Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше
По ходу процесса прямого легирования (ПЛ) стали марганцем в ковше на выпуске, с использованием в качестве восстановителя алюминия, образуются глиноземно-известковые шлаки. Расчетом показано, что сульфидная емкость шлаков находится в диапазоне LgCs = (-3,4)-(-3,2). Наличие раскисленной зоны под шлако...
Збережено в:
| Опубліковано в: : | Металл и литье Украины |
|---|---|
| Дата: | 2014 |
| Автор: | |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Russian |
| Опубліковано: |
Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України
2014
|
| Онлайн доступ: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/159664 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше / Р.В. Синяков // Металл и литье Украины. — 2014. — № 4. — С. 7-15. — Бібліогр.: 31 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-159664 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
Синяков, Р.В. 2019-10-11T18:46:57Z 2019-10-11T18:46:57Z 2014 Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше / Р.В. Синяков // Металл и литье Украины. — 2014. — № 4. — С. 7-15. — Бібліогр.: 31 назв. — рос. 2077-1304 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/159664 669.18.046.546.2.001.57 По ходу процесса прямого легирования (ПЛ) стали марганцем в ковше на выпуске, с использованием в качестве восстановителя алюминия, образуются глиноземно-известковые шлаки. Расчетом показано, что сульфидная емкость шлаков находится в диапазоне LgCs = (-3,4)-(-3,2). Наличие раскисленной зоны под шлаком позволяет иметь по ходу процесса коэффициент распределения серы на уровне 60-80. Учитывая это, представленный шлак может аккумулировать до 45-49 % исходной серы в металле. Введение кинетического запаздывания обнаружило низкую эффективность процесса десульфурации только образующимся покровным шлаком, который из-за кинетических ограничений не превышает 13-22 %. Высокая степень десульфурации, наблюдаемая в процессе ПЛ в ковше на выпуске на реальных плавках, объясняется удалением серы марганцем в виде сульфидов. Эффективность этого механизма в условиях ПЛ в 2,0-2,5 раза выше процесса десульфурации только шлаком. Образующийся высокоосновной шлак с достаточной сульфидной емкостью выполняет роль среды, ассимилирующей сульфиды марганца и удерживающей серу от ресульфурации, которая маловероятна из-за высоких рафинирующих характеристик шлака и технологических факторов, влияющих на его жидкоподвижность. В ході процесу прямого легування сталі марганцем в ковші на випуску з використанням як відновника алюмінію утворюються глиноземно-вапняні шлаки. Розрахунком показано, що сульфідна ємність шлаків знаходиться в діапазоні LgCs = (-3,4)-(-3,2). Наявність розкисленої зони під шлаком дозволяє мати в ході процесу коефіцієнт розподілу сірки на рівні 60-80. Враховуючи це, представлений шлак може акумулювати до 45-49 % наявної сірки в металі. Введення кінетичного запізнювання виявило низьку ефективність процесу десульфурації тільки покривним шлаком, яка через кінетичні обмеження не перевищує 13-22 %. Високий ступінь десульфурації який спостерігається в процесі ПЛ в ковші на випуску на реальних плавках пояснюється видаленням сірки марганцем у вигляді сульфідів. Ефективність цього механізму в умовах ПЛ в 2,0-2,5 рази вище процесу десульфурації тільки шлаком. Утворений високоосновний шлак з достатньою сульфідною ємністю, виконує роль середовища яке асимілює сульфіди марганцю і утримує сірку від ресульфураціі, яка малоймовірна через високі рафінуючі характеристики шлаку і технологічні фактори, що впливають на його рідинорухливість. In the process of direct alloying of steel by manganese in the ladle at the outcome with using aluminum as the deoxidizer, alumina - lime slags are formed. Calculations show that the sulphide capacity of slags is in the range of LgCs = (-3,4)-(-3,2). The presence of deep – killed under the slag zone, during the process allows you to have the coefficient sulfur distribution at 60-80. Taking this into consideration, presented slag can accumulate up 45-49 % of the original sulfur in the metal. An introduction of kinetic delay revealed low efficiency of desulfurization process that is only formed by coating slag , which does not exceed 13-22 % due to kinetic limitations. The high degree of desulfurization is observed in the direct doping process in ladle at the release during real melting and is explained by the remove of sulfur by manganese in the form of sulphides. The effectiveness of this mechanism in terms of direct doping is in 2,0-2,5 times higher than only slag desulfurization process. The resulting highly basic slag with high sulfide capacity, acts as a medium that assimilates manganese sulphides and retains sulfur from desulfurization, which is unlikely due to high refining slag characteristics and technological factors which affect its fluidity. ru Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України Металл и литье Украины Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше Оцінка рафінувальних властивостей шлаку, який утворюється при прямому легуванні металу марганцем в ковші Rating refining slag properties generated by direct doping with manganese metal in the ladle Article published earlier |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| title |
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше |
| spellingShingle |
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше Синяков, Р.В. |
| title_short |
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше |
| title_full |
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше |
| title_fullStr |
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше |
| title_full_unstemmed |
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше |
| title_sort |
оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше |
| author |
Синяков, Р.В. |
| author_facet |
Синяков, Р.В. |
| publishDate |
2014 |
| language |
Russian |
| container_title |
Металл и литье Украины |
| publisher |
Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України |
| format |
Article |
| title_alt |
Оцінка рафінувальних властивостей шлаку, який утворюється при прямому легуванні металу марганцем в ковші Rating refining slag properties generated by direct doping with manganese metal in the ladle |
| description |
По ходу процесса прямого легирования (ПЛ) стали марганцем в ковше на выпуске, с использованием в качестве восстановителя алюминия, образуются глиноземно-известковые шлаки. Расчетом показано, что сульфидная емкость шлаков находится в диапазоне LgCs = (-3,4)-(-3,2). Наличие раскисленной зоны под шлаком позволяет иметь по ходу процесса коэффициент распределения серы на уровне 60-80. Учитывая это, представленный шлак может аккумулировать до 45-49 % исходной серы в металле. Введение кинетического запаздывания обнаружило низкую эффективность процесса десульфурации только образующимся покровным шлаком, который из-за кинетических ограничений не превышает 13-22 %. Высокая степень десульфурации, наблюдаемая в процессе ПЛ в ковше на выпуске на реальных плавках, объясняется удалением серы марганцем в виде сульфидов. Эффективность этого механизма в условиях ПЛ в 2,0-2,5 раза выше процесса десульфурации только шлаком. Образующийся высокоосновной шлак с достаточной сульфидной емкостью выполняет роль среды, ассимилирующей сульфиды марганца и удерживающей серу от ресульфурации, которая маловероятна из-за высоких рафинирующих характеристик шлака и технологических факторов, влияющих на его жидкоподвижность.
В ході процесу прямого легування сталі марганцем в ковші на випуску з використанням як відновника алюмінію утворюються глиноземно-вапняні шлаки. Розрахунком показано, що сульфідна ємність шлаків знаходиться в діапазоні LgCs = (-3,4)-(-3,2). Наявність розкисленої зони під шлаком дозволяє мати в ході процесу коефіцієнт розподілу сірки на рівні 60-80. Враховуючи це, представлений шлак може акумулювати до 45-49 % наявної сірки в металі. Введення кінетичного запізнювання виявило низьку ефективність процесу десульфурації тільки покривним шлаком, яка через кінетичні обмеження не перевищує 13-22 %. Високий ступінь десульфурації який спостерігається в процесі ПЛ в ковші на випуску на реальних плавках пояснюється видаленням сірки марганцем у вигляді сульфідів. Ефективність цього механізму в умовах ПЛ в 2,0-2,5 рази вище процесу десульфурації тільки шлаком. Утворений високоосновний шлак з достатньою сульфідною ємністю, виконує роль середовища яке асимілює сульфіди марганцю і утримує сірку від ресульфураціі, яка малоймовірна через високі рафінуючі характеристики шлаку і технологічні фактори, що впливають на його рідинорухливість.
In the process of direct alloying of steel by manganese in the ladle at the outcome with using aluminum as the deoxidizer, alumina - lime slags are formed. Calculations show that the sulphide capacity of slags is in the range of LgCs = (-3,4)-(-3,2). The presence of deep – killed under the slag zone, during the process allows you to have the coefficient sulfur distribution at 60-80. Taking this into consideration, presented slag can accumulate up 45-49 % of the original sulfur in the metal. An introduction of kinetic delay revealed low efficiency of desulfurization process that is only formed by coating slag , which does not exceed 13-22 % due to kinetic limitations. The high degree of desulfurization is observed in the direct doping process in ladle at the release during real melting and is explained by the remove of sulfur by manganese in the form of sulphides. The effectiveness of this mechanism in terms of direct doping is in 2,0-2,5 times higher than only slag desulfurization process. The resulting highly basic slag with high sulfide capacity, acts as a medium that assimilates manganese sulphides and retains sulfur from desulfurization, which is unlikely due to high refining slag characteristics and technological factors which affect its fluidity.
|
| issn |
2077-1304 |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/159664 |
| citation_txt |
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося при прямом легировании металла марганцем в ковше / Р.В. Синяков // Металл и литье Украины. — 2014. — № 4. — С. 7-15. — Бібліогр.: 31 назв. — рос. |
| work_keys_str_mv |
AT sinâkovrv ocenkarafinirovočnyhsvoistvšlakaobrazuûŝegosâpriprâmomlegirovaniimetallamargancemvkovše AT sinâkovrv ocínkarafínuvalʹnihvlastivosteišlakuâkiiutvorûêtʹsâpriprâmomuleguvannímetalumargancemvkovší AT sinâkovrv ratingrefiningslagpropertiesgeneratedbydirectdopingwithmanganesemetalintheladle |
| first_indexed |
2025-11-25T20:56:23Z |
| last_indexed |
2025-11-25T20:56:23Z |
| _version_ |
1850543647120949248 |
| fulltext |
7МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
ске существуют кинетические и технологические пре-
пятствия по прямому использованию образующегося
шлака в качестве десульфуратора: в начале выпуска
металла из конвертера в сталеразливочном ковше
отсутствует предварительно расплавленный шлак;
ввод материалов осуществляют при наполнении
1/5-1/4 ковша; процесс плавления материалов, вос-
становление марганца и образование шлака проис-
ходят одновременно к моменту образования замет-
ного количества шлака; мощность падающей струи
металла по ходу выпуска значительно уменьшается
и перемешивание металлического расплава заметно
снижается. Одной из технологических особенностей
новой технологии ПЛ стали марганцем было отсут-
ствие перемешивания металлического расплава с
покровным шлаком как в процессе легирования, так
и после его окончания.
Данные лабораторных, малотоннажных промыш-
ленных экспериментов, а также промышленных плавок
свидетельствуют о том, что после окончания процесса
прямого легирования стали марганцем переход серы
обратно в металлический расплав не был обнаружен.
Постановка задачи. В данной работе поставле-
на задача оценить состав образующегося шлака в
процессе ПЛ стали марганцем на выпуске в ковше,
в зависимости от количества попадающего в ковш
печного шлака, его емкостные характеристики по от-
ношению к сере, а также кинетические предпосылки
для десульфурации металла шлаком. На этой осно-
ве необходимо определить степень эффективности
удаления серы марганцем по сравнению с класси-
ческим процессом удаления шлаком, и оценить воз-
можность ресульфурации металлического расплава
после окончания процесса ПЛ, совпадающего со вре-
менем окончания выпуска металлического расплава
из сталеплавильного агрегата.
Состояние вопроса. Для описания серопоглотитель-
ных способностей шлаковых расплавов используют
В
ведение. При производстве марок стали с содер-
жанием 0,2-2,0 % марганца прямое легирование
(ПЛ) стали марганцем в промышленных условиях
экономически обосновано проводить в сталераз-
ливочном ковше во время выпуска металлического
расплава с использованием в качестве восстанови-
теля алюминия [1]. Последние разработки в области
ПЛ позволяют получать степень извлечения контро-
лируемого элемента на уровне 90-95 % при полез-
ном использовании восстановителя, например, алю-
миния (на восстановление марганца, раскисление
металлического расплава и обеспечение марочного
содержания алюминия в готовой стали) до 95 % [2].
При реализации ковшового варианта технологии
ПЛ стали марганцем было обнаружено снижение со-
держания серы. Такие результаты были получены на
промышленных плавках при производстве углероди-
стых и низколегированных марок стали. В зависимо-
сти от количества введенного марганца степень уда-
ления серы достигала 40-50 % [3].
Чтобы объяснить высокую степень десульфура-
ции металла, наблюдаемую на реальных плавках,
авторы [4, 5] предложили механизм, отражающий
возможности марганца как десульфуратора стали в
процессе ПЛ. Разработанная модель и представлен-
ные ими расчеты показали возможность протекания
процесса удаления серы в виде сульфидов марган-
ца, которые по ходу процесса должны ассимилиро-
ваться образующимся шлаком. Представленные ис-
следования нашли свое объяснение на основании
существующих закономерностей теории металлурги-
ческих процессов. Остался открытым вопрос о роли
образующегося покровного шлака и возможности ре-
сульфурации металлического расплава.
Шлаки, образующиеся в процессе ПЛ, которые
должны обладать неплохой серопоглотительной спо-
собностью [6], представляют собой известково-гли-
ноземистый расплав. Однако в процессе ПЛ на выпу-
УДК 669.18.046.546.2.001.57
Р. В. Синяков
Донецкий национальный технический университет, Донецк
Оценка рафинировочных свойств шлака, образующегося
при прямом легировании металла марганцем в ковше
По ходу процесса прямого легирования (ПЛ) стали марганцем в ковше на выпуске, с использованием в качестве
восстановителя алюминия, образуются глиноземно-известковые шлаки. Расчетом показано, что сульфидная
емкость шлаков находится в диапазоне LgC
s
= (-3,4)-(-3,2). Наличие раскисленной зоны под шлаком позволяет
иметь по ходу процесса коэффициент распределения серы на уровне 60-80. Учитывая это, представленный
шлак может аккумулировать до 45-49 % исходной серы в металле. Введение кинетического запаздывания
обнаружило низкую эффективность процесса десульфурации только образующимся покровным шлаком,
который из-за кинетических ограничений не превышает 13-22 %. Высокая степень десульфурации, наблюдаемая
в процессе ПЛ в ковше на выпуске на реальных плавках, объясняется удалением серы марганцем в виде
сульфидов. Эффективность этого механизма в условиях ПЛ в 2,0-2,5 раза выше процесса десульфурации только
шлаком. Образующийся высокоосновной шлак с достаточной сульфидной емкостью выполняет роль среды,
ассимилирующей сульфиды марганца и удерживающей серу от ресульфурации, которая маловероятна из-за
высоких рафинирующих характеристик шлака и технологических факторов, влияющих на его жидкоподвижность.
Ключевые слова: прямое легирование, выпуск металла, шлак, десульфурация, моделирование
8 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
оптической основностью для разных групп шлаков и
температур [19-22].
Применимость того или иного метода расчета
сульфидной емкости исследуемого шлака требует
дополнительной оценки [23]. Как отмечалось выше,
в условиях ПЛ стали марганцем при использовании
в качестве восстановителя алюминия образуются
высокоглиноземистые шлаки, а согласно исследо-
ваниям [24] оксид алюминия существенно влияет на
сульфидную емкость шлака.
Сравнительный анализ экспериментальных зна-
чений сульфидной емкости шлаков с оценочными
результатами [22] показал, что большинство мето-
дов дает существенную ошибку для шлаков с вы-
соким содержанием оксида алюминия в расчете СS.
Поэтому для шлаков с высоким содержанием глино-
зема предложено отдельно учитывать влияние ок-
сида алюминия на сульфидную емкость оксидного
расплава:
Материалы исследования. В данной работе пред-
ложено в процессе ПЛ стали марганцем (на выпуске
в ковше) десульфурацию металла осуществлять
только образующимся поверхностным шлаком. Де-
сульфурация основана на постоянном контакте ста-
ли со шлаком. Переход серы из металла в шлак про-
исходит за счет реакции на межфазной поверхности.
Следовательно, основными факторами, определя-
ющими термодинамическую возможность перехода
серы из металла в шлак, будут сульфидная емкость
шлака и окисленность системы, а скорость процесса
будет определяться внутренним перемешиванием
фаз [25].
Исследования проводили в следующей последо-
вательности. Сначала оценили степень десульфу-
рации металла шлаком в равновесном приближе-
нии, что позволит определить максимальные пре-
делы удаления серы образующимся шлаком. Затем
в расчет будут введены кинетические факторы, ока-
зывающие влияние на скорость удаления серы, что
даст возможность оценить содержания серы в ме-
талле в неравновесных условиях. Сравнение этих
двух параметров должно дать ответ на возможно-
сти шлака по десульфурации металла и на степень
использования этих возможностей в условиях ПЛ
стали марганцем на выпуске.
Одним из основных параметров, влияющих на
распределение серы в системе металл-шлак, яв-
ляется химический состав шлака. Для его оценки
воспользовались результатами промышленных
плавок, проведенных по технологии ПЛ стали мар-
ганцем в ковше на выпуске металла из кислород-
ного конвертера.
В 350-тонном сталеразливочном ковше процесс
ПЛ марганцем организовывали таким образом, что
все подаваемые компоненты плавились синхронно [2].
понятие сульфидной емкости шлака СS. К настоящему
времени к услугам исследователей предоставлены раз-
личные инструменты, позволяющие оценивать суль-
фидную емкость шлаковых расплавов аналитически
или с помощью эмпирических зависимостей.
В трудах [7-9] описана методика расчета CS, ос-
нованная на оценке параметров взаимодействия
компонентов (оксидов) как в чистом виде, так и в
виде двойных и тройных систем. Из-за отсутствия
значений взаимодействий для некоторых компо-
нентов в шлаках, по мнению авторов [10], приме-
нение представленной методики расчета затрудни-
тельно для широкого круга задач. В свою очередь
авторы [10] предложили модель, основанную на
сосуществовании ионов и молекул. В работе [11]
сульфидная емкость представлена как функция
модельных параметров межатомного взаимодей-
ствия. В [12] предложен метод расчета сульфидных
емкостей сложных шлаков с низким содержанием
оксида железа, где главным параметром является
основность оксидного расплава, вычисленная по
преобразованному отношению Белла. В исследо-
вании [13] для оценки сульфидной емкости шлако-
вых расплавов был применен нейросетевой подход.
Этот метод дает достаточно хорошее приближение
к реально-наблюдаемым значениям, но его исполь-
зование ограничено необходимостью обучения ней-
росетевой модели на реальных данных.
Наибольшее распространение получила концеп-
ция, связывающая сульфидную емкость с оптиче-
ской основностью, которая определяется следую-
щим образом [14]:
где Li – оптическая основность компонента (оксида);
Xi – эквивалентные катионные доли компонентов. Эк-
вивалентные катионные доли находят согласно сле-
дующему выражению:
где ni – заряд аниона в компоненте; ni – число анио-
нов в компоненте; xi – мольная доля компонента.
Одним из первых было рассмотрено в работах
[15, 16] применение оптической основности как сред-
ство соотношения имеющихся данных о сульфидной
емкости шлаков. Полученное выражение позволяет
оценить СS в достаточно широком интервале темпе-
ратур и состава шлака. Тем не менее, наличие су-
щественного количества оксидов марганца и железа
в шлаке [17] может внести ошибку в определение
сульфидной емкости до двух-трех порядков, а значе-
ния Li [15, 16] требуют уточнения для оксидов пере-
ходных металлов [18]. Впоследствии разными авто-
рами были предложены уточненные эмпирические
зависимости, связывающие сульфидную емкость с
1
,
k
i i
i
X
=
Λ = Λ∑ (1)
(3)
1
i i i
i n
j j j
j
n xX
n x
=
ν
=
ν∑
(2),
( )6
S 2 3
16,2933C 9,852 10 Al O 0,010574 0,002401
T
−= ⋅ + Λ − +
( )6
S 2 3
16,2933C 9,852 10 Al O 0,010574 0,002401
T
−= ⋅ + Λ − + .
9МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
Одновременно с плавлением вводимых компонентов
происходило раскисление металлического расплава
и восстановление марганца алюминием. В качестве
материала, содержащего в своем составе 40 % мар-
ганца, использовали марганцевый агломерат, полу-
ченный из карбонатной марганцевой руды, химиче-
ского состава, %мас.: MnО – 52, CaO – 18,7, MgO – 2,9,
SiO2 – 19,1, Al2O3 – 2,1, S – 0,017, P2O5 – 0,51. Восста-
новитель марганца – чушковый алюминий (АВ-87),
%мас. : Si – 2-5, Al – 86-88, Mg – 1,0-1,5.
Средний расход материалов составил, кг/т: агломе-
рата – 11, чушкового алюминия – 3,3, извести – 2,85.
В зависимости от состояния выпускного отверстия
вначале выпуска полупродукта из конвертера в ковш
попадало от 0 до 2 кг/т печного шлака следующего
состава, %мас.: Fe – 16,5; CaO – 49,0; SiO2 – 15,1;
MgO – 4,5; MnO – 4,6.
При моделировании приняли следующий сред-
ний состав металла на выпуске, %мас: С – 0,07;
Mn – 0,09; Si – 0; S – 0,05; P – 0,007. Температура
металла – 1600 °С, масса металла – 350 т.
Оценку химического состава образующихся ме-
талла (рис. 1, а) и шлака (рис. 1, б), а также влияние
на процесс количества попадающего печного шлака
в ковш в начале выпуска, выполнили с использова-
нием модели, описывающей равновесие в системе
металл-шлак-газ [26, 27]. Методика расчета, пред-
ставленная в этих работах, полностью обеспечена
Расчет конечного химического состава металла (а)
и шлака (б) во время прямого легирования марганцем на
выпуске в 350-тонном ковше
Рис. 1.
параметрами и константами для непосредственного
использования в равновесных расчетах. Коэффици-
енты активности элементов в металлическом рас-
плаве, входящие в модель, рассчитывали на осно-
ве параметров Вагнера [6]. Атомные коэффициенты
активности в шлаке определили в соответствии с
моделью шлака, принятой в модели коллективизиро-
ванных электронов (МКЭ) [26]. Коэффициенты актив-
ности элементов в газе рассчитывали на основании
законов Дальтона и Сивертса по равновесию в под-
системе металл-газ.
В процессе ПЛ получается довольно раскислен-
ный металл (рис. 1, а) и известково-глиноземистые
шлаки с содержанием Al2O3 от 30 до 40 % (рис. 1, б).
Подобные шлаки обладают высокой поглощатель-
ной способностью к сульфидам [28]. С увеличени-
ем количества печного шлака, попадающего в ковш,
равновесное содержание серы в металле растет
(рис. 1, а), а содержание алюминия в металле и
глинозема в шлаке снижается, то есть повышается
расход алюминия на восстановление оксида железа
печного шлака.
Основность конечного оксидного расплава с уве-
личением печного шлака в ковше снижается на не-
значительную величину (рис. 2, кривая 1), что связа-
но с тем, что печной шлак, попадающий в начале вы-
пуска в ковш, изначально имеет высокое отношение
содержаний оксида кальция к оксиду кремния. При
этом оптическая основность образующегося шлака
(рис. 2, кривая 2), вычисленная с использованием
выражений (1) и (2), несколько возрастает, так как
основной вклад в значение L вносит содержание ок-
сида кальция, которое увеличивается с ростом мас-
сы печного шлака, попадающего в ковш на выпуске.
Результаты анализа данных рис. 2 (разнонаправ-
ленные движения кривых, описывающих основность
вида СaO/SiO2 и оптическую основность) подтверж-
дают предположения авторов работы [22] о необхо-
димости дополнительного учета влияния глинозема
на сульфидную емкость оксидного расплава. Поми-
мо этого, выбор эмпирических зависимостей должен
быть обусловлен близостью условий, в которых опре-
делялись коэффициенты уравнений, к условиям про-
ведения прямого легирования металла марганцем
а
б
Оценка основности шлака, представленного на
рис. 1, а: 1 – оптическая основность, 2 – основность вида
СaO/SiO2
Рис. 2.
0,040
0,045
0,035
0,025
0,015
0,005
0
0,030
0,020
0,010
10 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
на выпуске в ковше с использованием алюминия как
восстановителя и математическим обеспечением ис-
пользуемых методик.
Ввиду того, что отсутствуют подобные выражения
для оценки сульфидной емкости шлаков, образу-
ющихся в условиях ПЛ стали марганцем в ковше, в
данной работе расчет СS проводили эмпирически – с
использованием выражения, полученного в работе
[22] (3) (рис. 3, кривая 1), и аналитически – с исполь-
зованием широко известного уравнения сорбцион-
ной способности шлака по отношению к сере [14]
(рис. 3, кривая 2)
где PS2
и PO2
– парциальные давления серы и кис-
лорода, атм. На рис. 4 представлены равновесные
значения парциальных давлений двухатомных кис-
лорода и серы, определенные с использованием
модели [26, 27].
Выполненные расчеты показали, что сульфидная
емкость исследуемых шлаков находится в диапазо-
не lgC = (–3,1)÷(–3,4), что соотносится с эксперимен-
тально наблюдаемыми значениями для содержаний
оксида алюминия в шлаке до 40 % .
Сульфидная емкость образующегося в процессе
ПЛ шлака с увеличением количества печного шла-
ка снижается, хотя этот процесс согласно выраже-
нию (3) менее значителен. Возможно, как указыва-
лось ранее, это связано с определяющей ролью ок-
сида кальция в выражении для расчета оптической
основности, содержание которого в шлаке возраста-
ет с ростом массы печного шлака (рис. 1, б).
Оценка растворимости серы в шлаке не дает
полной характеристики поведения серы, но позво-
ляет определить распределение серы LS в системе
металл-шлак. Для этого воспользовались преобра-
зованным выражением [29]:
где (S) и [S] – концентрация серы в шлаке и в метал-
ле соответственно, %; [О] – концентрация кислорода
в металле, %; f[S] и f[О] – коэффициент активности се-
ры и кислорода.
На рис. 5 (кривая 1) представлены расчеты, вы-
полненные по выражению (5) с учетом сульфидной
емкости (3). Концентрацию кислорода и коэффици-
енты активности кислорода и серы в металле опре-
деляли из расчетов, представленных на рис. 1 с
учетом данных о параметрах взаимодействия эле-
ментов в железе [6]. Кривая 2 отражает распреде-
ление серы, полученное из отношения содержаний
серы в металле (рис. 1, а) и в шлаке (рис. 1, б). Обе
методики расчета коэффициента распределения
серы дают близкие значения. При меньших зна-
чениях массы печного шлака в ковше расчет с ис-
пользованием эмпирического выражения для суль-
фидной емкости дает заниженные значения LS по
сравнению с данными, полученными аналитически,
а при количествах печного шлака более 2,5 кг/т –
завышенные. При этом значение коэффициента
распределения в зависимости от количества печно-
го шлака снижается с 65-75 % при 0 кг/т до 57-60 %
при 2 кг/т металла.
Зная коэффициент распределения серы можно
оценить содержание серы, находящееся в равнове-
сии со шлаком [28]:Оценка сульфидной емкости шлака, представлен-
ного на рис. 1, б; расчет СS выполнен по уравнениям: 1 –
(3), 2 – (4)
Оценка парциального давления двухатомных кис-
лорода и серы
Оценка коэффициента распределения серы в си-
стеме металл-шлак: коэффициент распределения серы для
кривой 1 оценен по уравнению (5), для 2 – из данных рис. 1
Рис. 3.
Рис. 4.
Рис. 5.
( )
[ ] [ ] [ ] [ ]S S O S
S 2360lg lg lgC lg O lg lg 0,384
S
L f f
T
= = + − − + −
( )
[ ] [ ] [ ] [ ]S S O S
S 2360lg lg lgC lg O lg lg 0,384
S
L f f
T
= = + − − + − , (5)
(4)
2 2
1 2 1 2
S S O ,C (S)P P−=
11МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
где [S]∞, [S]0 и (S)0 – равновесная и начальная концен-
трации серы в металле и начальная концентрация се-
ры в шлаке, %; mmet и mslg – массы металла и шлака, т.
Анализ данных рис. 6 показал, что при среднем
количестве печного шлака в ковше 0-2 кг/т металла
образуется конечный шлак после ПЛ, способный акку-
мулировать от 44 до 48 % исходной серы в металле.
В действительности система металл-шлак никог-
да не достигает равновесия. Более того, процесс
прямого легирования в ковше проходит за короткое
время выпуска – 4-7 мин. При этом массы металла и
шлака постоянно меняются.
Для учета вышесказанного необходимо ввести ки-
нетическое запаздывание, определяемое степенью
перемешивания металлического расплава во время
выпуска полупродукта из конвертера.
Конечное содержание серы в раскисленных алюми-
нием сталях при скорости рассеяния плотности энер-
гии e > 60 Вт/т можно определить из уравнения [28]:
где t – время, мин; k – константа скорости рассматри-
ваемого процесса:
Основным источником энергии для перемешива-
ния металла, находящегося в ковше в процессе вы-
пуска плавки, является падающая струя. Изучая ди-
намику наполнения 240-тонного ковша, авторы [30]
получили выражение для определения удельной
мощности перемешивания металла струей:
где t – длительность выпуска, с; g – ускорение сво-
бодного падения, м/с2; h – расстояние от верхнего
края ковша до выпускного отверстия, м; Hp – высота
ковша, м; v(t) – скорость выпуска металла из конвер-
тера, кг/с; r – средний радиус ковша, м; ρ – плотность
жидкого металла, кг/м3.
Расчет, выполненный по выражению (9) для
350-тонного ковша, показал, что текущая удельная
мощность перемешивания металла струей, как отме-
чали авторы [30], уменьшается по мере наполнения
ковша. Интегрируя выражение (9) и оценивая значе-
ние e(tA) для длительности выпуска tA, равного 4, 5
и 7 мин, получили соответственно среднее значение
мощности перемешивания 1064, 891 и 687 Вт/т за
время выпуска металла в ковш (рис. 7). В реальности
же образование шлака с высокой сульфидной емко-
стью происходит только после ввода материалов в
ковш. К моменту ввода материалов перемешивание
металла струей уменьшается в несколько раз, а с
учетом того, что шлак формируется еще позже, мас-
сообмен металл-шлак протекает значительно мед-
леннее. Поэтому выполнили расчет среднего значе-
ния мощности перемешивания металла с момента
ввода t материалов в ковш e(tA-t) (рис. 8). Обычно
ввод материалов начинают при наполнении 1/5-1/4
ковша. Как видно из рис. 8, для длительности выпу-
ска, равного 5 мин., и момента ввода материалов при
Оценка равновесной концентрации серы (а) и сте-
пени десульфурации (б); расчет выполнен для сульфидной
емкости, оцененной по уравнениям: 1 – (6), 2 – концентра-
ция серы определена из данных рис. 1
Рис. 6.
[ ] [ ] ( )slg 00
slg S
S S
S met
met
m m
m m L∞
+
=
+
(6),
[ ] [ ] [ ] [ ]( )0S S S S kte−
∞ ∞
= + − (7),
6 2,17,6 10k −= ⋅ ε (8).
а
б
( ) ( ) ( )
21000
v t tg
t h Hpt r
= + −
πρ
ε
(9),
Изменение удельной мощности перемешивания
металла струей при наполнении ковша; продолжительность
плавки, мин: 1 – 4, 2 – 5, 3 – 7
Рис. 7.
12 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
наполнении 20-25 % ковша, средняя мощность пере-
мешивания составляет 200 Вт/т.
Для оцененной средней мощности перемешива-
ния металлического расплава (ε(tA – t) = 200 Вт/т) на
рис. 9 представлены расчетные данные конечного
содержания серы и степени десульфурации металла
шлаком по выражениям (7) и (8).
Учет кинетических характеристик процесса (рис. 9)
показал, что за время выпуска при среднем (0-2 кг/т)
количестве печного шлака в ковше содержание се-
ры в металле снизится на 0,008-0,011 % (рис. 9, а),
а степень десульфурации металла составит 13-22 %
(рис. 9, б), что существенно меньше предсказывае-
мых равновесным расчетом (см. рис. 6).
Сравнивая данные рис. 6 и 9 видно, что за время
выпуска металла из конвертера в ковш, десульфури-
рующие возможности шлака, образующегося в про-
цессе ПЛ стали марганцем, будут использоваться
только на 30-40 % (рис. 10), а степень десульфура-
ции не превысит 20 % (рис. 9, б).
На рис. 11 представлена оценка степени десуль-
фурации металла шлаком в зависимости от исходно-
го содержания серы в металле. Расчет выполнен по
методике [26, 27] с использованием модели кинети-
ческого запаздывания, предложенной в работе [31].
Как видно, со снижением исходного содержания се-
ры в металле, степень десульфурации шлаком будет
уменьшаться и уже при исходной концентрации серы
на уровне 0,035 % не превысит 5 % (рис. 11, неза-
штрихованные квадратики). Фактические значения
десульфурации металла, полученные на плавках,
проведенных по технологии ПЛ металла марганцем в
350-тонном ковше на выпуске [3], в 2,0-2,5 раза выше
расчетных (рис. 11, незаштрихованные кружки). Ана-
лиз показал, что за время выпуска металла в ковш
Вероятная степень использования шлака для де-
сульфурации металла на выпуске в ковше (обозначения –
см. рис. 9)
Сравнение фактических и расчетных значений сте-
пени десульфурации металла в зависимости от начального
содержания серы в металле
Зависимость средней мощности перемешивания от
момента ввода материалов (обозначения – см. рис. 7)
Оценка конечной концентрации серы в металле (а) и степени десульфурации (б) с учетом кинетического запаздыва-
ния: кривая 1 получена с использованием выражений (7) и (8) для сульфидной емкости, оцененной по уравнению (3); 2 – по
методике [26, 27] с использованием модели кинетического запаздывания, предложенной в работе [31]
Рис. 10. Рис. 11.
Рис. 8.
Рис. 9.
а б
,
13МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
образующийся шлак, имеющий достаточно высокую
сульфидную емкость, не успевает ассимилировать
серу из-за кинетических ограничений процесса.
Для сравнения на рис. 11 (заштрихованные круж-
ки) представлены результаты расчета десульфура-
ции металла марганцем в условиях ПЛ с использо-
ванием модели, разработанной в работе [4, 5]. Мо-
делирование десульфурации металла марганцем
в процессе ПЛ показало более высокую эффектив-
ность предложенного механизма удаления серы
марганцем, хорошо согласуемую с реальными дан-
ными (рис. 11). Механизм удаления серы марганцем
в процессе ПЛ сохраняет свою эффективность и при
низком исходном содержании серы в металле. Таким
образом, образующийся с высокой сульфидной ем-
костью высокоосновной шлак выполняет функцию
среды, ассимилирующей сульфиды марганца.
Ресульфурация металла будет практически ис-
ключена, так как серопоглотительная способность
конечного шлака ПЛ (при среднем количестве печ-
ного шлака в ковше 0-2 кг/т) выше, чем количество
серы, которое удалится с марганцем на 10-20 %. От-
сутствию ресульфурации способствуют технологи-
ческие особенности ПЛ стали марганцем – активная
зона взаимодействия располагается на границе раз-
дела двух фаз: шлаковой и металлической. Процесс
взаимодействия алюминия с кислородом в активной
зоне протекает в двух направлениях: раскисление
постоянно поступающих новых порций железоугле-
родистого расплава в активную зону и взаимодей-
ствие с кислородом (количество которого на порядки
превышает концентрацию кислорода в металличе-
ском расплаве) плавящихся оксидных марганцевых
материалов. Поэтому уровень раскисленности ме-
таллического расплава в активной зоне также явля-
ется дополнительной преградой для процесса ре-
сульфурации. В результате проведения процесса
ПЛ стали марганцем одним из продуктов реакции яв-
ляется оксид алюминия, количество которого, попа-
дая в покровный шлак, существенно увеличивает его
сульфидную емкость. Из литературных источников
известно, что в присутствии оксидов кальция в шла-
ковом расплаве сульфиды марганца взаимодейству-
ют с оксидами кальция с образованием более проч-
ных конгломератов из оксидов и сульфидов кальция,
чем менее прочные сульфиды марганца. Видимо и
этот фактор в какой-то мере препятствует ресульфу-
рации металлического расплава.
Выводы
Выполнена оценка состава образующегося шлака
в процессе ПЛ на выпуске в зависимости от количе-
ства попадающего в ковш печного шлака. По ходу
процесса ПЛ стали марганцем в ковше на выпуске
с использованием в качестве восстановителя алю-
миния образуются глиноземно-известковые шлаки.
Расчетом показано, что сульфидная емкость шлаков
находится в диапазоне LgCs = (-3,4)-(-3,2).
Наличие глубоко раскисленной зоны под шлаком
позволяет иметь по ходу процесса коэффициент рас-
пределения серы на уровне 60-80. При среднем коли-
честве печного шлака в ковше около 1 кг/т образуется
13,3 кг/т шлака ПЛ, имеющего сульфидную емкость
LgCs = -3,2. Учитывая высокий коэффициент распре-
деления серы, представленный шлак может аккуму-
лировать до 45-49 % исходной серы в металле.
Отличительной особенностью процесса прямого
легирования стали на выпуске является то, что по
ходу процесса меняются масса и химический состав
металла и шлака. Интенсивность перемешивания
носит конечный характер. А сам процесс имеет ки-
нетические задержки (кратность шлака очень мала
и достигает 1,5-2,0 % только к окончанию процесса,
степень перемешивания металла и шлака большая –
наличие нерасплавленного агломерата и алюминия,
невысокие скорости поверхностных слоев металла,
отсутствие эмульгирования шлака в металл, что
также затрудняет удаление серы из металла в шлак
простым массопереносом).
Введение кинетического запаздывания обнару-
жило низкую эффективность процесса десульфура-
ции только образующимся покровным шлаком, кото-
рая из-за кинетических ограничений не превышает
13-22 % (при 0-2 кг/т печного шлака).
Высокая степень десульфурации, наблюдаемая
в процессе ПЛ в ковше, на выпуске при реальных
плавках объясняется удалением серы марганцем.
Эффективность этого механизма в условиях ПЛ в
2,0-2,5 раза выше процесса десульфурации толь-
ко шлаком. Высокоосновной шлак, образующийся
с высокой сульфидной емкостью, выполняет функ-
цию среды, ассимилирующей сульфиды марганца
и удерживающей от ресульфурации серу. Ресуль-
фурация невозможна из-за высоких рафинирующих
характеристик шлака и технологических факторов,
влияющих на его жидкоподвижность.
1. Наконечный А. Я. Разработка технологии прямого легирования марганцем сталей массового назначения: Автореф.
дис. канд. техн. наук. – Донецк, 1984. – 22 с.
2. Тахаутдинов Р. С. Особенности новой технологии прямого легирования стали / Р. С. Тахаутдинов, А. Я. Наконечный,
В. Н. Урцев и др. // Сталь. – 2005. – № 5. – С. 20-22.
3. Наконечный А. Я. Влияние технологии прямого легирования на степень десульфурации металла марганцем / Нако-
нечный А. Я., Урцев В. Н., Синяков Р. В. И др. // Электрометаллургия. – 2010. – № 1. – С. 2-7.
4. Наконечный А. Я. Оценка десульфурации железа марганцем / А. Я. Наконечный, В. Н. Урцев, Р. В. Синяков и др. //
Сталь. – 2010. – № 5. – С. 69-73.
ЛИТЕРАТУРА
14 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
5. Наконечный А. Я. Марганец как десульфуратор металла / А. Я. Наконечный, Р. В. Синяков // Конференция «Инноваци-
онные технологии внепечной металлургии чугуна и стали». – Донецк, ДонНТУ, – 2011. – С. 137-142.
6. Григорян В. А. Теоретические основы электросталеплавильных процессов / В. А. Григорян, Л. Н. Белянчиков, А. Я.
Стомахин // М.: Металлургия, 1987. – 272 с.
7. Nzotta M. M. Sulphide Capacities in Some Multi Component Slag Systems / M. M. Nzotta, S. C. Du, S. Seetharaman // ISIJ
International, – 1998. – Vol. 38. – № 11. – P. 1170-1179.
8. Nzotta M. M. Sulphide Capacities of FeO-SiO2, CaO-FeO and FeO-MnO Slags / M. M. Nzotta, S. C. Du, S. Seetharaman //
ISIJ International, – 1999. – Vol. 39. – № 7. – P. 657-663.
9. Nzotta M. M. A study of the sulfide capacities of iron-oxide containing slags / Nzotta M. M., Du S. C., Seetharaman S. // Metall.
Mater. Trans. B, – 1999. – Vol. 30. – № 6. – P. 909-920.
10. Shi C. B. A Sulphide Capacity Prediction Model of CaO–SiO2–MgO–Al2O3 Ironmaking Slags Based on the Ion and Molecule
Coexistence Theory / C. B. Shi, X. M. Yang, J. S. Jiao, C. Li, H. J. Guo // ISIJ International, – 2010. – Vol. 50. – № 10. –
P. 1362-1372.
11. Приходько Э. В. Физико-химическая модель структуры шлаковых расплавов / Сталь. – 1990. – № 10. – С. 14-22.
12. Венкатадри А. С. Оценка сульфидных емкостей комплексных шлаков с низким содержанием оксидов железа из рас-
пределения серы между шлаком и металлом / А. С. Венкатадри, К. Р. Шринивасан, С. К. Гупта // Инжекционная метал-
лургия’86: Труды конференции. – М.: Металлургия, 1990.– С. 319-328.
13. Derin B. Sulphide Capacity Prediction of Molten Slags by Using a Neural Network Approach / B. Derin, M. Suzuki, T. Tanaka
// ISIJ International. – 2010 – Vol. 50. – № 8. – P. 1059-1063.
14. Fincham C. J. B. Behaviour of sulphur in silicate and aluminate melts / C. J. B. Fincham, F. D. Richardson // Proceedings of
the Royal Society of London, 223. – 1954. – P. 40-62.
15. Sosinsky D. J. The composition and temperature dependence of the sulfide capacity of metallurgical slags / D. J. Sosinsky,
I. D. Sommerville // Metall. Mater. Trans. B. – 1987. – Vol. 17. – № 2. – P. 331-337.
16. Соммервиль И. Д. Измерение, прогноз и применение емкостей металлургических шлаков / Инжекционная металлур-
гия’86: Труды конференции. – М.: Металлургия, 1990. – С. 107-120.
17. Lehmann J., Gaye H., Bonnet F. Thermodynamics applied to ferro-alloys smelting // Proceedings, Tenth International Ferro
Alloys Congress, Cape Town. – 2004. – P. 300-315.
18. Магидсон И. А., Смирнов Н. А., Басов А. В. Сульфидная емкость и оптическая основность рафинировочных шлаковых
расплавов // Изв. вузов. Черная металлургия. – 1996. – № 7. – С. 8-13.
19. Young R. W. Use of optical basicity concept for determining phosphorous and sulphur slag-metal partitions / R. W. Young,
J. A. Duffy, G. J. Hassall, Z. Xu // Ironmaking Steelmaking. – 1992. – № 3. – P. 201-219.
20. Taniguchi Y. Sulphide Capacities of CaO–Al2O3–SiO2–MgO–MnO Slags in the Temperature Range 1673-1773K / Y. Taniguchi,
N. Sano, S. Seetharaman // ISIJ International. – 2009. – Vol. 49. – № 2. – P. 156-163.
21. Сарекенов К. З., Акбердин А. Л. Серопоглотительная способность доменных шлаков // Теория и практика произ-
водства чугуна: Сборник трудов международной научно-технической конференции. – Кривой Рог: КГГМК «Криворож-
сталь». – 2004. – С. 301-304.
22. Sulfide capacity of high alumina blast furnace slags / A. Shankar, M. Gornerup, A. K. Lahiri, S. Seetharaman // Metall. Mater.
Trans. B. – 2006. – Vol. 37. – № 6. – P. 941-947.
23. Термодинамическая оценка распределения серы между шлаком и металлом в чугуновозных ковшах / А. М. Зборщик,
В. В. Климанчук, Н. В. Косолап, Д. В. Проскуренко // Донецький національний технічний університет. Наукові праці.
«Металургія». – 2007. – Вып. 9 (122). – С. 47-52.
24. Hino M., Kitagawa S., Ban-ya S. Sulphide Capacities of CaO-Al2O3-MgO and CaO-Al2O3-SiO2 Slags. // ISIJ International. –
1993. – Vol. 33. – № 1. – P. 36-43.
25. Холаппа Л. Е. К. Ковшовая металлургия / Инжекционная металлургия’80: Труды конференции. – М.: Металлургия,
1982. – С. 9-21.
26. Управление сталеплавильными процессами на основе физико-химических представлений / А. Г. Пономаренко,
П. И. Окоукони, С. А. Храпко, Е. Н. Иноземцева // Труды четвертого конгресса сталеплавильщиков. – М.: ОАО Чермет-
информация. – 1997. – С. 35-40.
27. Харченко А. В., Синяков Р. В. Программа «EXCALIBUR» – возможности и перспективы использования в металлургиче-
ском производстве // Сборник трудов ДонНТУ. – 2005. – № 102. – С. 82-91.
28. Туркдоган Е. Т. Технологические усовершенствования в инжекционной металлургии и в процессах рафинирования
металла в ковше в 80-х годах / Инжекционная металлургия’86: Труды конференции. – М.: Металлургия, 1990. –
С. 10-44.
29. Казачков Е. А. Расчеты по теории металлургических процессов: Уч. пос. для вузов. – М.: Металлургия, 1988. – 288 с.
30. Свяжин А. А., Крушке Э. Перемешивание металла и массообмен при выпуске полупродукта из конвертера // Метал-
лург. – 2005. – № 11. – С. 42-44.
31. Термодинамика и кинетика в современных системах управления металлургической плавкой / А. Г. Пономаренко,
Р. В. Синяков, С. В. Довгонюк, Е. Л. Корзун // Вестник ЮУрГУ. – Челябинск: Изд-во ЮУрГУ. – 2002. – № 2. – С. 32-35.
15МЕТАЛЛ И ЛИТЬЕ УКРАИНЫ № 4 (251) ’2014
В ході процесу прямого легування сталі марганцем в ковші на випуску з використанням як відновника алюмінію
утворюються глиноземно-вапняні шлаки. Розрахунком показано, що сульфідна ємність шлаків знаходиться в діапазоні
LgCs = (-3,4)-(-3,2). Наявність розкисленої зони під шлаком дозволяє мати в ході процесу коефіцієнт розподілу сірки
на рівні 60-80. Враховуючи це, представлений шлак може акумулювати до 45-49 % наявної сірки в металі. Введення
кінетичного запізнювання виявило низьку ефективність процесу десульфурації тільки покривним шлаком, яка через
кінетичні обмеження не перевищує 13-22 %. Високий ступінь десульфурації який спостерігається в процесі ПЛ в ковші
на випуску на реальних плавках пояснюється видаленням сірки марганцем у вигляді сульфідів. Ефективність цього
механізму в умовах ПЛ в 2,0-2,5 рази вище процесу десульфурації тільки шлаком. Утворений високоосновний шлак
з достатньою сульфідною ємністю, виконує роль середовища яке асимілює сульфіди марганцю і утримує сірку від
ресульфураціі, яка малоймовірна через високі рафінуючі характеристики шлаку і технологічні фактори, що впливають
на його рідинорухливість.
Синяков Р. В.
Оцінка рафінувальних властивостей шлаку, який утворюється при
прямому легуванні металу марганцем в ковші
Анотація
Ключові слова
пряме легування, випуск металу, шлак, десульфурація, моделювання
Syniakov R. V.
Rating refining slag properties generated by direct doping with manganese
metal in the ladle
Summary
In the process of direct alloying of steel by manganese in the ladle at the outcome with using aluminum as the deoxidizer,
alumina - lime slags are formed. Calculations show that the sulphide capacity of slags is in the range of LgCs = (-3,4)-(-3,2).
The presence of deep – killed under the slag zone, during the process allows you to have the coefficient sulfur distribution
at 60-80. Taking this into consideration, presented slag can accumulate up 45-49 % of the original sulfur in the metal. An
introduction of kinetic delay revealed low efficiency of desulfurization process that is only formed by coating slag , which does
not exceed 13-22 % due to kinetic limitations. The high degree of desulfurization is observed in the direct doping process
in ladle at the release during real melting and is explained by the remove of sulfur by manganese in the form of sulphides.
The effectiveness of this mechanism in terms of direct doping is in 2,0-2,5 times higher than only slag desulfurization
process. The resulting highly basic slag with high sulfide capacity, acts as a medium that assimilates manganese sulphides
and retains sulfur from desulfurization, which is unlikely due to high refining slag characteristics and technological factors
which affect its fluidity.
direct alloying, metal slag, desulphurization, modelingKeywords
Поступила 19.03.14
|