую ванну присаживают алюминий. После комбинированого раскисления в стали должно оставаться 0,02—0,05% растворенного алюминия. Такое количество растворенного алюминия необходимо для нейтрализации кислорода, поступающего из атмосферы во время выпуска и разливки стали, и для регулирования величины зерна аустенита, так как присутствие в металле избыточного алюминия делает сталь мелкозернистой. В зависимости от марки стали и необходимости получения зерна определенного размера для окончательного раскисления вводят от 0,4 до 1,2 кг алюминия на 1 т стали. После раскисления алюминием 70—90% всех включений в стали бывает представлено глиноземом, обусловливающим при прокатке образование строчек включений, ухудшающих свойства стали, особенно в поперечном направлении. Поэтому иногда для окончательного раскисления применяют и другие раскислители: ферротитан, силикокальций и др. При раскислении силикокальцием природа включений — продуктов комбинированого раскисления резко изменяется: преобладающими становятся глобулярные включения, благодаря чему улучшаются свойства стали в поперечном направлении. Окончательное раскисление алюминием и силикокальцием можно проводить также и в ковше, присаживая их на дно ковша перед сливом или под струю металла. Технология легирования стали Одной из главных задач восстановительного периода является легирование стали т.е. доводка металла до заданного химического состава. Поэтому в начале этого периода, сразу после образования шлакового покрова, отбирают пробу металла на определение содержания углерода, марганца, хрома и никеля. При диффузионно-осадочном раскислении марганец вводится из расчета получения нижнего предела заданного содержания, имея в виду, что некоторое количество марганца может восстановиться из небольшого количества шлака, сохранившегося после окислительного периода. При легировании стали феррохромом, его вводят в дуговую сталеплавильную печь в начале восстановительного периода. При выплавке высокохромистых марок стали феррохром перед присадкой необходимо подогреть в нагревательной печи до красного цвета. Это увеличит производительность электропечи, уменьшит расход электроэнергии и будет способствовать повышению стойкости футеровки дуговой печи. Для корректировки содержания хрома, после некоторой выдержки, отбирают две следующие пробы металла, что позволяет проверить правильность взвешивания шихты и уточнить количество необходимых присадок. Корректировку по хрому следует проводить с учетом содержания углерода, проверяемого в каждой пробе. В цехе, как правило, имеется феррохром разных марок — от безуглеродистого до содержащего 8% С. Использование более дешевого углеродистого феррохрома выгоднее, поэтому при возможности корректировку следует проводить углеродистым феррохромом. Одновременно с рассмотренной выше корректировкой подбором соответствующей марки феррохрома корректируют и содержание углерода. Корректировку содержания хрома в конце рафинировки на стали низколегированных марок разрешается проводить не более чем на 0,2%, на высокохромистых — не более чем на 0,8% и не позднее чем за 10 мин до выпуска. Усвоение хрома составляет 96—98%. Легирование стали никелем. Никель обладает значительно меньшим сродством к кислороду, чем железо, и поэтому в ванне печи практически не окисляется. Основную часть никеля, определяемую из расчета получения его на нижнем пределе заданного содержания, дают в завалку. Корректировку по содержанию никеля необходимо проводить как можно раньше, желательно в окислительный период. Вызвано это тем, что электролитический никель содержит водород, а гранулированный — влагу. Удалить вносимые никелем газы можно только в процессе кипения ванны, поэтому предварительную корректировку необходимо выполнять в окислительный период, а окончательную — не позже чем за 10 мин до выпуска и не более чем на 0,2%. При выплавке стали по ответственным заказам и предварительную и окончательную корректировку желательно проводить только более чистым электролитическим никелем. Усвоение никеля при выплавке стали составляет 98—100%. Легирование стали молибденом. Практически в ванне печей не окисляется и молибден, поэтому на плавках с окислением ферромолибден дают сообразно нижнему пределу в период кипения. На плавках стали с высоким содержанием молибдена его можно давать в завалку. Взамен ферромолибдена иногда используется порошок молибдата кальция (СаМоО4), который также можно давать в завалку или присаживать в начале окислительного периода. Из молибдата кальция молибден практически полностью восстанавливается углеродом и другими элементами. Молибден — дорогой металл, поэтому выплавлять молибденосодержащие стали следует так, чтобы содержание молибдена было ближе к нижнему пределу. Легирование стали вольфрамом также следует проводить в начале восстановительного периода, а при высоком заданном содержании W в стали его лучше давать в завалку. Вследствие тугоплавкости ферровольфрама (температура плавления более 2000° С) его растворение продолжается довольно долго, поэтому окончательную корректировку необходимо заканчивать не позднее чем за 30 мин до выпуска при введении более 0,20% ферровольфрама и не позднее чем за 20 мин при меньших количествах. Тяжелые металлы — ферромолибден и ферровольфрам оседают на подину и для их лучшего усвоения металл необходимо часто и тщательно перемешивать. Усвоение вольфрама составляет около 90 %. Легирование стали ванадием. Ванадий легко окисляется, поэтому феррованадий присаживают в восстановительный период в хорошо раскисленный металл не позднее чем за 15 мин до выпуска при введении 0,5% феррованадия и не позднее чем за 30 мин при более значительных присадках. Легирование стали титаном. Он очень легко окисляется. Ферротитан присаживают в хорошо нагретый и хорошо раскисленный металл за 10—15 мин до выпуска. При выплавке нержавеющей стали с титаном перед присадкой ферротитана шлак обновляют, раскисляют порошком алюминия и принимают меры для устранения подсоса в печь атмосферного воздуха. Легирование металлическим титаном или 60%-ным ферротитаном можно проводить в ковше. Усвоение титана составляет около 50 %. Длительность восстановительного периода определяется временем, необходимым для образования раскислительного шлака, раскисления шлака и металла, десульфурации и легирования металла; эта длительность составляет 70—120 мин. Для увеличения производительности печей эти процессы целесообразно интенсифицировать в дуговой печи или осуществлять раскисление, десульфурацию и легирование вне печи. Отдельные звенья технологии, которая позволит в будущем отказаться от проведения в печи восстановительного периода и при выплавке стали, к которой предъявляются повышенные требования, уже разработаны и опробованы в производственных масштабах. В частности, получить низкое содержание серы в металле (0,004 — 0,008%) можно при продувке металла в конце окислительного периода газом с порошками десульфураторами. Уменьшить в несколько раз содержание серы можно также во время выпуска плавки в ковш со специальным синтетическим шлаком. Комплексное раскисление и легирование металла может быть проведено в ковше во время слива плавки с последующей продувкой металла нейтральным газом или в специальных установках, например в установках порционного вакуумирования. На установках внепечного вакуумирования может быть осуществлено науглероживание металла порошкообразными карбюризаторами и обезуглероживание с помощью окисляющих добавок и без них, раскисление и легирование стали, рафинирование от газов и неметаллических включений. Объединение этих звеньев новой технологии в единую технологическую схему позволит превратить дуговую электропечь в агрегат по расплавлению твердой шихты и получению полупродукта, обеспечить максимальную производительность электропечей, высокие экономические показатели и создать оптимальные условия для поточного производства стали высокого качества. Выплавка конструкционной стали в дуговых печах Свойства и дефекты конструкционной стали Конструкционная сталь - сталь предназначенная для изготовления деталей машин и различных строительных сооружений. Поэтому к группе конструкционных сталей следует относить пружинные, клапанные стали, стали для турбинных лопаток, подшипников и др. Однако значительное различие в составе и свойствах названных сталей делает целесообразным выделение их в специальные группы; к конструкционным сталям обычно относят лишь улучшаемые и цементируемые стали. Главной характеристикой конструкционных сталей являются их механические свойства при статических и динамических нагрузках. Иногда к ним предъявляют дополнительные требования, например стойкость против коррозии, износостойкость и др. В отдельных случаях необходимыми свойствами обладает простая углеродистая сталь, а в других случаях конструкционную сталь необходимо легировать теми или иными элементами. Конструкционные стали подразделяют в свою очередь по назначению на строительные (главным образом низкоуглеродистые) и машиностроительные (средне- и низкоуглеродистые). Низкоуглеродистые машиностроительные детали (углеродистые и легированные) с содержанием углерода до 0,20—0,25% используют для изготовления деталей, подвергаемых цементации. Поэтому конструкционные стали этой группы принято называть цементуемыми. Среднеуглеродистые (от 0,25—0,30 до 0,50—0,55%С) конструкционные машиностроительные стали приобретают хорошее сочетание механических свойств после закалки и высокого отпуска. Такую термическую обработку называют улучшением, поэтому эти стали составляют группу улучшаемых сталей. Низкое содержание углерода в строительных сталях вызвано тем, что эти стали должны хорошо свариваться. Кроме того, эти стали менее склонны к потере вязкости при понижении температуры и старении. Как правило, они содержат не более 2% легирующих элементов, и поэтому их относят к низколегированным конструкционным сталям. В электропечах выплавляют в основном легированные конструкционные качественные и высококачественные стали. Принадлежность к классу качественного и высококачественного металла определяется содержанием вредных примесей, в первую очередь фосфора и серы. Количество этих примесей ограничивается, и в зависимости от назначения стали должно быть не более 0,025—0,04% для каждой из них. Свойства конструкционной стали характеризуются низкой прокаливаемостью, в связи с чем для них высокие механические свойства после термической обработки могут быть получены только в поверхностном слое. Для получения необходимой структуры и увеличения прокаливаемости улучшаемых сталей в них вводят хром, никель, молибден, вольфрам, марганец, кремний, ванадий и другие легирующие элементы. Высокую ударную вязкость конструкционной стали придает никель. В сочетании с хромом добавки никеля позволяют получать и глубокую прокаливаемость, которая определяет способность стали к равномерному улучшению свойств по всему сечению. Поэтому хромоникелевые улучшаемые стали широко применяют для изготовления крупных тяжелонагруженных изделий (оси, валы, муфты). Недостатком хромоникелевых контструкционных улучшаемых сталей является их склонность к отпускной хрупкости, которая устраняется введением 0,20—0,40% молибдена. При этом повышаются также и прочностные свойства стали. Хромоникелевые и хромоникельмолибденовые конструкционные стали широко применяют для изготовления крупных цементуемых изделий (шестерен, валов, шатунов). Карбиды хрома и молибдена придают цементированному слою высокую износостойкость, а никель улучшает прочность и пластичность этого слоя и уменьшает отрицательное влияние хрома и молибдена на повышение содержания в цементуемом слое углерода. В результате высокая прочность цементированного слоя сочетается с высокой прочностью, пластичностью и вязкостью сердцевины. Сейчас наблюдается тенденция к замене дефицитного молибдена вольфрамом. Присадка вольфрама существенно повышает предел прочности, пластичности и вязкость конструкционных сталей, легированных с хромом и никелем, а также устраняет склонность к отпускной хрупкости. Вместо хромоникельмолибденовых конструкционных сталей широко используют стали 30Х2Н2ВА, 35X3BA, 40Х4ВА. Особенно широкое применение для изготовления тяжелонагруженных изделий получила конструкционная сталь 18Х2Н4ВА. Имеется группа стали конструкционных марок, которые легируют адюминием. Применение для легирования стали алюминия обусловлено его большим сродством к азоту. Образуя в процессе изготовления стойкие нитриды, алюминий позволяет получать металл, свойства которого характеризируются очень высокой твердостью на поверхности (до HRC 70) и высоким сопротивлением истиранию, причем при содержании алюминия 0,5—1,5% это сочетается с хорошей вязкостью сердцевины. Высокую прочность сердцевины термообработанных изделий из легированных алюминием сталей можно получить, если одновременно сталь легировать еще и хромом. Но при этом повышается склонность металла к отпускной хрупкости. Это недостаток e легированных хромом и алюминием сталей устраняют добавками молибдена или вольфрама и ванадия. В СНГ получили распространение конструкционные стали трех марок, содержащие от 0,4 до 1,1% Al: 38ХЮА, 38ХМЮА и 38ХВФЮА. Склонную к отпускной хрупкости марку 38ХЮА применяют для деталей, не подвергающихся высоким нагрузкам. Стали 38ХМЮА. и 38ХВФЮА применяют для ответственных деталей турбиномоторостроения, работающих при температурах до 450° С (гильзы, цилиндры толкатели, шестерни), а также изделий сложной конфигурации, от которых требуется высокая поверхностная твердость, износостойкость и повышенный предел выносливости. Для изготовления рессор и пружин используют конструкционные стали, легированные одним кремнием (1,5—2,0%). Повышая пределы прочности и текучести и способствуя образованию волокнистой структуры, кремний улучшает свойства рессор и пружин. Улучшению закаливаемости и уменьшению склонности к обезуглероживанию рессорно-пружинной стали способствуют добавки марганца. Кроме кремнемарганцовистых сталей, для этих целей применяют также хромокремнистые конструкционные стали. Высокими пределами прочности и текучести в сочетании с устойчивостью против отпуска отличаются стали с кремнием, легированные дополнительно хромом и марганцем. Эти марки (20ХГСА, 3ОХГСА и др.), содержащие 0,90—1,20% Si, используют вместо хромоникелевых и хромоникельмолибденовых. Так как кремний увеличивает и износостойкость, такие стали применяют для изготовления шестерен, зубчатых колес, различных валов и осей. Наиболее распространенным дефектом конструкционной стали являются флокены. Очень распространены также дефекты, вызванные описанными в разделе разливка стали, ликвационными явлениями. Эти дефекты в продольных темплетах слитка проявляются в виде полос повышенной травимости или темных полос на серных отпечатках. Обычно эти полосы наклонены с уширением книзу («усы»). Но иногда они имеют и противоположный наклон с уширением кверху. На поперечных темплетах из катаных заготовок после травления и на серных отпечатках из таких темплетов ликвационная неоднородность проявляется в виде пятнистой ликвации или ликвационного квадрата. Иногда в изделиях из конструкционных сталей выявляются дефекты в виде тонких нитей — волосовин, свидетельствующих о несплошности металла. Располагаются эти линии в направлении течения металла при горячей обработке давлением. Волосовины встречаются на поверхности катаных или кованых заготовок или чаще во внутренних слоях металла, выходя на поверхность лишь в процессе изготовления деталей, в частности при ступенчатой обточке. Рисунок.1 Дефекты конструкционной стали Поверхностные волосовины являются следствием разных причин, связанных главным образом с образованием плохой поверхности слитков при разливке. Их удаляют зачисткой поверхности заготовок. Внутренние волосовины образуются вследствие скопления неметаллических включений — продуктов раскисления, вытянутых в направлении течения металла в процессе горячей обработки давлением. Чаще всего это включения силикатов. В слитках малоуглеродистой легированной конструкционной стали ряда марок (18Х2Н4ВА, 25Х2Н4ВА, 12ХНЗА и др.) часто образуются такие дефекты как межкристаллические трещины. Эти дефекты конструкционной стали усадочного происхождения расположены обычно по оси слитка, но не доходит до его головной и нижней зон. На поперечных темплетах заготовок трещины после травления являются в виде извилистых линий — «пауков». Перечисленные дефекты вызывают ухудшение качества металла, и для их предотвращения в процессе выплавки и разливки стали принимаются специальные меры. Производство конструкционных сталей Хромоникелевые и хромоникельмолибденовые стали. Производство конструкционных хромоникелевых и хромоникельмолибденовых сталей проводят на свежей шихте и переплавом. При выплавке с полным окислением шихта состоит из отходов хромомолибденовых, хромоникельмолибденовых, хромомарганцевомолибденовых и углеродистых сталей. Чтобы предотвратить значительные потери хрома с окислительным шлаком и образование густого хромистого шлака, шихтовку составляют из расчета получения по расплавлении не более 0,40% Сr. Это ограничивает возможность использования большого количества легированных отходов, поэтому в металл приходится дополнительно вводить никель, молибден и хром. Шихтовку рассчитывают таким образом, чтобы в окислительный период была возможность окислить 0,30—0,40% С. Никель и ферромолибден (или закись никеля и молибдат кальция) обычно дают в завалку. Высокую окислительную способность окиси никеля иногда используют для окисления углерода, присаживая ее в начале окислительного периода. Производство конструкционной стали ряда марок этой группы (20Х, 40Х, 40ХН и др.) можно проводить без восстановительного периода, используя описанную технологию в статье "методы плавки стали в дуговых печах". Рисунок.1 Конструкционная сталь При производстве конструкционных сталей с восстановительным периодом феррохром присаживают в ванну сразу после скачивания окислительного шлака перед введением шлакообразующих. Рафинирование металла целесообразно начинать с предварительного глубинного раскисления металла сильными раскислителями (кремнием, алюминием или комплексными сплавами), присаживаемыми на зеркало металла. После этого наводят восстановительный известковый шлак, который с самого начала интенсивно обрабатывают и углеродом, и кремнием. На некоторых заводах по традиции еще сохранилась технология с длительным диффузионным раскислением. В этом случае восстановительный период начинают с наведения шлака, который сначала раскисляют углеродом, а затем кремнием. Конструкционные стали, содержащие др 0,25% С, рафинируют под белым шлаком, а при производстве сталей с более высоким содержанием углерода возможно использование карбидных шлаков. Во второй половине восстановительного периода карбидный шлак обязательно переводят в белый. Как уже отмечалось, такая технология раскисления, не имея заметных преимуществ в отношении качества получаемого металла, требует в то же время длительного пребывания металла в дуговой сталеплавильной печи, что ухудшает технико-экономические показатели работы агрегата. К концу восстановительного периода шлак должен содержать не более 0,40% закиси железа и не менее 55% окиси кальция, а конструкционная сталь должна быть хорошо раскислена. Достаточное раскисление характеризуется спокойным затвердеванием металла в стаканчике с образованием хорошо заметной усадки. За 2—3 минуты до выпуска в металлическую ванну вводят на штанге (алюминий в количестве 0,5—0,6 кг/т при производстве конструкционных среднеуглеродистых сталей и 0,7—0,8 кг/т при выплавке малоуглеродистых сталей. Выплавку методом переплава целесообразно проводить с применением газообразного кислорода. В этом случае шихта должна состоять на 60—75% из отходов выплавляемой стали или стали близких к ней марок стали, остальное — углеродистые отходы. В завалку вводят также 2—3% извести. В конце плавления ванну продувают кислородом так, чтобы окислить не менее 0,20% С. По достижении необходимого содержания углерода продувку прекращают и окислительный шлак скачивают. Рафинирование проводят, как и на плавках с полным окислением. Заметное улучшение качества конструкционных сталей, может быть получено при внепечной дегазации и при обработке металла в ковше жидким синтетическим шлаком. При таком способе уменьшается содержание в металле газов, серы и неметаллических включений, что благоприятно отражается на пластических характеристикax конструкционной стали и значительно повышает изотропность свойств металла (отношение значений свойств в поперечных и продольных образцах). Технология производства конструкционных сталей - хромовольфрамовые стали Производство конструкционных хромовольфрамовых сталей проводят как с полным окислением, так и переплавом. Нужно иметь в виду, что многократный переплав легированных отходов стали типа 18Х2Н4ВА приводит к ухудшению качества металла, в частности к снижению механических свойств в поперечных образцах. При контроле излома металла, полученного на таких плавках, чаще встречаются дефектные участки со своеобразным мелкозернистым строением более светлого оттенка по сравнению со здоровым металлом. Этот вид дефекта, называемый «площадками», образуется по местам слабины вдоль направления прокатки. Установлено, что «площадки» образуются при повышенном содержании окислов и нитридов титана. При многократном переплаве, особенно с использованием титаносодержащих отходов, количество этих включений в металле увеличивается. Переплав отходов с частичным окислением газообразным кислородом предотвращает накопление в металле азота. Ухудшения качества металла в этом случае не наблюдается. Тем не менее для ответственных заказов конструкционная сталь 18Х2Н4ВА выплавляется преимущественно с полным окислением. Шихтовку из отходов углеродистых сталей, чугуна и никеля осуществляют так, чтобы по расплавлении содержание углерода в металле было не менее 0,60%. Для раннего формирования шлака по ходу плавления в ванну присаживают 1,0—1,5% извести. После полного расплавления шихты шлак частично скачивают и обновляют, а в хорошо нагретую ванну присаживают железную руду. В окислительный период корректируют содержание в металле никеля. В конце окислительного периода температура металла должна быть несколько выше температуры выпуска. Содержание углерода в металле должно составлять 0,09—0,11%, фосфора — не более 0,010%. По классическому варианту диффузионного раскисления, еще применяемому на некоторых заводах, восстановительный период производства конструкционной стали 18Х2Н4ВА начинают с введения присадок на вновь наведенный шлак порошка кокса с последующим (спустя 30—50 мин) раскислением ферросилицием. В начале восстановительного периода присаживают ферровольфрам, а после значительного раскисления шлака — феррохром. После феррохрома присаживают сплав АМС. Более прогрессивной является технология плавки с глубинным раскислением металла в начале восстановительного периода. По этой технологии в начале восстановительного периода в ванну присаживают сплав АМС (3 кг/т), ферровольфрам, феррохром и шлакообразующую смесь из извести, плавикового шпата и шамотного боя (3,0—3,5%). На расплавленный шлак присаживают порошок кокса. Чтобы предупредить науглероживание металла, шлак необходимо поддерживать в жидкотекучем состоянии присадками плавикового шпата. После просветления шлак раскисляют молотым 75%-ным ферросилицием (4,5—5,5 кг/т), присаживаемым в несколько приемов. Заканчивается рафинировка под белым шлаком, рассыпающимся при охлаждении в белый порошок. Перед выпуском стали в металл вводят на штанге алюминий в количестве 0,5—0,6 кг/т. Сразу после алюминия в ванну присаживают ферротитан (из расчета введения 0,06—0,07% Ti), который, связывая азот и измельчая зерно, улучшает механические свойства стали. Во время выпуска после наполнения 1/3 ковша под струю металла вводят силикокальций (примерно 1 кг/т). Этим достигается уменьшение загрязненности стали строчечными включениями глинозема и некоторое улучшение механических свойств ее (главным образом ударной вязкости). Кроме того, при раскислении силикокальцием конструкционная сталь получается более жидкотекучей, в результате чего улучшается поверхность слитка. При производстве конструкционной стали 18Х2Н4ВА методом переплава шихту составляют из отходов хромоникелевых сталей (60—70%), углеродистых отходов с низким содержанием фосфора, ферромолибдена и никеля. Содержание углерода в шихте должно быть таким, чтобы по расплавлении его содержание в металле было не менее 0,25%; при этом во время окисления можно окислить 0,15—0,16% С. Содержание никеля должно соответствовать нижнему пределу в готовом металле; а хром шихтуют, ориентируясь на его среднее содержание. Ферромолибден можно вводить в завалку или присаживать в конце плавления. По окончании продувки ванны кислородом шлак скачивают начисто. Рафинировку проводят так же, как и при выплавке методом с полным окислением. Стали, содержащие алюминий. Условия производства конструкционных сталей, легированных алюминием, в значительной мере определяются образованием в них специфических дефектов. К ним относят пятнистую ликвацию, грубое шиферное строение излома, повышенное загрязнение неметаллическими включениями и волосовинами. Хромоалюминиевым сталям свойственно и низкое качество поверхности слитков и заготовок, что объясняется повышенной вязкостью их в жидком состоянии и плохими литейными свойствами. При разливке зеркало поднимающегося металла бывает покрыто пленками окислов и корками, ухудшающими поверхность слитков. Установлено, что пятнистая ликвация и шиферный излом в значительной степени вызываются образованием при кристаллизации стали нитридов алюминия и ванадия. Поэтому технология выплавки этих сталей строится таким образом, чтобы обеспечивалась высокая степень рафинирования от образующихся при введении алюминия окисных включений и ограничивалась возможность выделения нитридов при охлаждении стали в изложницах. Конструкционные стали этой группы выплавляют преимущественно с полным окислением. Окислительный период проводят без существенных изменений обычной технологии. Окисление заканчивают при содержании углерода 0,17—0,20%, фосфора не более 0,015%. В начале восстановительного периода шлак обрабатывают коксом и порошком ферросилиция. Феррохром присаживают в раскисленный металл. Легирование алюминием проводят в дуговой печи после полного удаления шлака. Если шлак не удалять, то алюминий восстанавливает кремнезем шлака, в связи с чем возникает трудность в получении металла необходимого состава. Чушковый алюминий вводят на поверхность металла, и ванну выдерживают при выключенном токе до полного расплавления алюминия. После чего из извести и плавикового шпата заводят шлак. Для расплавления шлака и подогрева металла печь включают на 15—20 мин, после чего металл сливают. Если в металле должен содержаться и ванадий, то феррованадий присаживают после легирования алюминием. Образующийся после этого печной шлак (25—30% Аl2O3, 50— 60% СаО, 8—10% MgO, 0,05—1,0% FeO и 1,5—2,0 SiO2) по своим физико-химическим свойствам приближается к известково-глиноземистому синтетическому шлаку и обладает высокой рафинирующей способностью. Выдержка металла в дуговой сталеплавильной печи под таким шлаком и обработка им жидкого металла в ковше во время выпуска плавки обеспечивает снижение в 2—3 раза содержания серы и удаление большей части неметаллических включений. Пораженность легированной алюминием конструкционной стали дефектом, носящим название «пятнистой ликвации», уменьшается, если в металле содержится сравнительно мало азота и при кристаллизации отсутствуют условия для выделения нитридов. Поэтому стали этой группы целесообразно выплавлять в электропечах большой емкости (при этом содержание азота в металле будет несколько ниже) и разливать в сравнительно небольшие изложницы (в этом случае в меньшей мере развиваются ликвационные процессы). Для получения удовлетворительной поверхности слитков металл при разливке необходимо защищать от воздействия атмосферы. Стали, содержащие кремний (30ХГСА). В электропечах выплавляют хромокремнистомарганцовистые, хромокремнистые и другие легированные кремнием конструкционные стали ответственного назначения, из которых изготавливают детали самолетов, трубы переменного сечения и другие ответственные изделия. Конструкционные стали содержащие кремний выплавляют как с полным окислением, так и методом переплава. Окислительный период плавки для рассматриваемых сталей бывает обычным. Восстановительный период начинают с присадки на голое зеркало металла силикомарганца, феррохрома и комплексных сплавов (например силикохрома). После присадки ферросплавов наводят известковый шлак, раскисляемый одновременно порошками 75%-ного ферросилиция и кокса. За 3—4 мин до выпуска металла из печи в него присаживают алюминий. При повышенном содержании алюминия в стали могут появиться дефекты излома — «сколы», возникновение которых обусловлено выделением по границам зерна нитридов алюминия. Поэтому при производстве конструкционной стали 30ХГСА и 30ХГСНА в заготовках крупного сечения присадки алюминия не должны превышать 0,5 кг/т. Поскольку, однако, повышенная присадка алюминия (до 1 кг/т) уменьшает поражение этой стали волосовинами, при производстве профилей сечением менее 150x150 мм, когда вследствие значительных обжатий в процессе прокатки пленки нитридов разрушаются, количество присаживаемого алюминия может быть увеличено. Во время выпуска в ковш присаживают силикокальций в количестве 2—3 кг/т. Существенно улучшить качество металла типа конструкционной стали 30ХГСА можно обработкой плавки в ковше жидкими синтетическими шлаками. После такой обработки содержание серы в готовом металле может быть уменьшено до 0,005%; значительно уменьшается загрязненность стали неметаллическими включениями, улучшаются пластические свойства на поперечных образцах, уменьшается поражение волосовинами. При этом, однако, следует учитывать, что обработка кремнийсодержащих сталей синтетическим шлаком сопровождается заметным восстановлением из шлака алюминия. Выплавка подшипниковой стали в дуговых печах Свойства и дефекты подшипниковой стали Подшипниковую сталь применяют главным образом для изготовления шариков, роликов и колец подшипников. В процессе работы эти элементы подшипника находятся под воздействием высоких знакопеременных напряжений. Каждый участок рабочей поверхности шарика или ролика и дорожки колец испытывает многократное нагружение, распределяющееся в пределах очень небольшой опорной поверхности. В результате в каждом участке поверхности возникают местные контактные знакопеременные напряжения порядка 3—5 Мн/м2 (300—500 кгс/см2) — сжимающие на поверхности контакта и растягивающие у ее контура. Напряжения вызывают упругую и незначительную остаточную деформации элементов подшипника. Многократное повторение деформации приводит к появлению усталостных трещин, выкрашиванию поверхности подшипника, в результате чего при качении возникают удары, под действием которых разрушения усиливаются и подшипник выходит из строя. Помимо усталостного разрушения, дорожки колец подшипника и сами тела качения (шарики и ролики) подвергаются истиранию. Причиной механического разрушения — истирания являются тангенциальные напряжения, вызываемые силами трения при скольжении контактирующих поверхностей. В результате истирания от поверхности металла отделяются тонкие чешуйки, что вызывает увеличение зазора между кольцами и телами качения и усиление абразивного износа. Рисунок.1 Подшипниковая сталь Величина истирания зависит от точности изготовления и сборки подшипника, условий его нагружения, смазки, наличия абразивных частиц, химически активной среды и от ряда других причин. При интенсивном истирании поверхностные слои шарикоподшипниковой стали могут изнашиваться настолько быстро, что в них не успевают появиться усталостные трещины. В этом случае подшипник выходит из строя еще до усталостного разрушения. В некоторых случаях детали подшипников подвергаются совмещенным раздавливающим и изгибающим нагрузкам, нагрузкам динамического характера (ударным). В соответствии с этим свойства шарикоподшипниковой стали должны характеризироваться высокой упругостью и высоким сопротивлением усталости при малой хрупкости, отличаться высокой износостойкостью и прочностью. Так как детали подшипников работают, соприкасаясь отдельными точками рабочих поверхностей, особое значение для подшипниковой стали приобретает ее физико-химическая однородность и чистота по неметаллическим включениям. Присутствие в металле скоплений твердых карбидов, неметаллических включений, волосовин, трещин и других концентраторов напряжений вызывает быстрый износ отдельных участков поверхности и преждевременный выход из строя подшипника. В качестве материала для изготовления деталей подшипников наиболее широко используется разработанная еще в 1901 г. высокоуглеродистая (0,95—1,15% С) хромистая (0,40—1,65% Сr) сталь (например, ШХ15, содержащая 0,95—1,10% С; 1,30—1,65% Сr; 0,20—0,40% Мn; 0,15—0,35% Si; не более 0,027% Р; 0,02% S; 0,25% Сu и 0,30 Ni, или сталь ШХ15СГ, в которой больше Мn — 0,90—1,20% и Si — 0,40—0,65%). По своему составу и свойствам подшипниковая сталь примыкает к группе инструментальных марок, но по применению она является конструкционной специального назначения. Высокое содержание в подшипниковых сталях углерода сообщает им после термической обработки высокую прочность и стойкость против истирания. Высокая поверхностная твердость рассматриваемой стали определяется концентрацией углерода в мартенсите, и поэтому она одинакова для всех подшипниковых сталей. Твердость внутренних слоев зависит от глубины прокаливаемости, зависящей в свою очередь от содержания хрома. Хром замедляет превращение аустенита в перлит и тем самым увеличивает прокаливаемость стали. Поэтому чем крупнее детали подшипников, тем с большим содержанием хрома применяют шарикоподшипниковую сталь для их изготовления. В системе железо—хром—углерод образуется сложный карбид (Fe, Сr)3С и твердый раствор хрома в железе. Высокая твердость карбидов хрома повышает износостойкость шарикоподшипниковой стали. Кроме того, хром увеличивает стойкость мартенсита против отпуска, уменьшает склонность стали к перегреву, придает ей мелкозернистую структуру. Но при высоком содержании хрома (более 1,65%) трудно получить однородную структуру, поэтому в шарикоподшипниковых сталях обычно содержится не более 1,65% Сr. Марганец, как и хром, увеличивает твердость и сопротивляемость стали истиранию и одновременно способствует росту зерна при нагреве, в результате чего при термической обработке может образоваться крупнозернистая структура перегретой стали. Отрицательное влияние на вязкость шарикоподшипниковой стали оказывает кремний. Но марганец и кремний являются раскислителями, и чем выше их содержание, тем полнее бывает раскислена сталь. Поэтому присутствие этих элементов во всех марках шарикоподшипниковой стали желательно, но не более 0,35% Si и 0,40% Mn. Исключение составляет сталь марки ШХ15СГ, применяемая для изготовления крупных деталей. Повышенное содержание марганца и кремния в этой стали объясняется тем, что эти элементы уменьшают критическую скорость закалки, снижая тем самым склонность стали к короблению и трещинообразованию при закалке. Вредными примесями для шарикоподшипниковых марок стали являются фосфор, медь и никель. Фосфор увеличивает склонность стали к образованию крупнозернистой структуры при нагреве, повышает хрупкость стали и уменьшает ее прочность на изгиб. Это в свою очередь увеличивает чувствительность подшипников к динамическим нагрузкам и склонность изделий к образованию закалочных трещин. В связи с этим содержание фосфора в металле строго ограничивают. Вопрос о влиянии серы на свойства подшипниковой стали нельзя считать решенным. Мнение о том, что сера оказывает отрицательное влияние, снижая устойчивость стали против истирания и способствуя ее усталостному разрушению при выходе на рабочую поверхность сульфидов, вызывает сомнения. Результаты некоторых исследований показывают, что с повышением содержания серы в шарикоподшипниковой стали до 0,05—0,10% и при соответствующем увеличении количества сульфидов продолжительность службы подшипников повышается. Вместе с тем известно, что сера улучшает обрабатываемость стали. При очень низком содержании серы получить высококачественную поверхность рабочих тел затруднительно. По-этому не исключена целесообразность повышенного содержания серы в стали с тем, чтобы получить более совершенную рабочую поверхность и увеличить тем самым срок службы подшипника. Однако в настоящее время содержание серы в подшипниковой стали строго ограничено ГОСТ. Медь, хотя и увеличивает твердость, предел прочности и прокаливаемость подшипниковой стали, в целом является нежелательной примесью, так как при горячей механической обработке с повышением ее содержания увеличивается образование поверхностных трещин и надрывов. Содержание никеля ограничивается в связи с тем, что его присутствие отрицательно влияет на твердость стали. Сопротивляемость подшипниковой стали выкрашиванию уменьшают примеси таких цветных металлов, как олово, свинец, мышьяк. Отрицательное влияние на свойства подшипниковой стали оказывают также газы: кислород, водород, азот. Влияние кислорода проявляется главным образом через образуемые им окислы — неметаллические включения. Наличие водорода увеличивает поражение подшипниковой стали флокенами, а наличие азота снижает сопротивляемость стали выкрашиванию. К подшипниковой стали предъявляют очень жесткие требования в отношении макроструктуры, отсутствия шлаковых и газовых включений, а также карбидной ликвации и полосчатости. Высокое содержание углерода обусловливает значительное развитие в слитках подшипниковой стали дефектов усадочного характера — усадочных раковин, общей и осевой пористости. Установлена следующая зависимость усадки при затвердевании от содержания в стали углерода: Содержание углерода, % 0,10 0,35 0,45 0,70 Усадка при затвердевании, % 2,0 3,0 4,3 5,3 Жесткие требования, предъявляемые к однородности металла, ограничивают допустимую величину общей и осевой пористости. Для уменьшения этого дефекта подшипниковую сталь целесообразно разливать на сравнительно мелкие (до 3 т) слитки с увеличенной (до 5% и более) конусностью или с утеплением верхней части слитков. Широкий интервал кристаллизации шарикоподшипниковой стали способствует значительному развитию ликвации примесей, в первую очередь углерода и хрома. В результате ликвации междендритные участки обогащаются углеродом и хромом, образующими карбиды. При прокатке обогащенные углеродом и хромом участки металла вытягиваются вдоль направления прокатки, образуя полосчатую неоднородность. На травленых микрошлифах этот дефект подшипниковой стали выявляется в виде полос повышенной и пониженной травимости. Полосчатость является причиной структурной неоднородности стали после закалки, обусловливающей неоднородность свойств готовых изделий. Устранение этого дефекта достигается длительной выдержкой металла при высоких температурах (гомогенизацией). Наряду со скоплениями мелких карбидов (полосчатостью) встречаются выделения карбидов больших размеров, также ориентированных вдоль направления прокатки. Этот дефект носит название карбидной ликвации. Скопления грубых карбидов возникают в результате сильно выраженной дендритной ликвации в слитке углерода и хрома. На отдельных участках концентрация ликвирующих элементов может достигнуть значений, достаточных для выделения ледебуритной эвтектики. В процессе деформации ледебуритные участки принимают вид грубых строчек карбидов. Подшипниковая сталь с выраженной карбидной ликвацией является дефектной, так как карбиды обладают высокой твердостью и хрупкостью и при выходе на рабочую поверхность деталей подшипника легко выкрашиваются. Влияние карбидов в этом отношении более вредно, чем влияние окисных и сульфидных неметаллических включений. Устранить карбидную ликвацию можно длительной выдержкой металла при температуре 1150—1160° С, когда происходит интенсивное рассасывание хромистых эвтектических карбидов. Такую выдержку можно осуществлять, например, при нагреве под прокатку. Карбидная неоднородность может проявиться также в виде карбидной сетки, выпадающей по границам зерен при охлаждении прокатанного металла. Карбидная сетка получает максимальное развитие в местах скопления мелких карбидов и в прокате, полученном после прокатки от верхней части слитка. Ее образование связано с дендритной ликвацией и величиной скорости охлаждения металла после прокатки. Подавить процесс выделения заэвтектоидных карбидов, образующих карбидную сетку, можно ускоренным охлаждением металла после прокатки. Однако при этом ухудшаются условия выделения водорода, и подшипниковая сталь может быть сильно поражена флокенами. Поэтому прокат быстро охлаждают в интервале температур выделения карбидов (до 700° С) и медленно — при более низких температурах. Долговечность работы подшипника в значительной мере определяется количеством и типом присутствующих в металле окисных включений, так как эти включения уменьшают стойкость металла против усталостного разрушения. В закаленной шарикоподшипниковой стали неметаллические включения являются концентраторами напряжения, поэтому даже при сравнительно небольшой внешней нагрузке величина напряжений в отдельных точках может превысить предел прочности металла и вызвать его разрушение. Особенно нежелательными среди включений являются частицы глинозема и алюмосиликатов, которые в катаном металле образуют строчки включений неправильной, часто остроугольной формы. Такие включения играют роль концентраторов напряжения и резко снижают стойкость подшипников. Поэтому одна из важных задач металлургии заключается в том, чтобы получать подшипниковые марки сталей с минимальным содержанием неметаллических включений. Производство подшипниковой стали Производство шарикоподшипниковой стали осуществляют методом полного окисления из углеродистой шихты или переплавом собственных отходов завода без окисления. Высокие требования, предъявляемые к стали по содержанию вредных примесей, и сравнительно небольшое количество вводимых легирующих добавок определяют целесообразность производства подшипниковой стали на свежей шихте; отходы этой стали используют на плавках более легированных сталей, выплавляемых методом переплава. При достаточном же количестве отходов подшипниковую сталь можно выплавлять и методом переплава. Производство подшипниковой стали ведется в электропечах емкостью 10—200 т. Этот металл целесообразно выплавлять на специализированных печах при хорошем состоянии футеровки печи. После ремонта стен выплавка подшипниковой стали разрешается после двух плавок. Если на печи выплавляли сталь, содержащую вредные для шарикоподшипниковой стали элементы, например никель, то до ее выплавки необходимо провести предварительно несколько промывных плавок, а если раньше печь использовали специально для выплавки нержавеющей хромоникелевой марки, то необходимо сменить футеровку стен печи и частично обновить футеровку подины и откосов. В настоящее время практически на всех заводах страны применяют варианты технологии главные положения которой сводятся к следующему: шихту составляют из отходов углеродистой стали без чугуна. недостающее количество углерода вводят с коксом или электродным боем. содержание углерода в шихте должно составлять 1,2—1,3%, содержание хрома не превышать 0,4%, меди и никеля — ниже допустимых содержаний в стали. Для ускоренного окисления фосфора еще в период плавления наводят окислительный шлак. Это достигается присадкой в завалку извести (примерно 2% от массы завалки), шамотного боя и плавикового шпата и введением во второй половине периода плавления железной руды или окалины (0,7—1,0%). В результате период окисления металла частично совмещается с периодом плавления. Для ускорения плавления шихты в конце периода рекомендуется продувка кислородом. Для окисления примесей можно пользоваться железной рудой или газообразным кислородом. За период кипения должно быть окислено около 0,3% С. Вследствие высокой флокеночувствительности подшипниковой стали необходимо обеспечить минимальное содержание в ней водорода, для чего кипение должно быть энергичным, а все присадки должны быть хорошо прокалены. Перед скачиванием окислительного шлака, спустя примерно 5 мин после окончания ввода окислителей, проводят предварительное раскисление ванны печи чугуном (5 кг/т). Содержание углерода к концу окислительного периода должно быть таким, чтобы после скачивания окислительного шлака можно было выполнить раскисление ванны углеродистыми материалами — коксом или электродным боем с учетом науглероживания металла на 0,05—0,1%. После скачивания окислительного шлака и науглероживания металла ванну раскисляют металлическими раскислителями — кусковым 75%-ным ферросилицием (1,3—1,4 кг/т), ферромарганцем (на расчетное содержание Mn) и кусковым алюминием (0,4 кг/т). Вместо ферромарганца, ферросилиция и алюминия можно присаживать сплав АМС. Затем наводят увеличенное количество (3,5—4,0% от массы металла) рафинировочного шлака. При производстве подшипниковой стали состав шлаковой смеси рафинировочного периода входит известь, плавиковый шпат, кварцит и шамот (10 : 2 : 2 : 1). Для более быстрого проплавления шлаковой смеси известь целесообразнее присаживать в последнюю очередь. Использование в шлаковой смеси рафинировочного периода в качестве флюсующих добавок кварцита и шамота позволяет без корректировки в течение длительного времени поддерживать консистенцию и основность на необходимом уровне. Плавиковый шпат, сильно разжижающий шлак, действует кратковременно и не обеспечивает получение нормальной однородности и жидкоподвижности шлака на протяжении всего периода рафинировки. На шлаковую смесь дают молотый кокс и для образования слабокарбидного шлака (1,0—1,5% СаС2) печь уплотняют. В дальнейшем шлак обрабатывают коксом таким образом, чтобы к концу периода содержание карбида кальция понизилось до 0,5%. Спустя 20—25 мин, считая от начала рафинировки, в ванну вводят необходимое количество феррохрома. После этого в зависимости от содержания карбида кальция шлак раскисляют порошком 75%-ного ферросилиция с добавками кокса или без них. При производстве шарикоподшипниковой стали ШХ15СГ за 15-20 мин до выпуска металл легируют кремнием. За 10—15 мин до выпуска раскисление молотым ферросилицием прекращают. Последнюю раскислительную смесь, состоящую из алюминиевого порошка и мелкораздробленной извести (1 : 1), присаживают в печь при выключенном токе за 5—10 мин до выпуска. Электропечь до самого выпуска больше не включают. За 2-3 мин до выпуска на штанге в печь вводят кусковой алюминий (0,5 кг/т), перемешивают металл и шлак и приступают к выпуску. Изучение показало, что при выплавке, проводимой по этой технологии, значительное удаление кислорода и серы из металла происходит лишь в первые 20—40 мин восстановительного периода и изменение содержания кислорода определяется присадками раскислителей, главным образом алюминия. Это позволило сократить восстановительный период при интенсивном раскислении стали алюминием. Так, на Челябинском металлургическом заводе была разработана следующая измененная технология производства подшипниковой стали в электропечах. После скачивания окислительного шлака в печь присаживают феррохром и ферромарганец, затем металл раскисляют кусковым ферросилицием и алюминием (1 кг/т). Далее присаживают шлаковую смесь и шлак раскисляют порошками кокса и 75%-ного ферросилиция (2 кг/т). Основное внимание уделяют получению жидкоподвижного шлака с низким содержанием окислов железа и магния перед выпуском плавки. Для окончательного раскисления вводят алюминий (0,4 кг/т). Продолжительность восстановительного периода — 50—60 мин. Сталь сливают мощной струей вместе со шлаком. Шлак защищает металлическую струю от окисления и он, эмульгируясь в ковше с металлом, оказывает рафинирующее воздействие. Перемешивание восстановительного высокоосновного шлака с металлом в ковше приводит к понижению содержания серы и кислорода и уменьшению загрязненности стали сульфидными и окисными включениями. Тепловой режим производства шарикоподшипниковой стали характеризуется тем, что перед скачиванием окислительного шлака металл нагревают до температуры 1580—1610° С с последующим понижением ее к концу плавки до 1550—1570° С для того, чтобы температура металла в ковше составляла 1520—1540° С. При плавке подшипниковой стали методом переплава в шихту вводят до 90% собственных отходов и до 20% отходов углеродистых сталей с содержанием фосфора не более 0,020% или мягкого железа. Недостающее количество углерода вводят в виде кокса или электродного боя. Отходы шарикоподшипниковой стали могут быть заменены отходами других хромистых марок. В процессе плавления присаживают известь (1%) и известняк (1%). Иногда известняк заменяют известью. При получении в металле после расплавления повышенного содержания углерода, марганца, кремния или фосфора допускается частичное окисление ванны рудой или газообразным кислородом. Применять кислород целесообразно также для ускорения плавления шихты, быстрого повышения и выравнивания температуры. Но в этом случае необходимо обеспечивать содержание углерода в завалке на 0,10—0,15% выше верхнего предела в стали. За 5 мин до скачивания окислительного шлака присаживают чугун (5 кг/т) и в дальнейшем ведут процесс аналогично варианту плавки на свежей шихте. На некоторых заводах подшипниковая сталь обрабатывается в ковше синтетическими шлаками (40—45% Al2O3, 48—55% СаO, 2—3% SiO2, 0,5% FeO), выплавляемыми в специальной электропечи. При обработке стали синтетическими шлаками происходит рафинирование ее от серы и кислорода, что позволяет повысить чистоту стали по включениям при одновременном уменьшении длительности восстановительного периода. Флокеночувствительную шарикоподшипниковую сталь целесообразно подвергать также обработке вакуумом. Поэтому заслуживает внимания разработанная на Челябинском металлургическом заводе технология так называемой вакуум-шлаковой обработки, когда ковш с синтетическим шлаком устанавливают в вакуумной камере и при переливе из ковша в ковш металл одновременно обрабатывается вакуумом и синтетическим шлаком. При необходимости производства шарикоподшипниковой стали высокой степени чистоты ее целесообразно подвергать рафинирующему переплаву — электрошлаковому, вакуумно-дуговому или электроннолучевому. Выплавка электротехнической стали в дуговых печах Свойства и дефекты электротехнической стали Электротехнические стали предназначены для изготовления сердечников трансформаторов, дросселей, статоров и роторов динамомашин, различных деталей электромагнитных приборов и аппаратов. Эти изделия работают в переменных магнитных полях, поэтому в них индуцируются вихревые токи. Кроме того,они подвергаются быстрому перемагничиванию. Потери мощности на возбуждение вихревых токов и на перемагничивание снижают к.п.д. машин и поэтому должны быть сведены к минимуму. Одним из основных требований, предъявляемых к свойствам электротехнической стали, является минимальная величина суммы этих потерь, отнесенная к единице массы электротехнической стали. Эти потери измеряют в Вт/кг и их называют удельными или ваттными потерями. Величина ваттных потерь определяется как качеством электротехнической стали, так и конструкцией и технологией изготовления изделий из нее. Например, сила вихревых токов в сердечниках трансформаторов и, следовательно, мощность потерь определяются электрическим сопротивлением материала и площадью поперечного сечения листов, из которых набран сердечник, и чем больше электросопротивление и меньше толщина листов, тем меньше ваттные потери. Потери на перемагничивание определяются шириной петли гистерезиса: чем уже петля гистерезиса и меньше коэрцитивная сила, тем меньше удельные потери мощности, теряемой на перемагничивание. Ширина петли гистерезиса и коэрцитивная сила зависят от состава электротехнической стали. К электротехническим сталям предъявляют и ряд других требований, вытекающих из особенностей службы изделий. Если, например, сталь для изготовления магнитопроводов трансформаторов должна обладать высокими электротехническими свойствами в одном направлении, что означает, что для этого металла допускается большая анизотропия магнитных свойств, то для изготовления сердечников динамомашин и других аппаратов с разветвленным магнитным потоком необходимо, чтобы анизотропия свойств была минимальной. Одно из важных свойств электротехнических сталей заключается в их склонности к старению, которое приводит к заметному изменению свойств и ухудшает работу аппаратов. Большинство изделий из трансформаторных сталей изготавливают методом штамповки из листа. Поэтому ко всем трансформаторным сталям предъявляют высокие требования в отношении их пластичности при прокатке и штамповке. Комплекс необходимых свойств электротехнических сталей зависит от химического состава металла и определенных физико-кристаллографических параметров листа, обеспечиваемых в результате сложной механической и термической обработки при переделе, слитка в лист. Электротехнический лист получают горячей и холодной прокаткой. В настоящее время производят только трансформаторной стали 30 марок горячекатаной и 39 марок холоднокатаной. Холодная прокатка электротехнического металла предпочтительнее, так как позволяет получать текстурованный лист (текстура — это преимущественная ориентация кристаллов в поликристаллическом агрегате, в данном случае в листе). В таком листе ваттные потери и коэрцитивная сила меньше, чем в нетекстурованном. Высокие электромагнитные свойства, низкие ваттные потери и высокая магнитная индукция обеспечиваются совершенной ребровой (110) и [001] или кубической (100) [001] текстурой. В листе из с ребровой текстурой ваттные потери вдоль направления прокатки в два раза ниже, чем в горячекатаных листах. Но ребровой текстуре свойственна ярко выраженная анизотропия электромагнитных свойств: в поперечном направлении удельные потери почти в 4 раза, а коэрцитивная сила в 3 раза больше, чем в направлении прокатки. Сталь с кубической текстурой отличается еще более высокими электротехническими свойствами как в продольном, так и особенно в поперечном направлении относительно прокатки. Поэтому в настоящее время расширяют производство холоднокатаного электротехнического листа текстурой и осваивают выпуск листа с кубической текстурой и производство горячекатаного листа постепенно сокращают, в ближайшие годы будет полностью прекращено. Рисунок.1 Схема расположения кристаллов в листе электротехнической текстурованной стали Совершенная ребровая структура трансформаторной стали образуется при двукратной холодной прокатке с промежуточным и окончательным отжигом. Для ее образования в процессе вторичной рекристаллизации необходимо наличие дисперсных включений. Их роль проявляется в том, что при вторичной рекристаллизации они препятствуют нормальному росту зерен исходной структуры, в результате чего преимущественный рост получают отдельные зерна с ориентацией, образовавшиеся при первичной рекристаллизации. Для получения высоких свойств трансформаторной стали необходимо, чтобы примеси, образующие включения, были удалены после того, как будет получена совершенная ребровая структура. Это происходит на заключительной стадии термической обработки путем растворения включений, диффузии примесей к поверхности и удаления их в газовую фазу. Получению ребровой текстуры способствуют включения двух типов: сульфиды марганца и нитриды алюминия или кремния. Соответственно применяют и два варианта технологии производства трансформаторной стали — серный и азотный. При применении серного варианта в металле должно быть около 0,1 % Мn и примерно 0,02% S. Еще в СССР получил распространение в основном азотный вариант технологии производства электротехнической стали в дуговых печах. Электротехнические свойства листа в значительной степени определяются размерами зерна, с увеличением которого удельные потери снижаются. Объясняется это искаженной кристаллической решеткой границ зерен, являющихся поэтому препятствием для прохождения магнитного поля. Увеличение размеров зерна сокращает протяженность границ и тем самым способствует улучшению свойств листа. Поскольку свойства трансформаторной стали определяются не только химическим составом металла, но и физико-кристаллографическими параметрами листа, зависящими в свою очередь от состава металла и способа производства листа, стандартная маркировка листовой электротехнической стали отражает ее назначение, химический состав, технологию изготовления листа и его магнитные свойства. Например, в маркировке Э43А, Э3200, Э330А цифры и буквы расшифровываются следующим образом: Э — электротехническая сталь; первая цифра — содержание кремния, %; вторая цифра — гарантированные магнитные свойства стали (1 — с нормальными, 2 — с пониженными, 3 — с низкими ваттными потерями); 00 — сталь холоднокатаная малотекстурованная, 0 — холоднокатаная текстурованная; А — сталь повышенного качества с особо низкими потерями. Кремний является единственным элементом, вводимым в трансформаторную сталь с целью улучшения электротехнических свойств железа, поэтому в маркировке отражается его содержание. Наличие кремния увеличивает магнитную проницаемость и электросопротивление стали, понижает коэрцитивную силу, уменьшая тем самым потери и на перемагничивание и на вихревые токи. Все другие элементы, за исключением фосфора, отрицательно влияют на электротехнические свойства железа. Поэтому технология выплавки и передела электротехнических сталей строится таким образом чтобы в готовом листе при значительном количестве кремния содержалось как можно меньше других примесей. Содержание кремния в электротехнических сталях обычно составляет 0,8—4,5%. Более высокие концентрации кремния не применяют, так как, уменьшая потери и увеличивая магнитную проницаемость, кремний одновременно отрицательно влияет на величину магнитного насыщения и технологическую пластичность стали. В связи с этим для изготовления изделий, которые должны обладать высоким магнитным насыщением, используют трансформаторные стали, содержащие пониженное количество кремния. Поэтому в так называемых динамных сталях содержание кремния составляет 2-3%. В трансформаторных сталях, которые должны иметь минимальные потери при перемагничивании, содержание кремния составляет 3—4,5%. Кроме кремния, увеличению размеров зерна и улучшению электротехнических свойств стали способствуют добавки фосфора. Однако, поскольку фосфор одновременно увеличивает хрупкость стали, его можно использовать лишь в небольших (до 0,2%) количествах для легирования более пластичных динамных сталей. Высокое содержание кремния вызывает появление в этих сталях ряда специфических металлургических дефектов. Наиболее распространенным дефектом электротехнических сталей являются газовые пузыри и рослость слитков. Установлена зависимость степени поражения слитков от содержания водорода: слитки получаются плотными с глубокой усадкой при содержании водорода менее 4 мл на 100 г металла, а при содержании водорода 8 мл на 100 г металла все слитки не дают усадки. Эти концентрации не превышают обычного уровня для легированных конструкционных, шарикоподшипниковых и нержавеющих сталей, но дефект проявляется только на электротехнических сталях. Рисунок. 2 Влияние примесей на гистерезисные потери электротехнической стали, содержащей 4% кремния, при магнитной индукции 1 Т Объясняется это уменьшением в присутствии кремния растворимости водорода, что в процессе кристаллизации вызывает его сильную ликвацию и образование пузырей. Поэтому при выплавке электротехнических сталей должно уделяться особое имание мерам по снижению содержания водорода, некоторое влияние на рослость слитков оказывает и присутствующее в металле азота. В силу этого его содержание в металле не должно р выщать 0,006—0,010%. Сильно влияет на поражение металла пузырями температура: чем она выше, тем больше растворяется в металле газов и, кроме того, тем в большей степени замедляется кристаллизация, вызывая усиление ликвации и увеличение поражения слитков пузырями. Поэтому температура металла при разливке должна быть не выше 1590° С. Другими дефектами электротехнических сталей являются завороты корочки при разливке, вызывающие образование плен и снижающие качество поверхности металла, а также образование в слитках внутренних трещин — «скворечников», возникающих при большой скорости охлаждения при температуре ниже 120° С. Технология производства трансформаторной стали Трансформаторную сталь (ее еще называют электротехнической) выплавляют в дуговых электропечах емкостью 25—100 т исключительно методом полного окисления. В качестве шихты используют отходы углеродистых сталей, при этом особое внимание обращают на содержание в шихте меди и никеля. Шихту составляют из расчета содержания углерода в завалке 0,5—0,7%. Для науглероживания в шихту дают 10—15% чугуна, недостающее до расчетного) количество углерода вводят в виде электродного боя. На подину перед завалкой загружают 2—3% извести (от массы завалки) и железную руду (1—2%), что способствует удалению большей части фосфора еще в период плавления. В период плавления для уменьшения основности шлака и более глубокого окисления марганца иногда присаживают шамотный бой. Для интенсификации плавки ванну дуговой печи в течение 10—15 мин продувают кислородом. Совмещение окисления с периодом плавления позволяет уменьшить содержание в трансформаторной стали примесей — марганца,, фосфора и хрома, сократить продолжительность плавки и улучшить условия службы футеровки печи. По расплавлении металл содержит примерно 0,10—0,15% С, 0,06—0,15% Мn, 0,003—0,015% Р. Шлак периода плавления скачивает на 70—80% и наводят новый из извести и шпата. Под этим шлаком проводят окислительный период. Окисление лучше проводить газообразным кислородом, так как это позволяет быстро окислить углерод до 0,03%. Более низкие концентрации углерода получать не рекомендуется, так как это приводит к переокислению трансформаторной стали и повышению ее температуры, что ухудшает свойства стали (в связи с насыщением металла газами) и вызывает интенсивное разрушение футеровки. В окислительный период шлаки содержат 50% и более окиси железа. Такие шлаки очень жидкоподвижны и интенсивно разрушают футеровку; поэтому чем быстрее проводят окисление, тем менее разрушается футеровка печи. Высокая основность сильно окислительного шлака и его постоянное обновление позволяют к концу продувки получать металл, содержащий 0,03—0,06% Мn; 0,003—0,006% Р; 0,02—0,03% Cr. Температура трансформаторной стали в конце продувки достигает 1620—1650° С. После окончания окислительного периода шлак по возможности полностью скачивают. На зеркало металла присаживают кусковый силикокальций в количестве 4,0—5,0 кг/т марок СК3О или СК25 и заводят восстановительный шлак смесью извести с плавиковым шпатом (8 : 1). Шлак раскисляют смесью порошков 75%-ного ферросилиция и силикокальция или алюминия. При получении белого рассыпающегося шлака проводят легирование кремнием, который присаживают в виде 75%-ного ферросилиция в кусках размером 50—150 мм. При производстве трансформаторного листа с ребровой текстурой целесообразно применять ферросилиций с наиболее низким содержанием алюминия. Вследствие меньшего удельного веса по сравнению с железом кремний плохо распределяется по объему ванны дуговой печи, поэтому после присадки ферросилиция, сталь необходимо тщательно перемешивать. После легирования кремнием металл в течение 20—30 мин выдерживается в дуговой печи. Высокое содержание кремния способствует глубокому раскислению и удалению из металла серы. К концу восстановительного периода содержание кислорода уменьшается до 0,005— 0,01%, а серы — до 0,008—0,015%. Для лучшей обработки металла шлаком во время выпуска шлак перед сливом разжижают присадками плавикового шпата или шамота и основную часть шлака сливают в ковш без металла. Благодаря этому при выпуске в ковш металла происходит эмульгирование шлака в металл и процессы рафинирования протекают с большой скоростью. Во время выпуска содержание серы уменьшается до 0,005—0,006%. С целью удаления газов, очищения металла от неметаллических включений и дополнительной десульфурации на ряде заводов металл после выпуска подвергают внепечному вакуумированию или вакуумшлаковой обработке. Содержание серы при этом удается понизить до 0,002—0,003%, и практически исключается возможность возникновения рослости слитков. На некоторых заводах для получения стандартно низких концентраций алюминия трансформаторную сталь переливают на воздухе из ковша в ковш. При переливе алюминий, поступивший в металл с ферросилицием перешедший в металл из шлака, окисляется кислородом воздуха до концентраций, обеспечивающих получение ребровой текстуры. Разливают элекротехническую сталь на слитки массой 0,5—12 т или на установках непрерывной разливки сразу отливают слябы размером 140x630 и 140x1000 мм. Выплавка нержавеющей и жаропрочной сталей в дуговых печах Свойства и дефекты нержавеющей стали Изделия из нержавеющих сталей предназначены для работы в агрессивных средах при обычных или высоких температуpax, поэтому основным требованием, предъявляемым к нержавеющим сталям, является коррозионная стойкость (способность противостоять воздействию агрессивной среды при обычной температуре) Стойкость стали против коррозии в различных средах зависит от ее состава, структурного состояния, коррозионной среды и от воздействующих нагрузок. Коррозионной стойкостью обладают изделия, на поверхности которых в агрессивных средах образуется прочная пассивирующая пленка, препятствующая проникновению агрессивного вещества в более глубокие слои нержавеющей стали и взаимодействию его с этими слоями. К наиболее сильным пассивирующим элементам в окислительных средах относят хром. На поверхности нержавеющих сталей в окислительных средах образуется тончайшая невидимая пленка окислов хрома толщиной в несколько атомных слоев. Плотность пленки и антикоррозионные свойства нержавеющей стали увеличиваются с повышением содержания хрома. При содержании хрома 12—13% сталь становится нержавеющей, т. е. стойкой в атмосфере и в окисляющих средах. Увеличение содержания хрома до 28—30% делает ее стойкой против сильно агрессивных сред. Хром является ферритообразующим элементом, поэтому стали с высоким содержанием хрома (16—30%) относят к ферритному классу. Стойкость феррита делает их невосприимчивыми к закалке, поэтому они характеризуются невысокими прочностными свойствами, что ограничивает область их применения. Чисто ферритные стали на базе 25—28% хрома (Х25, Х28 и другие) с небольшими добавками титана или азота (для измельчения зерна) используют как жаростойкие, не несущие нагрузок. Прочность и пластичность металлов зависят от многих факторов: типа кристаллической структуры, энергии связи атомов в кристаллической решетке, чистоты металла, химического состава, чистоты границ и других факторов. По современным представлениям, сопротивление пластической деформации определяется главным образом количеством несовершенств в строении кристаллической решетки, в первую очередь — дислокациями. Высокую прочность можно получить, если уменьшить или, наоборот, значительно увеличить количество дислокаций. Вопрос создания в практических условиях бездефектных материалов пока не разрешен, но упрочнение путем увеличения количества дислокаций и других несовершенств используется очень широко. Упрочнение нержавеющих сталей, представляющих твердые растворы, происходит в результате взаимодействия примесных атомов (атомов, не образующих решетку основного твердого раствора) с дислокациями. Однако более значительно упрочняет сталь блокирование сдвигов высокодисперсными частицами другой фазы, появляющимися в результате легирования и соответствующей термической обработки. Наибольшему упрочнению соответствует тонкая структура с выделениями второй фазы размером 20—50 лм (200—500 А), равномерно распределенными по всему объему зерна. Рост выделений до 100 нм (1000 А) и более приводит к разупрочнению стали. В тех случаях, когда одновременно требуются коррозионная стойкость и высокая прочность, применяют хромистые нержавеющей стали мартенситного класса с пониженным содержанием хрома (12—18%). Эти стали можно закаливать, поэтому содержание углерода в них обычно составляет 0,1—0,4% (стали 1X13—4X13). При необходимости получения после закалки высокой твердости содержание углерода может быть повышено до 1% (сталь 9X18). Стали этого типа используют для изготовления ножей, ножниц, хирургического инструмента, прессформ для пластмасс, а стали с высоким содержанием углерода — для изготовления шарикоподшипников, работающих в коррозионных средах. Но все они непригодны для работы при высоких температурах. С повышением температуры силы связи атомов в кристаллической решетке ослабевают, увеличивается диффузионная подвижность атомов и упрочняющая фаза (в основном карбиды хрома) перерождается - укрупняется, сфероидизируется, происходит перераспределение легирующих элементов между твердым раствором и упрочняющей фазой. Это приводит к разупрочнению нержавеющей стали. Длительному сохранению прочности при высокой температуре способствует торможение диффузионных процессов, достигаемое оптимальным легированием. Для улучшения качества поверхности слитка и уменьшения такого дефекта нержавеющей стали как титановая пористость, нержавеющую сталь приходится разливать с большой скоростью, защищать поверхность металла в изложнице восстановительной атмосферой или шлаками, а струю металла при разливке — инертными газами. Свойства и дефекты жаропрочной стали Жаростойкость (сопротивление воздействию газовой среды или пара высоких температур) является самым важным свойством жаропрочных сталей. Жаростойкие стали, как правило, должны быть и жаропрочными, т. е. противостоять при высокой температуре в течение заданного времени разрушению и ползучести — постепенной и усиливающейся с течением времени деформации под действием постоянной нагрузки. В жаропрочных сталях упрочняющей фазой наряду с карбидами хрома являются карбиды ванадия, молибдена, вольфрама и других элементов, а также интерметаллидные соединения типа АгВ (в которых в качестве элемента А входят железо и хром, а молибден, вольфрам, ниобий, титан — в качестве элемента В) или соединения (Ti, Al). Добавки в жаропрочную сталь тугоплавких элементов — молибдена, вольфрама, ниобия, тантала сказывают на упрочняющую фазу стабилизирующее действие, так как эти элементы повышают температуру рекристаллизации и ослабляют диффузионные процессы. Их действие усиливается, если вводится не один, а несколько элементов, ослабляющих диффузию, По этой причине жаропрочные стали легируют, как правило, набором разных элементов. Процессы диффузионного обмена бывают заторможены и тогда, когда сталь не подвергается полиморфным превращениям. Поэтому в качестве жаропрочных сталей очень часто используют сложнолегированные чисто ферритные или аустенитные стали. Стали ферритного класса до последнего времени использовали лишь как жаростойкие. Однако в последнее время разработали и успешно внедряют и жаропрочные ферритные стали, например сталь 12Х2МВ8ФБ (ЭП503), упрочненную частицами интерметаллидной фазы FeW. Значительно более высокая жаропрочность свойственна аустенитным сталям. Особенно широко применяют аустенитные стали (12-20% Сr) с использованием в качестве аустенитообразующего элемента никеля (7—30%). Никель сам по себе относится к коррозионностойким металлам и повышает коррозионную стойкость сталей в растворах солей и щелочей, а также в слабоокисляющих средах. При его содержании до 20—30% он повышает жаропрочность железохромистых сплавов. В связи с высокой стоимостью никеля в некоторых жаропрочных сталях его частично или полностью заменяют другим аустенитообразующим элементом — марганцем. Действие марганца как аустенитообразующего элемента значительно слабее, особенно при высоком содержании хрома, поэтому вместе с марганцем целесообразно вводить небольшие количества никеля (2—4%) или азота. Для получения высокой жаропрочности рекомендуются присадки углерода с ванадием, молибденом, вольфрамом, ниобием и азотом. Хромоникелевые, хромоникельмарганцевые и хромомарганцевые жаропрочные стали хорошо противостоят общей коррозии, но чувствительны к межкристаллитной коррозии, особенно после медленного охлаждения в интервале температур 500—850° С. Объясняется это выделением при этих температурах карбидов хрома, располагающихся по границам зерна. В растворах электролитов карбиды образуют с обедненными углеродом участками зерна гальванические пары. В результате структурной неоднородности границы зерен подвергаются более сильному коррозионному разъеданию. Аустенитные стали становятся нечувствительными к интеркристаллитной коррозии, если содержание углерода в стали меньше предела растворимости его в аустените при комнатной температуре, т. е. менее 0,02—0,03%. Производство жаропрочной стали с таким содержанием углерода в дуговых электропечах затруднительно. Поэтому при выплавке коррозионностойких аустенитных сталей верхний предел содержания углерода устанавливают обычно на уровне 0,08—0,12%, а дальнейшее понижение концентрации углерода в растворе осуществляется присадками сильных карбидообразующих элементов — титана или ниобия. Количество вводимого титана определяется содержанием углерода, и для достаточно полного связывания углерода количество титана должно минимум в пять раз превышать количество углерода: [%Тi] = 5 ([%С] - 0,02). Высокое содержание хрома и титана в сталях такого типа обусловливает интенсивное окисление металла при разливке с образованием в изложнице на поверхности металла корочки, богатой окислами и нитридами титана. Завороты корочки при наполнении изложницы приводят к многочисленным дефектам поверхности слитка жаропрочной стали, которые вынуждают подвергать слиток сплошной обдирке на глубину 10—20 мм. Запутавшиеся в теле слитка скопления нитридов и окислов образуют краевую или общую неоднородность макроструктуры — так называемую титановую пористость. Степень развития этого дефекта жаропрочной стали возрастает с увеличением содержания титана в металле. Производство нержавеющей и жаропрочной стали методом переплава В настоящее время из нескольких возможных вариантов производства наиболее распространенной аустенитной коррозионностойкой стали марки Х18Н9Т (за рубежом этой марке соответствует сталь 18-8) и ряда аналогичных марок применяют практически один — плавку методом переплава с использованием газообразного кислорода. При производстве нержавеющей и жаропрочной стали, метод переплава позволяет использовать в шихте большое количество отходов стали высоколегированных марок и обеспечивает высокое использование содержащихся в шихте легирующих элементов. Однако надо иметь в виду, что при переплаве отходов без окисления в дуговых печах происходит науглероживание металла электродами, а это требует, чтобы по расплавлении содержание углерода было ниже допустимых пределов в нержавеющей и жаропрочной стали. Это обстоятельство ограничивает возможности использования высоколегированных отходов и вынуждает включать в состав шихты определенное количество заготовки из специально выплавляемого малоуглеродистого и чистого по фосфору и сере мягкого железа. Включение в состав шихты дорогостоящего мягкого железа отрицательно сказывается на себестоимости нержавеющей и жаропрочной стали. Нецелесообразно также использовать высокохромистые отходы и на плавках с окислением, так как вследствие не очень большой разницы в сродстве к кислороду углерода и хрома даже при сравнительно низком содержании хрома (более 1,0%) трудно окислить углерод, не окисляя при этом хром. Но сродство к кислороду у хрома и у углерода с изменением температуры меняется неодинаково: с повышением температуры сродство хрома к кислороду уменьшается, а сродство углерода возрастает. Поэтому чем выше температура, тем до более низких концентраций можно окислить углерод (при одном и том же содержании хрома) без окисления хрома. Влияние температуры на соотношение равновесных концентраций хрома и углерода в металле можно описать уравнением lg [Cr, %]/[C, %] = - 13800/T +8,76. Рассчитанные по этому уравнению линии равновесных концентраций для ряда температур представлены на рис. 1. Рисунок.1 Зависимость содержания углерода в металле от содержания хрома и температуры: А — область хромитов; В — область шпинелей; С — область Cr2O3 Из приведенных на рисунке данных видно, что при обычных для сталеплавильной ванны температурах окислить углерод до 0,1% можно лишь при содержании в металле хрома менее 3%. Но уже при температуре 1800° С таких концентраций углерода можно достичь при содержании хрома, составляющем примерно 15%. Применение при производстве нержавеющих и жаропрочных сталей газообразного кислорода позволяет быстро повысить температуру металла и при высокой температуре окислять углерод. Технология выплавки нержавеющих сталей переплавом с окислением углерода газообразным кислородом исключает опасность непопадания в химический состав по углероду и позволяет использовать в завалку большое количество высокохромистых отходов, причем высокое содержание углерода в шихте не затрудняет получение низкоуглеродистого металла, а допустимое содержание хрома в шихте при этом определяется только содержанием углерода в готовой стали и температурой металла в конце продувки. Рекомендуются следующие соотношения: Предельное марочное содержание углерода, % 0,06 0,08 0,10 0,12 Расчетное содержание хрома в шихте, % 7,0 8,0 9,0-12,0 12,0-14,0 Для получения 12,0—14,0 %Cr в металлической шихте в завалку можно давать до 70% отходов стали, выплавляемой или аналогичной ей. Недостающее количество никеля вводят в завалку в виде металлического никеля, никелевых сплавов или закиси никеля. Если нержавеющая или жаропрочная сталь содержит молибден, то недостающее количество молибдена в виде ферромолибдена включают в завалку или в виде молибдата кальция присаживают в конце плавления. Для защиты хрома от окисления в период плавления и более быстрого повышения температуры ванны при продувке целесообразно, чтобы в завалке содержалось 0,7—0,9% Si. Недостающее количество кремния вводят в виде силикохрома, ферросилиция или отходов кремнистых марок стали. При производстве нержавеющей и жаропрочной стали, в завалку желательно вводить 20—25% отходов трансформаторной стали. Эта сталь содержит 3—4% кремния, поэтому она вносит необходимое количество кремния, что позволяет отказаться от присадок в завалку более дорогих кремнистых сплавов. Кроме того, трансформаторная сталь содержит очень мало фосфора, что гарантирует попадание в заданный состав по фосфору. При отсутствии отходов трансформаторной стали в завалку для разбавления фосфора необходимо вводить отходы малофосфористых углеродистых сталей. Для хорошей дегазации металла во время кипения шихта должна вносить не менее 0,3% углерода. При необходимости науглероживания электродный бой или кокс дают на подину перед завалкой. На подину присаживают, кроме того, известь (0,5—1,0%) и иногда для уменьшения угара хрома дают хромистую руду (0,5%). При производстве нержавеющей и жаропрочной стали, плавление ведут на максимальной мощности со снижением ее к концу периода. После расплавления 70—80% шихты начинают продувку ванны кислородом. Это позволяет сократить продолжительность периода плавления и уменьшить расход электроэнергии. Но ранняя продувка, когда в печи имеется много нерасплавившейся шихты, сопряжена с большим угаром хрома, для уменьшения угара которого начинать продувку надо ближе к концу плавления. С целью более быстрого нагрева ванны продувку ведут на включенной печи. За счет тепла экзотермических реакций окисления кремния, хрома и железа и нагрева металла электроическими дугами его температура быстро увеличивается. При определенной температуре, зависящей от содержания в металле хрома и углерода, начинается окисление углерода. Этот момент фиксируется по появлению из печи светящегося пламени. После этого печь отключают, отбирают пробу на полный химический анализ и продолжают продувку ванны до получения необходимого содержания углерода. В процессе продувки ванна сильно перегревается и температура металла может достигнуть 1800° С и более. Такая высокая температура металла отрицательно сказывается на стойкости футеровки печи. Поэтому после окончания продувки ванну быстро раскисляют силикомарганцем или силикохромом и ферромарганцем и присаживают расчетное количество подогретого докрасна феррохрома. Для более быстрого охлаждения металла на некоторых заводах дополнительно присаживают до 5% чистых отходов стали выплавляемой марки. Предварительное глубинное раскисление ванны силикохромом, силикомарганцем и ферромарганцем предотвращает окисление хрома, вносимого феррохромом, и способствует восстановлению хрома из шлака. К концу продувки шлак обычно содержит 30-45% Cr2O3, 10-25% MgO, 15-20% SiO2, 3-10% CaO, 5-10% MnO, 5-15% FeO, 5-10% Al2O3, 2-6% Ti2O3. Высокое содержание тугоплавких окислов хрома в шлаке делает его гетерогенным, очень вязким и малоактивным. Для восстановления хрома из шлака его обрабатывают порошками силикохрома или ферросилиция, забрасывая их под электроды, где шлак более жидкоподвижен. Раскисление силикохромом предпочтительнее, так как при этом металл одновременно легируется хромом. Силикохром значительно дешевле безуглеродистых сортов феррохрома, поэтому легирование хромом из силикохрома целесообразнее. В результате раскисления шлака кремнием он обогащается кремнеземом. Если по ходу раскисления в шлак не давать дополнительно извести, то в печи сформируется кислый шлак с основностью hавной 0,6-0,8. Накопление SiO2 в шлаке замедляет процесс восстановления хрома кремнием, поэтому такие шлаки содержат 15—25% Cr2O3. Понизить содержание окислов хрома в шлаке можно присадками извести. СаО понижает активность кремнезема в шлаке и тем самым способствует восстановлению хрома кремнием. Но присадки извести увеличивают количество шлака, что даже при низком содержании окислов хрома в шлаке может явиться причиной больших потерь хрома со шлаком. Поэтому нецелесообразно, чтобы основность шлака была более 1,5—1,6. Такие хорошо раскисленные полукислые шлаки содержат менее 7% хрома, что обеспечивает извлечение из шихты до 95% хрома. Полукислые шлаки, однако, не могут извлекать из металла серу и окисляют значительное количество титана, присаживаемого в печь. Поэтому полукислые шлаки после тщательного раскисления силикохромом, ферросилицием, а затем силикокальцием или алюминием полностью скачивают. Вместо полукислого шлака присадками извести и плавикового шпата (в соотношении 4 : 1) наводят высокоосновной восстановительный шлак, под которым проводят легирование титаном. Перед присадкой ферротитана шлак обрабатывают порошком алюминия. Поскольку плотность титана меньше плотности железа, присадки ферротитана обогащают титаном главным образом верхние слои расплава. Для равномерного его распределения по всему объему ванны требуется тщательное перемешивание металла, осуществляемое на печах малой емкости металлическими гребками вручную, а на крупных печах — с помощью механизма электромагнитного перемешивания. После перемешивания металла в течение 6-8 мин плавку сливают. На степень усвоения титана, при производстве нержавеющих и жаропрочных сталей, кроме состава шлака, сильное влияние оказывает температура металла. Высокая температура способствует протеканию эндотермической реакции окисления титана кремнеземом шлака. Поэтому чем выше содержание кремнезема в шлаке и температура металла и шлака, тем меньше усваивается титан. Обычно это усвоение составляет 45—50% присаживаемого в печь титана в виде ферротитана. С целью повышения технологических свойств нержавеющие и жаропрочные стали в последнее время часто легируют малыми добавками редкоземельных металлов и бора. Микролегирование редкоземельными металлами (на 0,05-0,3%) и бором (на 0,005—0,01%) осуществляют в печи вручную с помощью штанг за 2—3 мин до выпуска, а в ковше или при разливке — присадкой в центровую. При выплавке аустенитных нержавеющих сталей необходимо уделять внимание получению такого химического состава металла, который обеспечивал бы однородность структуры. Наличие ферритной составляющей (альфа-фазы) в аустенитных сталях затрудняет деформацию металла в горячем состоянии. Между тем нержавеющие стали аустенитного класса наряду с аустенитообразующими элементами (никелем и марганцем) содержат в больших количествах элементы (хром, титан, кремний), способствующие образованию феррита. Поэтому необходимо стремиться к тому, чтобы содержание хрома и титана в стали было ближе к нижнему допустимому пределу. Однако с уменьшением содержания хрома и особенно титана увеличивается склонность стали к интеркристаллитной коррозии. В этой связи приходится находить средние решения. В частности, рекомендуют иметь в готовом металле содержание хрома в пределах 17,2-17,8%. Технология производства нержавеющей стали Нержавеющую сталь из нелегированных отходов выплавляют лишь в исключительных случаях — при недостатке в цехе легированных отходов или при выплавке стали с очень низким (0,03%) содержанием углерода. Хромистые нержавеющие стали 1X13—4X13, Х25, Х28 и др. выплавляют на свежей шихте по общей технологии плавки с небольшими изменениями. При производстве нержавеющей стализавалку составляют из углеродистых отходов и чугуна таким образом, чтобы в период кипения окислить 0,3—0,5% С. Недостающее количество углерода вводят в виде кокса и электродного боя. В завалку и во время плавления присаживают известь в количестве 2—3% от массы металлической шихты. Для ускорения плавки в конце плавления металл целесообразно продувать кислородом. С этой целью и углерод также лучше окислять газообразным кислородом, особенно при производстве нержавеющей стали с пониженным содержанием углерода, так как при низком содержании в металле углерода шлак содержит много закиси железа и фосфор, хорошо окисляется во время продувки. При выплавке стали с повышенным содержанием углерода фосфор окисляют рудой, а заканчивают окислительный период продувкой ванны печи кислородом. Содержание фосфора в конце окислительного периода не должно превышать 0,010%. По достижении необходимого уровня содержаний фосфора и углерода окислительный шлак скачивают. На зеркало металла присаживают ферромарганец или силикомарганец из расчета введения 0,3—0,4% Мn и шамотным боем наводят глиноземистый шлак в количестве 0,6—0,8% от массы металла. Из шамотного боя, окиси марганца, образующейся при раскислении металла марганцем, и окиси магния футеровки печи образуется небольшое количество полукислого шлака, обладающего большим электрическим сопротивлением. Наличие тонкого слоя такого шлака облегчает нагрев металла и ускоряет проплавление больших масс присаживаемого феррохрома. Феррохром предварительно хорошо прогревают в нагревательных печах. В процессе проплавления феррохрома шлак раскисляют молотым 75%-ным ферросилицием в количестве 2—4 кг/т. Иногда для более полного восстановления из шлака окислов хрома для раскисления шлака применяют порошок алюминия. После полного расплавления феррохрома и нагрева металла шамотный шлак начисто скачивают и из извести и шпата (2 : 1) наводят основной известковый шлак. Основной шлак раскисляют молотым коксом и силикокальцием или коксом и ферросилицием. За 10 мин до выпуска в дуговую печь присаживают ферротитан или металлический титан, металл тщательно перемешивают и сливают в ковш. Основность шлака (CaO-+MqO)/SiO2 Рисунок.1 Влияние основности шлака на степень науглероживания нержавеющей стали При производстве нержавеющей стали, содержащей менее 0,03% С, возникают дополнительные трудности. Чтобы получить в готовой стали такое содержание углерода даже при условии легирования самыми низкоуглеродистыми ферросплавами, его концентрация перед началом рафинирования не должна превышать 0,015—0,020%. В дуговой печи такие концентрации углерода можно получить только продувкой металла газообразным кислородом. В процессе производства нержавеющей стали необходимо внимательно следить за состоянием электродов и не допускать падения огарков, ниппелей, отколовшихся кусков электродов. Для уменьшения науглероживания металла целесообразно использовать известь только газового обжига, не допускать попадания так называемого «пережога» — извести с на летом на поверхности сажистого углерода. Восстановительный период, при производстве нержавеющей стали, лучше проводить под полукислым магнезиально-восстановительным шлаком, так как под таким шлаком скорость науглероживания меньше, чем под основным (рис. 1). Но полукислые шлаки не позволяют удалять серу и вызывают повышенный угар титана. Поэтому для удаления серы приходится предпринимать специальные меры, например продувку металла порошкообразными десульфураторами, а легирование титаном проводить в ковше. Выплавка быстрорежущей стали в дуговых печах Cвойства быстрорежущей стали Быстрорежущую сталь относят к группе инструментальных сталей, т. е. сталей, используемых для изготовления разнообразного инструмента. Эти стали должны отличаться высокой твердостью, прочностью и износостойкостью, а в некоторых случаях должны удовлетворять и ряду дополнительных требований, в частности быть стойкими против коррозии, сохранять неизменными размеры и форму инструмента в течение длительного времени, обладать способностью противостоять значительным динамическим нагрузкам. Строгое разграничение сталей на конструкционные и инструментальные возможно лишь по области применения, но не по химическому составу. Вследствие высокой износостойкости и прочности инструментальные стали широко используют и для других целей: для изготовления подшипников качения, пружин, деталей топливной аппаратуры, шестерен, ходовых винтов, червяков и других деталей. В то же время для изготовления некоторых инструментов используют конструкционные, шарикоподшипниковые и другие стали. В последние годы непрерывно сокращается применение сравнительно простых по составу инструментальных быстрорежущих сталей — углеродистых и легированных одним или двумя элементами и увеличивается использование высоколегированных, отличающихся повышенными твердостью и прочностью, износостойкостью, теплостойкостью, стойкостью против коррозии. Значительно возросло число инструментальных сталей специализированного назначения, т. е. применяемых в ограниченных условиях эксплуатации, в которых они обеспечивают лучшую стойкость. Рисунок.1 быстрорежущие стали К числу инструментальных сталей специального назначения относят и быстрорежущую сталь. Ее используют главным образом для изготовления металлорежущего инструмента, предназначенного для резания с высокими скоростями. Кроме того, ее используют для изготовления тяжелонагруженных штампов холодного выдавливания, а также для ряда деталей, работающих при нагреве: подшипников качения, игл топливной аппаратуры и т. д. В готовых изделиях быстрорежущая сталь должна обладать высокой твердостью (HRC 63—66, а для резания труднообрабатываемых изделий — до HRC 66—69), высокой прочностью и сопротивлением пластической деформации, теплостойкостью (красностойкостью), а для ряда инструмента — возможно лучшей вязкостью. Твердость быстрорежущей стали определяет сопротивление пластической деформации и контактным напряжениям, возникающим в рабочей кромке инструмента. С увеличением твердости возрастает износостойкость, увеличивается возможность получения более чистой и ровной поверхности обрабатываемого металла и самого инструмента, уменьшается налипание обрабатываемого металла на поверхность режущего инструмента. Инструменты, для которых характерна недостаточная твердость, не могут быть использованы для резания или деформирования обрабатываемых ими деталей: они быстро теряют форму и размеры под действием возникающих напряжений. Твердость определяется химическим составом и структурой быстрорежущей стали и зависит от содержания углерода в мартенсите (альфа-растворе), количества и дисперсности выделившихся карбидов или интерметаллидов и от количества остаточного аустенита. Быстрорежущие стали относят к ледебуритному классу. Они содержат более 0,6% С и приобретают высокую твердость и износостойкость в результате мартенситного превращения при закалке и дисперсионного твердения при высоком отпуске (560—620° С), вызываемого выделением упрочняющей фазы — в основном карбидов вольфрама, молибдена, ванадия. Твердость быстрорежущй стали является важнейшим, но не единственным свойством, определяющим эксплуатационные характеристики инструмента. До 70% мелких режущих инструментов ломаются преждевременно до наступления нормального износа, что свидетельствует об очень важном значении прочности и вязкости инструментальной стали. Прочность быстрорежущей стали характеризует сопротивление изгибающему или крутящему моменту, а вязкость — сопротивление образованию трещин и разрушению под действием ударных нагрузок. При использовании сталей высокой прочности повышается стойкость инструмента и производительность обработки, становится возможным резание с большей подачей и резание материалов большей прочности. Достаточно высокая вязкость в сочетании с высокой прочностью предупреждает выкрашивание, образование трещин и поломку инструмента. В отличие от твердости прочность зависит от большего числа факторов: содержания углерода в альфа-растворе, напряжений, величины зерна, состояния его пограничных слоев, дисперсности и распределения карбидов. Поэтому при одних и тех же значениях твердости прочность стали может изменяться в широких пределах. Твердость и вязкость изменяются обычно в противоположных направлениях: высокой твердости соответствуют низкие значения вязкости. Однако в отличие от твердости, необходимой в поверхностном слое режущей кромки инструмента, высокая прочность и вязкость должны быть свойственны всему сечению инструмента, так как изгибающие крутящие и ударные нагрузки, испытываемые инструментом, воспринимаются всем его сечением. Поэтому инструмент целесообразно обрабатывать так, чтобы поверхности его была свойственна высокая твердость, а сердцевина сохранила необходимую вязкость. Такое состояние инструмента может быть достигнуто специальной закалкой и оптимальным легированием. Присутствие в быстрорежущих сталях 3,8—4,4% хрома придает им способность закаливаться на воздухе. Повышение вязкости достигается легированием элементами, образующими устойчивые карбиды, поскольку они способствуют сохранению мелкого зерна. Незначительно увеличивает вязкость хром; более эффективно влияют вольфрам, молибден и ванадий. Присадка 0,1—0,2% V действует так же, как 0,4—0,5% Мо или 0,8—1,2% W. Значительно повышает вязкость быстрорежущей стали никель. Однако никель способствует сохранению остаточного аустенита, распад которого в процессе службы инструмента изменяет его служебные характеристики. По этой причине содержание никеля в быстрорежущей стали ограничивают так, чтобы оно не превышало 0,4%. Тем не менее в структуре закаленной стали присутствует до 20—35% аустенита, для более полного превращения которого в мартенсит требуется многократный отпуск при 520—600° С. В готовом инструменте из быстрорежущих сталей аустенит практически отсутствует. Фосфор и сера увеличивают хрупкость стали, причем фосфор придает хладноломкость, а сера — красноломкость. Поэтому для быстрорежущих сталей фосфор и сера являются вредными примесями и содержание фосфора допускается до 0,03%, серы — до 0,015%. При таком содержании фосфора и серы, при мелком зерне, почти полном отсутствии аустенита, оптимальном количестве карбидов и их равномерном распределении быстрорежущие стали после дисперсионного твердения при отпуске сохраняют удовлетворительную вязкость и отличаются высокой прочностью. Для режущего стального инструмента, работающего при высоких нагрузках и в условиях значительного разогрева режущей кромки, очень важной является теплостойкость быстрорежущей стали, т. е. ее особенность сохранять необходимые структуру и свойства при нагреве. Теплостойкость определяется стойкостью твердого раствора (металлической матрицы) против распада при нагреве, природой и дисперсностью выделившихся из него карбидов и их стойкостью против коагуляции, температурой фазового (а —> у) превращения. Теплостойкость характеризуется минимальной температурой, при которой наступает заметное изменение бойкости инструмента. Различают быстрорежущие стали нормальной и повышенной теплостойкости. За нормальную принимается теплостойкость широко распространенной быстрорежущей стали Р18 (18% W). Она сохраняет твердость не менее HRC 60 при нагреве до 615—620° С. Увеличение теплостойкости до 640-650° С позволяет повысить стойкость инструмента в 2-3 раза, а при увеличении теплостойкости до 700-725° С стойкость инструмента возрастает в 10-15 раз. В сталях нормальной теплостойкости дисперсионное твердение вызывается выделением карбидов вольфрама, молибдена и в небольшом количестве — ванадия. Для получения необходимых свойств быстрорежущие стали должны содержать 9-18% W, 6-9% Мо при 1,0-2,5% V. Стали такого типа (Р18, Р12, Р9, Р6М3, Р6М5, Р9М4 и многие другие марки) используют наиболее широко: их производство составляет 80—90% общего производства быстрорежущих сталей. В сталях повышенной теплостойкости выделяется больше карбида анадия, более устойчивого против коагуляции. В сталях, легированных кобальтом, выделяется, кроме того, интерметалл ид. Такие стали (Р18Ф2, Р9Ф5, Р18Ф2К5, Р9К10, Р10Ф5К5 и другие марки) сохраняют твердость HRC 60 до температуры 650° С. Теплостойкость 700-725° С характерна для сплавов, у которых при дисперсионном твердении выделяются интерметаллиды. Теплостойкость быстрорежущих сталей (как и жаропрочных) возрастает с усложнением состава стали, когда она легируется не одним, а несколькими элементами. Это приводит к выделению при дисперсионном твердении карбидов более сложного состава и образованию легированного феррита, что увеличивает их стойкость при нагреве. Особенности химического состава быстрорежущих сталей обусловливают особенности строения литой структуры. Для этих сталей характерен большой температурный интервал кристаллизации и значительные различия в составе и плотности кристаллизующихся фаз — металлической основы и карбидов. При охлаждении вначале образуются зерна раствора, а затем кристаллизуется легкоплавкая эвтектика (карбиды и аустенит). Эвтектика выделяется по границам 1 ранее образовавшихся зерен в виде сетки, часто принимая скелетообразную форму. При последующем охлаждении из аустенита выделяются вторичные карбиды. Чем медленнее происходит кристаллизация, тем грубее выделения эвтектики. Сетка эвтектики раздробляется и почти полностью устраняется только при уменьшении поперечного сечения в процессе горячего деформирования в 10-15 раз. Но раздробить крупные скопления карбидов и получить хорошую однородную структуру удается только при 30—40-кратном уменьшении сечения при деформировании. Для уменьшения карбидной ликвации быстрорежущие стали необходимо разливать на мелкие слитки (массой 100-400 кг). Неплохие результаты получены при отливке слитков массой 750—1000 кг прямоугольного сечения 250-500 мм, но при этом усложняется технология кузнечного передела. Для улучшения структуры и измельчения карбидов в металле, разлитом на слитки круглого или квадратного сечения массой 750-1000 кг, ковку заготовок быстрорежущей стали часто ведут с одной или несколькими осадками. Уменьшение карбидной неоднородности может быть достигнуто также в результате предварительной гомогенизации слитков. Производство быстрорежущей стали Необходимость разливки быстрорежущих сталей на мелкие слитки ограничивает возможность выплавки их в крупных дуговых сталеплавильных печах. Как правило, быстрорежущие стали выплавляют в печах емкостью до 10 т. Высокое содержание в быстрорежущих сталях вольфрама, молибдена, а иногда и кобальта и их большая плотность способствуют насыщению этими элементами футеровки печи. Поэтому быстрорежущие стали необходимо выплавлять в специализированной печи. Это стабилизирует усвоение элементов, позволяет точнее выдерживать заданный состав стали и выплавлять металл с содержанием дорогостоящих элементов ближе к нижнему допустимому пределу. Быстрорежущие стали содержат большое количество легирующих элементов (3,8—4,4% Сr, 4,5—19,0% W, 1,0—5,0% V), которые могут быть окислены и потеряны со шлаком. В связи с этим проведение окислительного периода на плавках с использованием в завалку отходов этих сталей нецелесообразно. Производство быстрорежущих сталей на свежей шихте также затруднительна, так как при этом в восстановительной период необходимо присаживать ферровольфрам, феррохром, феррованадий в количестве, составляющем почти половину массы жидкого металла в печи. По этой причине и позиций экономики и технологии быстрорежущие стали целесообразно выплавлять методом переплава. Рисунок.1 быстрорежущие стали Отходы быстрорежущих сталей переплавляют без окисления или с продувкой ванны кислородом. Оба метода позволяют использовать в завалке большое количество отходов и обеспечивают высокое усвоение легирующих элементов. При выплавке быстрорежущей стали без окисления шихта состоит из отходов выплавляемой стали или стали, близкой ей по составу (до 80%), ферровольфрама и феррохрома. Так как на плавках методом переплава фосфор окисляется, то в состав шихты необходимо включать отходы сталей низким содержанием фосфора или мягкое железо. При загрузке в корзину ферровольфрам дается поверх всей шихты в центр корзины, феррохром — к стенкам, мягкое железо — в центральную часть. Такое расположение шихты в корзине обеспечивает в печи попадание мягкого железа под электроды, феррохрома — к откосам дуговой печи, а ферровольфрама — в центр печи между электродами. При таком распределении шихты достигается максимальная скорость плавления, малый угар и незначительное науглероживание ферровольфрама от электродов. Желательно, чтобы содержание вольфрама и хрома в шихте было несколько ниже нижнего допустимого предела в готовой стали. Это гарантирует от необходимости разбавления металла в печи мягким железом, если шихта была взвешена недостаточно точно и содержание этих элементов после расплавления окажется несколько выше ожидаемого. Перед завалкой в количестве 1,5-2,0% на подину дают шлаковую смесь из извести или известняка, шамота и плавикового шпата. Плавление ведется на максимальной мощности. По ходу периода плавления в дуговую печь дополнительно присаживают известь и плавиковый шпат. После полного расплавления шихты ванну дуговой печи тщательно перемешивают, отбирают пробу металла и начинают раскисление шлака в процессе плавления часть ванадия, хрома и вольфрама окисляется и переходит в шлак. Для их восстановления шлак обрабатывают порошками кокса и 75%-ного ферросилиция. Момент присадки первой раскислительной смеси считается началом рафинировки. При получении анализа первой пробы присаживают необходимое, количество феррохрома. Подбором соответствующей марки феррохрома одновременно корректируют содержание углерода. Рекомендуется так рассчитывать содержание углерода в шихте, чтобы корректировку по содержанию хрома можно было проводить более дешевым углеродистым феррохромом. Если откорректировать содержание углерода присадками феррохрома невозможно, то шлак после частичного раскисления разрешается скачивать. Скачивание раскисленного шлака допускается также при получении магнезиального шлака или при неудовлетворительной основности. После науглероживания наводят основной шлак из смеси извести и плавикового шпата; шлак периодически раскисляют смесью порошков кокса и ферросилиция. Рафинировку проводят под белым или слабокарбидным шлаком, но перед выпуском карбидный шлак переводят в белый. Легирование быстрорежущей стали ванадием и корректировку состава по вольфраму проводят не позднее чем за 20—40 мин до выпуска (в зависимости от количества вводимых ферросплавов). За 2-3 мин до выпуска на штанге вводят примерно 0,3 кг алюминия на одну тонну плавки. Продолжительность рафинировки 1,0—1,5 ч. При производстве быстрорежущих сталей обязательно часто и тщательно перемешивать ванну печи. Это связано с тем, что ферровольфрам медленно растворяется в металле и часть его может остаться на подине. Перемешивание способствует более равномерному распределению его в объеме ванны. В последнее время для интенсификации процессов при производстве быстрорежущих сталей все чаще используют газообразный кислород. Продувка ванны кислородом уменьшает длительность расплавления, способствует увеличению температуры металла и ускоряет процесс растворения ферровольфрама, способствует повышению однородности быстрорежущей стали и удалению из нее газов. Но введение в ванну газообразного кислорода увеличивает степень окисления ценных легирующих элементов. Для уменьшения потерь вольфрама, хрома и ванадия в состав шихты целесообразно вводить отходы стали кремнистых марок или ферросилиций из расчета содержания в завалке 0,5—0,7% Si. Окисление кремния и железа сопровождается быстрым нагревом металла, благодаря чему извлечение вольфрама из шихты на плавках с продувкой кислородом может оказаться даже выше, чем на плавках без окисления. При производстве быстрорежущих сталей методом переплава с использованием газообразного кислорода феррохром в завалку не дают, а присаживают его в начале рафинировки. В остальном технология плавки не отличается от описанной выше. Кислый процесс Кислый процесс в дуговых печах Кислый процесс в дуговых печах - футеровка кислых дуговых печей состоит почти из чистого кремнезема и, как отмечалось, шлаки кислого процесса обычно насыщены SiO2. Высокая вязкость кислых шлаков замедляет диффузионные процессы в ванне, и поэтому в кислой печи реакции между сталью и шлаком протекают с меньшей скоростью, чем в основных. Высокое содержание в шлаке окиси кремния исключает возможность перехода из металла в шлак фосфора и серы, поэтому в печах с кислой футеровкой отсутствуют условия для проведения важнейших металлургических процессов — дефосфорации и десульфурации стали. Кроме того, в печах с кислой футеровкой возможно восстановление кремния из футеровки углеродом, марганцем и более активными к кислороду элементами, что ограничивает при проведении кислого процесса возможности легирования металла. Это служит причиной того, что в дуговых печах с кислой футеровкой выплавляют ограниченный сортамент стали, включающий лишь простые среднеуглеродистые (0,25—0,40% С), а также хромоникелевые, хромомолибденовые и некоторые другие среднеуглеродистые легированные стали. Выплавка в них сложнолегированных сталей и сплавов, содержащих марганец, титан, алюминий, цирконий и др., практически невозможна. В то же время в отношении тепловой работы печи кислая футеровка предпочтительнее. По сравнению с основными, кислые шлаки обладают более высоким омическим сопротивлением, что позволяет нагревать жидкую сталь более короткой дугой на высокой ступени напряжения печного трансформатора. Это улучшает передачу тепла металлу и увеличивает электрический к.п.д. установки, так как электрические потери в цепи определяются главным образом силой тока. Доля жидкого периода плавки (суммарная продолжительность окислительного и восстановительного периодов) в кислых печах намного меньше, чем в основных, так как при проведении кислой плавки не выполняют рафинирования от фосфора и серы и вводят меньшее количество легирующих присадок. Большой удельный вес по времени периода плавления позволяет полнее использовать мощность трансформатора, ввиду чего кислые печи целесообразно оборудовать трансформаторами более высокой удельной мощности, чем в случае основных печей. Это позволяет быстрее расплавлять металл и сокращает длительность плавки в целом. В связи с отсутствием условий для дефосфорации и десульфурации металла геометрия ванны кислых печей может отличаться от геометрии ванны основных печей. Для дуговых печей с кислой футеровкой удельная поверхность зеркала металла не имеет особого значения, поэтому форму ванны целесообразно выбирать, исходя из минимума тепловых потерь, что достигается при более глубокой ванне. Уменьшению тепловых потерь через кладку и более быстрому нагреву металла способствует также более низкая теплопроводность кислых огнеупоров. Из-за отсутствия длительных периодов рафинирования металла от фосфора и серы это обеспечивает более высокий тепловой к.п.д. дуговой печи, значительное сокращение длительности плавки, уменьшение расхода электроэнергии и электродов. Меньшая продолжительность плавки и более высокая термостойкость кислых огнеупоров обусловливают более высокую стойкость футеровки в кислых печах: она в несколько раз выше, чем у основной печи. И так как стоимость песка и динасового кирпича намного меньше стоимости магнезитовых огнеупоров, то удельные затраты на футеровку кислых печей в 2,5—3,0 раза ниже, чем основных. Высокая термостойкость кислой футеровки допускает, кроме того, периодический характер работы с многократными разогревами и охлаждениями печи. Основные огнеупоры при таких условиях растрескиваются, а пропитанные известковым шлаком слои основной футеровки при охлаждении рассыпаются в порошок. Из сопоставления преимуществ и недостатков кислых дуговых печей следует, что кислые дуговые печи лучше основных приспособлены для плавления и нагрева металла и значительно уступают им по возможностям получения качественной стали из обычной шихты. В шихту кислых печей, кроме оборотного скрапа, необходимо вводить специально выплавляемую в основных печах шихтовую заготовку или лом с низким содержанием фосфора и серы. Дефицит и высокая стоимость таких шихтовых материалов ограничивают использование печей с кислой футеровкой. Емкость кислых печей, как правило, составляет до 10 т, и их применяют в литейных цехах при плавке стали и чугуна для фасонных отливок. К металлу для этих отливок обычно предъявляют менее жесткие требования по содержанию фосфора и серы: содержание фосфора и серы в стали, предназначенной для литья, обычно допускается до 0,05% каждого из этих компонентов. В литейных цехах особое значение приобретают жидкотекучесть металла, возможность печи быстро расплавлять и нагревать металл, выдавать металл малыми порциями, приспособленность его к периодической работе. С этой точки зрения дуговые печи с кислой футеровкой более удобны, чем основные. Использование кислых дуговых сталеплавильных печей при выплавке стали для отливок имеет и экономические преимущества, поскольку для футеровки этих печей используют менее дефицитные и более дешевые огнеупорные материалы, меньше расходуют шлакообразующих, электроэнергии, электродов. Даже высокая вязкость кислых шлаков в литейном производстве приобретает положительное значение, так как при таком шлаке удобнее заполнять формы из малых ковшей. Однако затруднения с обеспечением фасоннолитейных цехов ломом с низким содержанием фосфора и серы приводят к тому, что на некоторых заводах у части печей даже в литейных цехах футеровка выполнена из основного материала, поскольку это дает возможность использовать оборотный скрап из основных печей в шихте для печей с кислой футеровкой. Технология плавки кислого процесса в дуговых печах Технология плавки кислого процесса - принципиальные особенности кислого процесса предопределяют ряд отличий технологии выплавки стали в кислых дуговых печах по сравнению с плавкой в основных дуговых печах. В кислых печах сталь обычно выплавляют методом переплава, применяя или не применяя кипения. Технология без кипения находит ограниченное применение при переплаве хромистых, хромоникелевых, хромокремнистых и хромомолибденовых сталей, так как отсутствие кипения позволяет полнее использовать хром из отходов. В основном же плавка в кислой дуговой печи проводится с кипением ванны печи, поскольку оно, как и в основном процессе, способствует рафинированию металла от газов. Шихтовые материалы для кислой плавки Ввиду того, что в процессе умелой плавки фосфор и сера не удаляются, а их содержание в стали за счет вводимых добавок даже несколько увеличивается, шихтовые материалы должны содержать фосфора и серы минимум на 0,01% у меньше, чем допускается в готовой стали. Сообразно с этим собственные отходы не должны превышать 50% от массы завалки, а остальную впасть должны составлять скрап и отходы основной мартеновской или электропечной углеродистой стали. Меньшая активность закиси железа в кислых шлаках и более высокая вязкость шлаков затрудняют окисление углерода. Но так как кислые шлаки менее проницаемы и для газов (азота и водорода), то интенсивность окисления углерода в кислой дуговой печи не имеет такого большого значения, как в основной. Плавка стали в кислых дуговых печах даже при скорости выгорания углерода 0,3% С/ч позволяет получать сталь, содержащую 3—4 см3 на 100 тонн стали, что в 1,5—2 раза меньше, чем в стали, выплавленной в основных печах. Ввиду этого кислые плавки шихтуют навыгорание меньшего количества углерода. Шихтовые материалы должны внести такое его количество, чтобы в период кипения окислилось 0,1—0,2% С. В случае необходимости недостающее количество углерода в завалку вносят в виде кокса, электроднoгo боя или малофосфористого и малосернистого чугуна. Металлический лом не должен быть ржавым, так как окислы железа растворяя SiO2, способствуют разрушению кислой футеровки. При использовании сильно окисленного лома вредное действие окилов железа можно нейтрализовать, добавив в шихту необходимое для их ошлакования количество кварцевого песка. В остальном требования к шихтовым материалам и порядку завалки их в кислую дуговую печь аналогичны требованиям, предъявляемым к исходным материалам при основной плавке. Период плавления Процесс плавления проводят так же, как и в основных дуговых печах. Поскольку же шихта кислых печей, как правило, более легковесна и более склонна к образованию мостов, необходимо сталкивать чаще, чем в основных печах. По этой же восстановление кремния происходит главным образом вследствие восстановления кремнезема футеровки печи и шлака углеродом. При этом возможны и другие реакции: (SiO2) + 2 [С] = [Si] + 2СО(г), (1) (SiO2) + 2 [Fe] = [Si] + 2 (FeO),(2) (SiO2) + 2 [Mn] - [Si] + 2 (MnO).(3) Взаимодействие углерода с кремнеземом вследствие образования газообразного продукта реакции представляет собой необратимый процесс. Реакции (2), (3) могут протекать как в прямом, так и в обратном направлении. Развитие прямой или обратной реакции определяется температурой ВАНЫ ДУГОВОЙ ПЕЧИ, химическим составом металла и шлака, консистенцией шлака. Реакции (1)—(3) эндотермичны, и поэтому повышение температуры металла способствует восстановлению кремния. Реакция (1) протекает при достаточно высокой температуре и при недостатке в зоне реакции закиси железа. В хорошо прогретом металле по этой реакции углерод восстанавливает кремнезем футеровки, а образующийся кремний окисляется на границе раздела металл—шлак закисью железа или закисью марганца по реакциям (2) или (3). Если же концентрация окислов железа и марганца в шлаке не велика или вследствие большой вязкости шлака затруднена их диффузия к границе раздела металл—шлак, в металле может происходить накопление восстановленного кремния. Таким образом, регулируя температуру ванны печи, содержание закиси железа в шлаке и его консистенцию в окислительный период кислой плавки можно регулировать не только интенсивность выгорания углерода и окисление или восстановление марганца, но также и ход реакций окисления и восстановления кремния. Следует иметь в виду, что при интенсификации окислительных процессов присадками железной руды или вдуванием газообразного кислорода нежелательно получать сильножелезистые шлаки, так как они способны растворять кислую футеровку дуговой печи. Во избежание этого руду надо давать мелкими порциями и только после израсходования предыдущей порции, а продувку кислородом вести менее интенсивно, чем в основных печах. Для этой же цели в окислительный период целесообразно присаживать небольшие порции песка, поддерживая тем самым состояние насыщения шлака кремнеземом. К концу окислительного периода, определяемому по содержанию углерода, шлак содержит 55—60% SiО2, причем почти половина шлака бывает образована из материала футеровки. Восстановительный период Из-за отсутствия условий для удаления серы и в связи с ограниченными возможностями легирования восстановительный период в кислой дуговой печи либо вообще отсутствует, либо проводится по упрощенной технологии. При выплавке углеродистой стали назначение восстановительного периода сводится к раскислению металла. Если плавка выпускается КЗ печи целиком, то можно проводить так называемый кремневосстановительный процесс. Шлак окислительного периода при этом загущают присадками кварцевого песка и металл нагревают. В густом шлаке диффузия закиси железа к поверхности металла замедляется, вследствие чего кремний, восстанавливающийся по реакциям (1)— (3) из футеровки и шлака, накапливается в металле и восстанавливает находящиеся в нем окислы. Скорость восстановления кремния при кремневосстановительном процессе достигает 0,01% в минуту, и поэтому надо уметь хорошо управлять реакциями восстановления кремния. Чрезмерное их развитие может привести к получению излишне высокого содержания кремния. По этой же причине кремневосстановительный процесс мало пригоден в цехах мелкого литья, где плавку разбирают малыми порциями в несколько приемов, поскольку оставшийся в печи металл будет обогащаться кремнием. Прекратить увеличение содержания кремния можно присадками в шлак извести, разжижающей шлак и способствующей увеличению его окислительной способности. В цехах мелкого литья металл в печи целесообразнее раскислять присадками ферросилиция, а окончательное раскисление марганцем и алюминием осуществлять в ковше. При выплавке легированных сталей ответственного назначения шлак окислительного периода удаляют на 70—80% и присадками песка, шамотного боя и извести заводят маложелезистый шлак. Под этим шлаком металл раскисляют ферросилицием или силикомарганцем и легируют. Окончательное раскисление алюминием проводят в кислой дуговой печи за 2 — 3 мин до выпуска или в ковше. Количество алюминия для раскисления выбирают таким, чтобы не только предотвратить развитие процесса окисления углерода при охлаждении и кристаллизации металла, но и ослабить вредное влияние повышенного в кислой стали содержания серы. В некоторых случаях требуется получение крупнозернистой структуры отливок. Сталь для таких отливок не следует раскислять алюминием, так как его избыток способствует измельчению структуры. Получить плотные отливки из кислой стали без раскисления алюминием довольно трудно, так как даже хорошо просушенное песчаные формы содержат около 5% влаги, кислород которой попадает в металл. Поэтому при выплавке без присадок алюминия сталь должна быть очень хорошо раскислена в печи. Это достигается, например, многократным скачиванием шлака или раскислением его молотым коксом, в результате чего содержание закиси железа в шлаке удается понизить до 5—7%. Содержание кремния в металле, необходимое для получения высококачественных отливок без алюминия, должно возрастать с повышением содержания в стали углерода. Например, при 0,15% С необходимо, чтобы содержание кремния составляло 0,40—1,50, а при 0,50% С оно должно составлять 1,10— 2,20%. Следовательно, величину зерна в отливках в определенных пределах целесообразнее регулировать, прибегая к термической обработке. Плавка стали в индукционной печи Преимущества и недостатки индукционных печей Для плавления черных металлов пользуются индукционными печами одного типа — индукционными тигельными печами. Сложность и высокая стоимость электрооборудования установок тигельных печей ограничивают область их применения. В то же время индукционный нагрев и конструктивные особенности тигельных печей позволяют выплавлять в них стали и сплавы, производство которых другими более дешевыми способами затруднено. В частности, по сравнению с дуговыми печами можно назвать следующие основные преимущества индукционных тигельных печей: передача энергии с помощью электромагнитного поля исключает загрязнение металла материалом электродов. Это позволяет легко выплавлять в индукционных печах безуглеродистые стали и сплавы, производство которых в дуговых печах затруднено из-за науглероживающего действия электродов. Отсутствие концентрированного источника тепла над металлом обеспечивает малую скорость поглощения металлом азота и водорода из атмосферы, а также незначительный угар легирующих элементов Естественное перемешивание жидкого металла под действием электромагнитных сил способствует выравниванию температуры и химического состава металла и ускоряет протекание металлургических процессов. Процесс легко поддается регулированию температурного режима. Высокая производительность индукционных печей позволяет выдавать плавки через короткое время сравнительно небольшими порциями. индукционная печь отличается небольшими габаритами. Все это позволяет организовать поток металла для массового литья на небольшой рабочей площади и при небольшом числе литейного оборудования. При работе индукционных печей значительно ниже уровень шума, меньше выделяется дыма, меньше тепловое излучение. Это создает для сталеваров индукционных печей более благоприятные условия работы, чем при обслуживании дуговых печей. Однако, помимо высокой стоимости электрооборудования, индукционным печам как сталеплавильным агрегатам свойственны недостатки, которые в основном заключаются в следующем: Нагрев шлака в них происходит главным образом за счет тепла, выделяющегося в металле. Поэтому температура шлака ниже. Температуры металла, и холодные вязкие шлаки затрудняют удаление из металла фосфора и серы. Рассеивание магнитного потока в зазоре между индуктором й металлом вынуждает уменьшать толщину футеровки тигля. Малая же толщина футеровки и трудность ремонта вертикальных стенок тигля служат причиной низкой стойкости футеровки. Эти недостатки ограничивают применение индукционных печей для того, что бы массово производить сталь. В этих печах целесообразно выплавлять лишь стали и сплавы специальных марок, которые невозможно или неэкономично (вследствие трудностей технологии) плавить в других агрегатах, а также стали и сплавы, высокая стоимость которых позволяет пренебречь большими затратами на электрооборудование и электроэнергию (когда экономия от уменьшения угара ценных легирующих элементов компенсирует увеличение капитальных затрат и энергетических ресурсов). В силу указанных причин на металлургических заводах индукционные печи находят ограниченное применение для производства особо низкоуглеродистых сталей и сплавов. В последнее время их все шире используют для плавления металла в вакууме или в атмосфере инертных газов. За рубежом крупные (до 60 т) печи этого типа используют как накопители чугуна (миксеры). Наибольшее распространение индукционные печи получили в цехах фасонного и мелкого стального литья. Плавка стали в индукционных тигельных печах Плавку стали в индукционных тигельных печах можно осуществлять кислым и основным процессом. В кислом тигле индукционных печей, как и в кислых дуговых печах, нежелательно выплавлять стали, содержащие марганец, титан, алюминий, цирконий и другие активные элементы, так как окислы марганца, взаимодействуя с кислой футеровкой, могут вызвать ее преждевременный износ, а титан, алюминий, цирконий энергично восстанавливают кремний шлака и футеровки. При проведении кислой индукционной плавки, как и вообще при всех кислых процессах, отсутствуют условия для перехода из металла в шлак фосфора и серы. Кроме того, в индукционных печах в связи с более низкой температурой шлака и большей глубиной ванны менее благоприятны условия и для окисления углерода. И хотя избыток углерода можно удалить, все же не рекомендуется, чтобы содержание углерода в шихте превышало более чем на 0,1% допустимое его содержание в готовой стали, а содержание фосфора и серы должно быть ниже допустимых пределов для стали. В индукционных печах с кислым тиглем плавку ведут, как,правило, без окисления. Большинство легирующих добавок дают в завалку. В связи с быстрым ходом плавки не остается времени для многократной проверки состава металла, поэтому плавка базируется на предварительном расчете, точном знании состава шихты и ее тщательном взвешивании. Плавка стали в основных индукционных тигельных печах При плавке стали в индукционных печах с основным тиглем можно использовать любой скрап, так как процесс выгорания марганца, кремния и углерода протекает достаточно быстро, а при необходимости в основной печи можно удалять также фосфор и серу. Но так как индукционные печи вследствие более низкой температуры шлака и меньшей удельной поверхности раздела металл—шлак приспособлены для этих процессов хуже, чем дуговые печи, то в индукционных печах целесообразнее плавку осуществлять переплавом или сплавлением чистых шихтовых материалов. Ниже рассмотрены элементы технологии плавки стали в индукционной печи с основным тиглем на «свежей» шихте. Шихтовые материалы и их загрузка впечь Шихту для индукционных печей следует составлять, учитывая рациональный подбор размеров кусков шихты и плотную их укладку в печи. В мелких кусках шихты генерируется недостаточно высокая удельная мощность, и это приводит к увеличению длительности плавления и расхода электроэнергии. Чем ниже частота тока, тем больше глубина его проникновения и тем меньше удельная мощность. Поэтому размеры кусков шихты следует увеличивать с уменьшением частоты тока. Рекомендуют следующие соотношения: Частота тока, Гц Размеры кусков шихты, мм Частота тока, Гц Размеры кусков шихты, мм >10000 <5 1000 >=10 10000 >=5 <500 >=20 Шихта не должна быть сильно окислена, так как при этом между отдельными кусками получается плохой электрический контакт, вихревые токи замыкаются в каждом отдельном куске шихты, а это увеличивает продолжительность плавления и расход электроэнергии. Плавка проходит тем быстрее и электроэнергии расходуется тем меньше, чем плотнее уложена шихта. Наиболее рационально шихту укладывать следующим образом. На дно тигля для смягчения даров крупных кусков уложить мелкую шихту и с целью предохранения металла от окисления завалить немного шлака, ферромарганца и ферросилиция. На дно следует присаживать также тугоплавкие ферросплавы, температура плавления которых выше достигаемых в тигле температур. При таком расположении они начнут растворяться сразу после появления первых порций жидкого металла. Наиболее крупные куски уложить у стенок тигля на 2/3 высоты индуктора так, чтобы магнитные силовые линии пересекали максимальную площадь сечения куска. Остальную часть шихты загружать до 2/3 высоты по оси тигля с максимальной плотностью укладки, а выше — менее плотно. Не рекомендуется заполнять тигель выше уровня индуктора, так как куски, лежащие выше индуктора, не пересекаются магнитными силовыми линиями и нагреваются в основном вследствие теплопроводности от нижележащих кусков, но затрудняют осаживание шихты в процессе плавления. На малых печах шихту загружают вручную. Печи большой емкости можно загружать бадьей, что позволяет сократить время загрузки до 1—2 мин. После окончания загрузки индукционную печь необходимо закрыть крышкой и включить ток. В начале периода плавления сначала, после включения печи, между кусками шихты в местах их плохого контакта происходят замыкания. В цепи индуктора эти замыкания вызывают толчки тока, поэтому плавление начинают на пониженной мощности источника. По мере прекращения толчков источник тока переключают на полную мощность. Плавление шихты начинается в первую очередь на половине высоты индуктора у стенок тигля, затем постепенно распространяется вниз и вверх. Сообразно с этим шихта должна иметь возможность опускаться и погружаться в жидкий металл. Однако в верхней части тигля куски шихты могут заклиниваться и свариваться, образуя «мосты». Зависание шихты крайне нежелательно, так как оно может привести к сильному неконтролируемому перегреву жидкого металла и разрушению футеровки. Даже временное зависание шихты увеличивает продолжительность плавления и расход электроэнергии. Для устранения зависания шихту в процессе плавления необходимо периодически осаживать при помощи ломика с резиновой изоляцией ручки. По мере оседания шихты постепенно погружают оставшуюся часть ее, следя за тем, чтобы холодные куски не попадали в жидкий металл, так как это может вызвать вскипание металла и сваливание холодной шихты в верхней части тигля с образованием трудноустранимых мостов. Нельзя допускать также оголения металла, поскольку это ведет к окислению и насыщению его газами. Во избежание этого при необходимости в тигель по ходу плавления присаживают шлаковую смесь, состоящую из извести, плавикового шпата и шамота. Во время плавления необходимо следить за показаниями приборов и поддерживать максимальную мощность источника тока. По мере прогрева и оплавления шихты реактивная мощность установки изменяется, что требует периодической подстройки контура в резонанс. Подстройку осуществляют включением или отключением конденсаторов. Окисление примесей Окисление марганца, кремния и фосфора, при плавке стали в индукционной печи, происходит уже в период плавления. При высоком содержании фосфора в шихте шлак периода плавления во избежание восстановления фосфора при повышении температуры необходимо удалить. Новый шлак наводят из извести, плавикового шпата шамота. Чтобы повысить активность сравнительно холодных шлаков при индукционной плавке, содержание плавикового шпата в шлаковой смеси увеличивают до 20%. Такие шлаки интенсивно разрушают футеровку печи, поэтому в индукционной печи стараются не применять процессы, требующие активного участия шлака. Чтобы улучшить взаимодействие между шлаком и металлом, шлак от потерь тепла изолируют (закрывают тигель крышкой) или даже подогревают дугой, элементами сопротивления и другими способами. При необходимости дополнительного окисления примесей (фосфора и углерода) в тигель малыми порциями присаживают железную руду и шлаковую смесь. Интенсивное кипение металла в тигле может привести к выплескиванию металла, поэтому очередную порцию руды присаживают лишь после успокоения ванны. Расход железной руды составляет 3—5% от массы стали. Окисление примесей возможно также и путем продувки металла газообразным кислородом, имея, однако, в виду, что интенсивность продувки стали в связи с опасностью его выплескивания из тигля должна быть невелика. В среднем окисление примесей редко продолжается более 15 мин. Раскисление и рафинирование В индукционных печах возможно осуществлять и диффузионное, и глубинное раскисление. Технология раскисления металла в индукционной печи мало отличается от технологии раскисления в дуговых электропечах. Однако интенсивное электродинамическое движение металла значительно ускоряет процессы раскисления, распределения присадок и рафинирования металла от продуктов раскисления. Поэтому в индукционных печах раскисление и рафинирование металла требуют меньшего времени. В то же время преимущества диффузионного раскисления в связи с низкой температурой шлака выражены в индукционных печах еще слабее, чем в дуговых. При необходимости в индукционных печах можно проводить и десульфурацию металла. Для этого необходимо несколько раз скачивать и наводить высокоосновной восстановительный шлак, применять подогрев шлака, увеличивать расход плавикового шпата. Это вызывает увеличение продолжительности плавки, снижает стойкость футеровки печи, усложняет работу. Поэтому в большинстве случаев стремятся так подбирать шихту и так вести процесс, чтобы необходимость специального проведения десульфурации была исключена.