автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Исследование процессов рафинирования металлического расплава от азота и водорода с целью совершенствования технологии производства низколегированной стали

4858167

К

Па правах рукописи

КУЗНЕЦОВ МАКСИМ СЕРГЕЕВИЧ

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ РАФИНИРОВАНИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО РАСПЛАВА ОТ АЗОТА И ВОДОРОДА С ЦЕЛЬЮ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА НИЗКОЛЕГИРОВАННОЙ СТАЛИ

Специальность 05.16.02 - «Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

1 з ОКТ 2011

Москва -

2011

4858167

Диссертационная работа выполнена на кафедре «Металлургии стали и ферросплавов» Национального исследовательского технологического университета «МИСиС» Научный руководитель: доцент каф. МСиФ НИТУ «МИСиС»,

кандидат технических наук Котельников Георгий Иванович

Официальные оппоненты: профессор НИТУ «МИСиС»,

доктор технических наук Серов Геннадий Владимирович

Главный специалист дирекции по технологии

ТМК, кандидат технических наук Тютюник Сергей Владиславович

Ведущая организация: Московский государственный вечерний

металлургический институт (МГВМИ)

Защита диссертации состоится «27» октября 2011 года в Ю00 часов на заседании диссертационного совета Д212.132.02 при Национальном исследовательском технологическом университете «МИСиС» по адресу:

119049, Москва, Ленинский проспект, д. 6, корп. 1, ауд. А-305.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Национального исследовательского технологического университета «МИСиС».

Автореферат диссертации размещен на официальном сайте Национального исследовательского технологического университета|«Московский Институт Стали и Сплавов» - http://rnisis.ni. Объявление о защите размещено на официальном сайге Министерства образования и науки РФ - http://mon.gov.ru.

Отзывы на автореферат диссертации (в двух экземплярах, заверенные печатью учреждения) просьба направлять по адресу: 119049, г.Москва, Ленинский проспект, д.4, Ученый Совет. Копии отзывов можно прислать на e-mail: makskuz@mail.ru.

Автореферат разослан «23» сентября 2011 года.

Ученый секретарь

диссертационного совета Д 212.132.02, доктор технических наук, профессор

А.Е. Семин

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы*

Высокая прочность, ударная вязкость и свариваемость низколегированной стали обеспечивается чистотой по содержанию газов в ней. Поэтому получение стали с низкой концентрацией азота и водорода является одной из главных задач технологии сталеплавильного производства.

Вопросы поведения газов рассмотрены в литературе по производству стали в мартеновских печах, кислородных конвертерах и маломощных дуговых сталеплавильных печах (ДСП). В то же время технология производства стали за последние десятилетия претерпела значительные изменения. Мартеновские печи повсеместно заменены дуговыми, совершенствуется конструкция ДСП, почти втрое увеличилась их удельная мощность, активно вводятся в эксплуатацию агрегаты внепечной обработки. Однако, исследования поведения газов при выплавке полупродукта в современной высокопроизводительной ДСП и последующей доводке его в агрегатах внепечного рафинирования только начинаются.

В литературе отсутствуют надежные методы расчета концентраций газов в стали, находящейся под слоем шлака. Нет адекватных алгоритмов и математических моделей, описывающих поведение азота при выплавке полупродукта в ДСП, которые учитывали бы структуру завалки, количество чугуна в ней, поглощение азота из плазмы дуги, из кислорода во время продувки и из лома при его расплавлении, а также удаление азота в ходе обезуглероживания. Не ясно как влияет режим плавления лома (прямое плавление дугой или растворение в ванне) и шлаковый режим на содержание азота в металле. Отсутствуют данные о влиянии способа выпуска из ДСП на содержание азота и водорода в металле. Такая ситуация затрудняет разработку технологии производства сталей с низким содержанием газов.

В связи с этим исследование процессов рафинирования металла от азота и водорода при выплавке низколегированной стали в высокомощной ДСП с использованием внепечной обработки является весьма актуальной задачей.

* Работа выполнена в рамках аналитической ведомственной целевой программы «Развитие научного потенциала высшей школы» (проект 2.1.2/6832).

Цель работы

1. На основе теоретического анализа технологии производства стали разработать методику расчета установившихся фактических концентраций азота и водорода в металле, находящемся под слоем шлака. С использованием разработанной методики оценить влияние различных сталеплавильных технологий на уровень концентраций азота и водорода в стали.

2. Разработать математическую модель, описывающую поведение азота по ходу плавки стали в ДСП при совмещении процессов расплавления шихты и продувки ванны кислородом. Модель должна учитывать поступление азота из электрической дуги, плавящегося лома, вдуваемого кислорода и удаление азота при кипении ванны.

3. Разработка усовершенствованной технологии производства низколегированной стали, обеспечивающей получение заданных концентраций азота и водорода.

Научная новизна

1. Усовершенствован метод расчета установившихся фактических концентраций азота и водорода в металле для различных сталеплавильных процессов при наличии шлака на поверхности металлической ванны. Метод основывается на допущении локального равновесия между металлом и шлаком по азоту и водороду при различных значениях химического потенциала кислорода в этих фазах. Метод позволяет более точно оценивать фактические содержания азота и водорода в жидкой стали.

2. Экспериментально установлено, что уменьшение массы жидкой стали в ДСП приводит к снижению содержания азота в полупродукте за счет увеличения количества шлака и соответственно стабилизации перепада окисленности между металлом и шлаком. При этом содержание водорода в металле повышается за счет увеличения расхода извести и других шлакообразующих материалов.

3. Разработана новая модель поведения азота при выплавке полупродукта в ДСП. Модель позволяет прогнозировать содержание азота в зависимости от структуры завалки, плотности металлошихты и количества чугуна. Алгоритм учитывает поглощение азота из плазмы дуги, из кислорода и лома в ходе

плавления и продувки кислородом, а также рафинирование ванны от азота пузырями СО при обезуглероживании. ^

4. Уточнены представления о влиянии механизма плавления лома в современных высокомощных дуговых сталеплавильных печах на содержание азота. Установлено, что прямое плавление лома дугой обеспечивает существенно более высокий уровень концентрации азота, чем растворение кусков лома в жидкой ванне, образующейся при оставлении части жидкого металла от предыдущей плавки, ранней заливке жидкого чугуна, использовании легковесной шихты.

5. Установлен эффект снижения количества поглощенного из окружающей среды и материалов азота и водорода в ходе выпуска полупродукта из дуговой сталеплавильной печи через эркер по сравнению с выпуском по желобу. Это, вероятно, объясняется изменением гидродинамических условий выпуска - снижением количества шлака, извести, ферросплавов, замешиваемых в объем металлической ванны.

Практическая значимость

1. Разработанные модели и полученные зависимости позволяют прогнозировать содержание азота и водорода в металле при выплавке стали в дуговой сталеплавильной печи и по ходу внепечного рафинирования.

2. Достоверность полученных в данной работе выводов подтверждена разработкой и внедрением новых технологических решений на ОАО «Уральская Сталь» (акт внедрения прилагается), обеспечивших:

- содержание азота в стали перед выпуском из ДСП - не более 70 ррт;

- снижение концентрации водорода в готовой стали с 7-10 до 6-7 ррт;

- снижение беззаказных плавок по содержанию азота с 10 до 2 на 1000 плавок.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены и обсуждены на международной конференции «Технологии и оборудование для внепечной обработки и непрерывной разливки стали» (г. Москва, 2006), на 40, 41 и 43 конференциях молодых специалистов ОАО «Уральская Сталь» (г. Новотроицк, 2005, 2006, 2008), а также на технических совещаниях в ОАО «Уральская Сталь» (г. Новотроицк, 2007-2010).

Структура и объем работы

Диссертация изложена на 191 странице машинописного текста и содержит введение, 3 главы, общие выводы по работе, 63 рисунка, 29 таблиц, 1 приложение. Список использованной литературы состоит из 128 наименований.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе проанализированы требования к современным низколегированным сталям. Удовлетворение этих требований приводит к необходимости ограничения в стали вредных примесей, в том числе азота (до 80 ррт) и водорода (до 2 ррт).

Азот понижает пластические свойства стали, повышает хладноломкость и склонность стали к старению. Водород способствует образованию пористости, формированию раковин, пузырей, флокенов, развитию осевой неоднородности, приводит к охрупчиваншо стали.

Результатом многочисленных исследований поведения газов при выплавке стали, выполненных В.И.Явойским, А.Н.Морозовым, В.А.Григоряном, А.Я.Стомахиным, А.Г.Свяжиным, Д.Янке, Н.Банненбергом, Б.Бергманом и др., являются следующие представления. В металл азот и водород вносятся с материалами и поступают из атмосферы печи. Удаление газов из металла происходит в процессе обезуглероживания за счет экстракции газов пузырьками СО. То есть, конечное содержание азота и водорода определяется соотношением двух процессов - поглощения и удаления газов. Для качественного анализа такой подход является вполне достаточным. В то же время количественные модели, адекватно описывающие получаемые фактические концентрации азота и водорода в стали, в настоящее время отсутствуют.

В литературе представлен метод расчета концентрации азота и водорода в металле, находящемся под слоем шлака. Этот метод, основанный на использовании термодинамики необратимых процессов, разработан А.Г.Пономаренко с соавторами. Согласно их представлениям наличие потока кислорода из газовой фазы через шлак в металл приводит к возникновению попутного потока водорода из газовой фазы в металл и противоположно направленного потока азота из металла в газовую фазу. Предельные

стационарные концентрации азота и водорода в металле под шлаком, полученные из этих представлений, описываются следующими уравнениями:

г.ф.-ш

Ра,

Ро,

(1)

(2)

.Ро,

где |//]„р„, и - предельные содержания азота и водорода в металле под слоем шлака;

[Л'']„и,„ и [и]^, - содержания азота и водорода в металле, равновесные с парциальными давлениями азота и водорода в газовой фазе;

Ро*"™- парциальное давление кислорода на границе «газовая фаза-шлак»; - парциальное давление кислорода на границе «шлак-металл».

Концентрации водорода, рассчитанные по формуле (2), достаточно близки к фактическим. В то же время, вычисленные по формуле (1) содержания азота в металле на несколько порядков отличаются от наблюдаемых на практике.

Поэтому необходимо дальнейшее развитие представлений о поведении газов в различных сталеплавильных процессах и разработка методов оценки фактических содержаний азота и водорода в металле для условий плавки под шлаком.

К настоящему времени процессы рафинирования жидкого металла от газов изучены применительно к технологии плавки стали в мартеновских печах, конвертерах и маломощных ДСП. Для условий плавки стали в современных высокомощных дуговых электропечах требуется уточнить, как влияют на процессы рафинирования металлической ванны от азота и водорода состав и плотность металлошихты, наличие жидкого чугуна в шихте, чистота кислорода по азоту, расход углеродсодержащих материалов для вспенивания шлака, способ выпуска металла из печи.

На основании проведенного анализа литературных данных были сформулированы следующие задачи исследования.

1. Разработать метод количественной оценки установившихся концентраций азота и водорода в металле, находящемся под слоем шлака при различных значениях химического потенциала кислорода в металле и шлаке.

2. Исследовать влияние параметров технологии выплавки стали в ДСП на содержание азота и водорода.

3. Разработать модель расчета содержания азота в стати при выплавке полупродукта в дуговой сталеплавильной печи, учитывающую состав и плотность металлошихты, расход чугуна, поглощение азота из плазмы дуги, из кислорода и лома в ходе плавления и продувки кислородом, а также рафинирование ванны от азота пузырями СО при обезуглероживании.

4. Разработать новые технологические решения для производства низколегированной стали, обеспечивающие получение требуемых содержаний азота и водорода.

Во второй главе рассматривается методика расчета установившихся концентраций азота и водорода в стали, выплавка и рафинирование которой проводятся под слоем шлака.

В условиях открытой плавки существует постоянный поток кислорода из газовой фазы через шлак в металл. Парциальные давления кислорода в газовой фазс(/з01^), в шлаке (р01„„) и в металле(р0]_„,) различны. Газовая фаза обычно является окислительной и р01,г4. >/>„„,,„>р01,„. ■

В результате контакта с газовой фазой азот растворяется в шлаке в нитридной форме (Ы3'), например, в виде Са5Ы2. Нитриды в шлаке находятся под воздействием окислительного потенциала шлака (р0г „„), с одной стороны, и металла (р0> т) - с другой:

{-(Са^Лог= 1{СаОУ^11ф . (3)

~(СПзЛ'2)+|ог,„, = + . (4)

Преобразуем реакцию (3), выразив давление азота в газовой фазе рщ ^ через активность азота растворенного в металле [лгЦ,, „ф . Для этого сложим (3)

с реакцией = ; получим:

^(ед^О^ = . (5)

Запишем выражения констант равновесия для реакций (4) и (5):

8

п3'4 • ацг ,

а1с1о) а[К}р1,ы.Сг.ф. ~а(СМ)

И 5 ------

в3/4

■ п1/2

Примем, что активиости компонентов шлака а[СМ] и а(СО]для реакций (4) и (5) при данных ра ш и .,„ являются постоянными величинами. Тогда для

заданной температуры из равенства К4 = ЛГ3 следует:

^{У]равн. с г.ф.

Ро,.

ч Рог,»

У<

(б)

Величина а^ = [Лг] /У. Сокращая коэффициент активности/„, имеем:

\ 3/4

И

~ |с г ф

Ро,.,

Ра,,

(7)

Следует отметить, что выражение (7) близко к формуле, полученной А.Г.Пономаренко. Отличие заключается в том, что в предлагаемой методике расчета в качестве фактора, определяющего концентрацию азота в металле, рассматривается перепад окислениости не между газовой фазой и металлом, а между шлаком и металлом.

Для удобства проведения расчетов парциальные давления кислорода в выражении (7) выразили через окисленности металла а[о] и шлака а(жз):

м.

Л,

(8)

где Км - константа равновесия реакции + = РеО{ж).

При проведении расчетов по предложенной методике был учтен известный механизм переноса кислорода из газа в шлак и из шлака в металл:

2 (Л0)+102И=(Л203), (9)

(й101)+Л!(,)=3(й0). (10)

Согласно этому механизму из двух молекул оксида железа (БеО), находящихся в объеме шлака, образуется три молекулы (РеО) в слое шлака, прилегающем к металлу; то есть окислительный потенциал шлака может возрастать относительно номинального в 1,5 раза.

При расчете содержания водорода в металле сделано допущение о существовании водорода в шлаке в форме Н20(ШЛ), которая под воздействием пониженного окислительного потенциала шлака („и) может диссоциировать с образованием водорода растворенного в шлаке Я(11и) по реакции:

Я2Ом=2//м + 1О2Ы. (П)

Активность Ны можно выражать соответствующей равновесной величиной рн>, а активность Я,0(ш) - оценивать парциальным давлением р„г0 в газовой фазе. Тогда диссоциацию ЯгО(,ш) можно описать эквивалентной реакцией:

= + (12)

Например, при рл^=5,2-Ш9 атм, что соответствует технологии выплавки в сверхмощной ДСП, степень диссоциации Я2Ои составит а - 0,7.

Растворение водорода в металле описывается следующей реакцией:

(13)

Содержание водорода в металле [я], равновесное с давлением р,и в шлаке над металлом, которое образуется в результате диссоциации Я20(г) по реакции (12), составит:

(14)

Величину получим из выражения для константы равновесия реакции

(12):

К и ^-а)-Рг/,о (,)

Рн, =--— , тогда растворимость водорода в металле под

шлаком при давлении паров воды в газовой фазе Рнр{л равна:

Ггг!

1п ]ра,«.сошз. — ' 1/4

где Кн - константа равновесия реакции -^{Я2} = [я]к,;

Кп - константа равновесия реакции (12); а- степень диссоциации Я,0(г) по реакции (12); Р„,0(,,-парциальное давление паров воды в печной атмосфере;

(15)

ра - парциальное давление кислорода в шлаке над металлом, которое рассчитывают из равновесия реакции = (ЛО).

Из уравнения (15) видно, что установившаяся концентрация водорода в металле под слоем шлака не зависит от перепада окисленности между металлом и шлаком. Она определяется парциальным давлением паров воды в печной атмосфере и активностью кислорода в шлаке.

Концентрация азота в металле в соответствии с уравнением (8) определяется величиной перепада окисленности между металлом и шлаком, а также парциальным давлением азота в печной атмосфере.

Для проверки новой методики были рассчитаны концентрации азота и водорода в стали для различных металлургических процессов (таблица 1). Парциальное давление паров воды в газовой фазе принято равным 0,02 атм, что соответствует абсолютной влажности воздуха при 20 °С.

Таблица 1 - Результаты расчета содержаний азота и водорода в металле под

шлаком

Процесс Содержание азота, ррт Содержание водорода, р >т

Экспериментальные данные методика А.Г.Понома-ренко новая методика Экспериментальные данные методика А.Г.Понома-ренко новая методика

минимум максимум минимум максимум

Бессемеровский 120 250 2,2- 10"4 250 2,8 5,3 9,4 3,4

Томасовский 100 200 2,9-10"4 70 2,2 7,2 8,6 3,1

Мартеновский (кислый) 40 80 1,9-10'5 30 1,5 5,5 19,6 3,4

Мартеновский (основной) 40 80 5,7-10-' 20 2 5 14,4 3,2

Кислородный конвертер 20 40 1,4-Ю"4 30 2 5,6 9,5 3,2

Калдо-процесс 10 30 1,7-10" 30 2 5 7,9 2,9

ДСП (кислая) 80 160 1,2 104 60 2 3 12,6 3,5

ДСП основная (окисл.период) 30 80 9,4- КГ5 60 3 7 10,9 3,3

ДСЩнержав. сталь) 80 250 4,6-10" 90 4 8 49 4,5

ДСП сверхмощн. 40 100 3,3-10"4 68 3 5 5,7 3,1

ДСП «Соп51ее1» 50 70 1,3-Ю"4 50 3 5 9,3 3,0

Вакуум при 65Па 40 60 1,2-10"" 20 0,5 2,0 2 0,6

Ковш-печь 40 100 2,0-10"6 100 5 12 70 3,4

ДСП основная (восст.период) 60 160 1,1-Ю"6 70 4 8 49 3,2

Содержания азота и водорода в металле, находящемся под шлаком, рассчитанные по новой методике, близки к значениям, наблюдаемым на практике. Это подтверждает достоверность разработанной схемы расчета.

Для предотвращения поглощения азота сталью из атмосферы необходимо иметь шлак с окислительным потенциалом, превышающим окислительный потенциал металла. Чем больше перепад окиеленности между шлаком и металлом и меньше парциальное давление азота в газовой фазе, тем будет ниже конечная установившаяся концентрация азота в металле. Выравнивание значений окисленности металла и шлака приведет к приближению содержания азота к равновесному с печной атмосферой.

Для уменьшения содержания водорода в металле необходимо снижать парциальное давление водяного пара в газовой фазе и иметь небольшое количество умеренно раскисленного шлака.

В третьей главе проведено исследование технологических особенностей производства стали, оказывающих влияние на содержание азота и водорода в современных ДСП.

В разделе 3.1 проанализировано влияние массы металлошихты и толщины шлака в ДСП на содержание газов в стали. Для ДСП заданной вместимости количество шлака зависит от массы жидкого металла (рисунок 1).

На рисунке 1 представлены две крайних ситуации (а и б), которые отвечают пониженной и повышенной массе металлошихты. Глубина ванны печи Нив том, и другом случае одинакова. Величина Н равна сумме глубины металлической ванны Ьмст и толщины шлака Ьщ,, то есть Н= Ьмет+Ьшл. Отсюда, толщина вспененного шлака Ьшл (и соответственно его масса) зависит от уровня металла: Ь1ПЛ=Н-ЬМСТ и, соответственно, от массы жидкого металла и металлошихты. Поэтому при изменении массы металлошихты и уровня металла ЬМ(:т происходит изменение толщины слоя шлака Ьшл и его количества.

Для определения влияния массы завалки и толщины слоя шлака на содержание азота и водорода провели 63 плавки с различной массой металлошихты.

Опытные плавки проведены в 120 т ДСП с эркерным выпуском на ОАО «Уральская Сталь». Металлошихта состояла из 60 % металлолома и 40 % жидкого чугуна. Массу загружаемой металлошихты варьировали в интервале от 113 до 140 т. Ванну продували технологическим кислородом (не менее 95 %

02) через 4 фурмы, установленные в стенах печи с интенсивностью до 3000 м /ч через каждую фурму.

а) б)

Ьшл

Шлак (от

\

Рисунок 1 - Схема расположения металла и шлака в ДСП (а и б -ситуации максимального и минимального количества шлака, соответственно)

Пробы металла (1-я проба на установке ковш-печь - УКП) отбирали пробоотборниками. Содержание азота в пробе определяли на приборе ЬЕСО-ТС600 методом плавления в потоке инертного газа (погрешность прибора -0,025 ррт или 0,5 % отн.).

Для определения концентрации водорода в жидкой стали использовали систему НусМз (погрешность измерений не более 0,5 % отн.). Замер содержания водорода производили в промежуточном ковше после разливки 50 % металла плавки.

В результате получены зависимости изменения содержаний азота и водорода в стали на плавках с различной массой металлошихты (рисунки 2 и 3).

Из рисунков 2 и 3 видно, что при снижении массы металлошихты со 140 до 113 т содержание водорода увеличилось с 6,8 до 8,7 ррш, а концентрация азота снизилась со 120 до 70 ррш. Рост содержания водорода при снижении массы металлошихты вызван увеличением расхода извести и, соответственно, ростом содержания Н20 в шлаке. Снижение содержания азота при повышении толщины и, соответственно, количества шлака обусловлено двумя факторами: отсутствием оголения металла и стабилизацией перепада окисленности.

Толщина шлака Ьщл равна разнице между величиной Н (1350 мм) и Ьмет. Для металлической ванны массой 140 т (включая 20 т остатка металла от предыдущей плавки) высота металла Нмсг составляет 1070 мм. Тогда, номинальная высота шлаковой ванны равна 1350-1070=280 мм.

Масса металлошихты, т Масса металлошихты, т

Рисунок 2 - Зависимость содержания Рисунок 3 - Зависимость содержания водорода в стали (проба на МНЛЗ) от азота в стали (1-я проба на УКП) от массы металлошихты массы металлошихты

Толщина шлака при загрузке максимального количества металлошихты (140 т) составила 238 мм, а при минимальной завалке (113 т металлошихты) - 356 мм (рисунок 4).

Масса металлошихты, т

Рисунок 4 - Зависимость толщины вспененного шлака от массы металлошихты. 1-толщина вспененного шлака; 2-номинальная высота шлаковой ванны.

Кратность вспененного шлака (по отношению к массе жидкого металла в печи), заполняющего объем шлаковой ванны, при этом изменялась от 5,2 % при 113 т металлошихты до 2,9 % при 140 т.

В разделе 3.2 рассмотрено влияние электрической дуги на поглощение азота металлом при плавке стали в ДСП. Плавление отдельных кусков лома идет в условиях приближенных к плазменной плавке. Температура дуги составляет 3000-3500 °С, поэтому в опорной зоне дуги металл сильно

14

перегревается. Кроме того, при прямом воздействии дуги площадь ее опорной зоны соизмерима с площадью абсорбции азота из плазмы дуги, что приводит к повышенным содержаниям азота в металле. По мере расплавления шихты образуется общая жидкая ванна, что резко увеличивает зону десорбции азота и снижает плазменный эффект дуги.

Выполнены расчеты скорости поглощения азота металлом для двух режимов плавления лома в ДСП:

1) режим прямого плавления дугой отдельных кусков лома. Принято, что в этом случае на кусках лома образуется пленка жидкого металла. Эта пленка насыщается под дугой азотом и стекает в ванну печи;

2) режим растворения лома в жидком металле. В этом случае дуга горит на жидкую ванну, перегревает ее и обеспечивает растворение лома. При этом площадь абсорбции азота под дугой намного меньше общей площади ванны.

Скорость поглощения азота рассчитали по формулам:

04)

(15)

Av '

где ßK,ß"n - коэффициенты массопереноса азота в металле в зоне абсорбции (2200 К) и десорбции (1900 К), соответственно;

Sab - площадь зоны абсорбции - активного поглощения азота металлом под дугой;

S - суммарная площадь контакта металла с атмосферой печи;

[N] - массовая доля азота на поверхности металла в опорной зоне дуги, равновесная с химическим потенциалом азота в плазме;

V - объем металла;

[N] - текущее содержание азота в объеме расплава;

K"v - константа равновесия реакции поглощения азота металлом при температурах зоны десорбции азота;

[N]s - стационарная концентрация азота в объеме расплава (расчет произведен для двух значений [N]s = 0,05 % и [N]s = 0,10 %);

[N]g - равновесная массовая доля азота в зоне десорбции, равная

Результаты расчета скорости поглощения азота металлом для двух режимов пдавления представлены в таблице 2. В режиме «прямого» плавления лома дугами скорость поглощения азота металлом, находящимся в ореоле

плазмы, достигает 104-240 ррт/с. После образования начальной жидкой ванны с площадью 8»8аь скорость поглощения азота снижается более чем в 200 раз.

Таблица 2 - Скорость поглощения азота металлом при плавке лома в ДСП

Режим плавления S, см2 Sab, СМ2 V, см3 d[N]/dT, ppm/c

М, = 0,05 % [w]s = ОД %

Дуга «горит» на кусок твердого лома 600 300 30* 104 240

Дуга «горит» на жидкую ванну . 5600 600 168000 0,426 0,958

* - отвечает пленке жидкого металла на куске лома.

Полученные данные согласуются с результатами работы дуговых печей ряда предприятий - ОЭМК, печи Consteel, ММК и Уральская Сталь. Здесь практически на протяжении всей плавки электрические дуги «горят» на жидкую ванну и лом растворяется в перегретом металле. При этом содержание азота в металле перед выпуском из ДСП составляет 30-50 ррт, что существенно ниже обычных концентраций азота в ДСП, составляющих от 70 до 120 ррт.

Определено содержание азота в металле после расплавления (без учета дегазации при обезуглероживании) при шихтовке плавок тяжеловесным и легковесным ломом для различных режимов его плавления. Расчет проведен для ДСП вместимостью 120 т с высотой рабочего пространства (от подины до свода) равной 2,8 м и мощностью трансформатора 95 МВА. Плавка ведется с использованием 10 т остатка жидкого металла в печи от предыдущей плавки. Масса металлошихты -110 т.

Предположили, что лом, находящийся под дугами, плавится в режиме прямого плавления, а на периферийных участках печи - в режиме растворения. Диаметр общего «колодца», образованного при расплавлении тремя электродами, приняли равным 3,0 м. Расстояние, которое электрическая дуга проходит вниз, расплавляя лом завалки и подвалки, составляет 2,4 м. Объем пройденного дугами пространства равен 17 м3.

С учетом насыпной плотности легковесного лома 0,6 т/м3 и тяжеловесного лома 1,5 т/м3, определили массу расплавленного под дугами металла:

- для легковесного лома - Млуг = 17 0,6 = 10,2 т;

- для тяжеловесного лома - Мдуг = 17-1,5 = 25,5 т.

Содержание азота после расплавления рассчитали по формуле:

[Л'] = К, ■ [Ы\)у, /100 + М.,„„ ■ П00}/М„т ■ 100%, (16)

где Мдуг - масса металла, расплавленного в режиме прямого плавления дугой, т;

- содержание азота в металле, расплавленном в режиме прямого плавления дугой ([лг1,Л.=0,05), %;

- масса металла, расплавленного в режиме растворения (включая «болото»), т;

содержание азота в металлоломе; принято равным 0,010, %;

Мшт - общая масса плавки -120 т.

Для шихты из легковесного лома конечное содержание азота в металле составило [лг]_ = 126 ррш, для шихты из тяжеловесного лома - [Лг],„ =185 ррт. На практике из-за параллельно протекающего обезуглероживания концентрации азота в металле после расплавления заметно ниже.

Экспериментальные плавки, проведенные в ДСП-10 с использованием только тяжеловесного лома без обезуглероживания, показали, что содержание азота в металле после расплавления лома составило 230-290 ррт, это удовлетворительно коррелирует с результатами расчета.

В разделе 3.3 проанализировано поведение азота при совмещении процессов расплавления и обезуглероживания в ДСП.

Обезуглероживание металла в высокомощных ДСП начинается после расплавления 30-40 % лома. При этом крупные куски шихты плавятся значительно дольше легковесного лома. В результате азот, поступающий в ванну из доплавляемого лома, может не успеть удалиться, так как ближе к концу плавки интенсивность обезуглероживания снижается. Оценим прирост содержания азота в металле за счет поступления его из доплавляемого лома.

Анализ промышленных плавок показал, что при наличии в шихте крупных кусков лома температура металла в конце плавки в течение 5-7 мин не изменяется, несмотря на то, что печь работает и расходует около 4000 кВт ч электроэнергии. С учетом теплоты плавления железа 75,55 кВт;ч/т и общего коэффициента полезного действия ДСП равного 0,45 расчетная масса доплавляемого лома составляет 4000-0,45/75,55=24 т.

Общая масса металлошихты составляет 130 т. Примем, что в обезуглероженном металле (106 т) содержание азота составляет 55 ррш, а в

17

нерасплавленном ломе (24 т) -ЮОррт. Тогда конечное содержание азота в металле после обезуглероживания и доплавления оставшихся 24 т лома составит:

Гхг! шпо,- Ю6-0,0055 + 24-0,010 п„„,,„.

/VI, =—2— -100% —-- 0,0063 % или ьЗпрт. (\1Л

I Уон ш гг \ч)

где /л"" = т™ - общая масса азота, т;

М2"„, - общая масса жидкого металла, т.

Таким образом, содержание азота за счет доплавления 24 т тяжеловесного лома в последние минуты плавки увеличивается с 55 до 63 ррш. Прирост содержания азота составляет 8 ррш или 15 % (отн.) от исходного содержания.

Существующий метод расчета удаления газов при обезуглероживании по уравнению Геллера предполагает экстракцию азота и водорода пузырьками СО из полностью расплавленной ванны. Однако содержание азота, рассчитанное этим способом (3 ррш), сильно отличается от фактически наблюдаемых на практике концентраций: от 30 до 50 ррш при использовании технического кислорода и от 70 до 100 ррш - технологического.

В связи с этим разработана модель деазотации расплава, учитывающая совмещение обезуглероживания и плавления металла в ДСП. Особенностью данной модели является учет поглощения азота (из плазмы дуги, из кислорода и лома в ходе плавления и продувки), а также процессов рафинирования ванны от азота пузырями СО при обезуглероживании.

Отработка модели была проведена применительно к технологии плавки на ОАО «Уральская Сталь». В соответствии с новой моделью обезуглероживание расплава начинается не после расплавления всей металлошихты (130 т), а значительно раньше-при наличии 30 т расплавленного металла (26 т чугуна и 4 т лома).

Расчет массы металла, содержаний углерода и азота производится с шагом равным одной минуте. Количество окисленного на каждом шаге углерода д[с] рассчитывается по формуле:

о»)

ё,

где ?0, - интенсивность продувки кислородом, м3/мин;

К„сп - коэффициент использования кислорода (принят равным 0,75);

- масса жидкого металла в текущий момент времени г, т.

Массу жидкого металла к,, содержание углерода [с], и азота [я], в текущий момент времени т определяли следующим образом:

(19)

ЮО^Чо, 12 ,;[С),„Ц

[С1=1

8,

8,

П,2 gt

28И И 1 1 , >-0,01 8Г

и) и2,) Р Мм

(20) (21)

где gr_, - масса жидкого металла в момент времени г -1, т;

) - скорость плавления лома, кг/мин;

и М,- содержание углерода и азота в металле в предыдущий момент времени г -1, %;

М«.«" содержание углерода в ломе, % (принято равным 0,2 %);

К - константа равновесия реакции ^-Л^ = [Л'];

Р - общее давление в печи, атм.

Некоторые результаты расчета по новой модели представлены в таблице 3. Из таблицы 3 видно, что содержание азота в полупродукте ДСП после обезуглероживания техническим кислородом (99,5 % 02) составляет 49 ррт, при использовании технологического кислорода (95 % СЬ) -123 ррт. Фактическое содержание азота в металле соответственно составляет от 30 до 50 и от 70 до 100 ррт. Таким образом, расчеты по новой модели дают возможность более точного прогнозирования содержания азота в металле после расплавления и обезуглероживания в современной ДСП.

Таблица 3 - Результаты расчета содержания азота в металле после

Тип проведения плавления и обезуглероживания Содержание азота после обезуглероживания, ррт

расчетные фактические*

Раздельное плавление и обезуглероживание 3 30-50

Совмещенное плавление и обезуглероживание. Использован технический кислород (99,5 % Ог) 49 30-50

Совмещенное плавление и обезуглероживание. Использован технологический кислород (95 % 02) 123 70-100

♦По данным плавок в ДСП-120 на ОАО «Уральская Сталь».

В разделе 3.4 исследовано влияние состава шихты в ДСП на содержание азота в стали при двух вариантах шихтовки плавок: использование 100 % твердой металлошихты и применение в шихте до 50 % жидкого чугуна.

По варианту плавки на твердой завалке было проведено 178 опытных плавок низколегированных марок стали. Загрузку шихты производили двумя корзинами. Продувку металла техническим кислородом (не менее 99,5 % 02) осуществляли с интенсивностью до 3200 м3/час. Отбор проб для определения азота производили после выпуска металла из ДСП на УКП (первая проба). Оценка стандартного отклонения единичного измерения содержания азота определенная по всему массиву плавок составила 12 ррт. Долю легковесного лома на исследуемых плавках изменяли от 30 до 55 %, среднего лома - от 7 до 27 %, тяжеловесного - от 10 до 25 %, твердого чугуна — от 12 до 21 % от общей массы металлошихты. При изменении доли каждого вида лома соотношение остальных компонентов практически не изменялось.

Из рисунков 5 и 6 видно, что с увеличением доли легковесного лома в шихте ДСП с 30 до 55 % концентрация азота в стали снижается с 75 до 63 ррт. Рост доли твердого чугуна в шихте с 12 до 21 % приводит к уменьшению массовой доли азота с 80 до 65 ррт. Увеличение доли тяжеловесного лома в шихте ведет к росту содержания азота в металле.

100

& 90

го

0 80

СО

ГО

ш 70

1 60

О.

<15

ч 50

25 30 35 40 45 50 55 60 65 70

Доля легковесного лома, %

Рисунок 5 - Зависимость содержания азота в стали от доли легковесного лома в шихте

а)

| о средний лом а тяжеловесный лом_ ]

100 90 80 70 60 50 40

13 18 23 28 33 Доля лома, %

у = 1,8142х + 42,861

у= 0,5321*+59,469

б)

а> а о О

100 90 80 70 60 50 40

о у ~ -1 83/?X 1 104,07

о ^

О

10 14 1В 22

Доля твердого чугуна в шихте, %

26

Рисунок 6 - Зависимость содержания азота в стали от доли среднего и тяжеловесного лома (а) и количества твердого чугуна (б).

Изменение содержания азота в стали при увеличении доли различных видов металлошихтьг на 1 % представлено на рисунке 7.

С учетом вклада каждого из компонентов шихты получена формула для оценочного расчета концентрации азота в металле после выпуска:

[Ы] = [Ы]0 - 0,43ХЛСП( + 0,53Хср<к„ + 1,81ХТЯЖ - МЗХ^ , (22)

где ХлеП[, Хсред,,, Хтяж, Х„уГ - массовые доли легковесного, среднего, тяжеловесного лома и твердого чугуна в шихте, соответственно, %;

[Ы]о - средняя концентрация азота в завалке, принятая равной 80-100 ррш.

легк

овесный

лом; -0,43

тяжеловесный лом; +1.81

твердый чугун; -1,83

средним лом.

+0

53

-2,5 -2,0 -1,5 -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0

Изменение содержания азота, ррт

Рисунок 7 - Изменение содержания азота в стали при увеличении доли различных видов металлошихты (легковесного, среднего, тяжеловесного лома и твердого чугуна) в завалке на 1 %

Несколько более точно содержание азота в металле ([КГ], ррт) перед выпуском из ДСП описывается зависимостью от средневзвешенной плотности загруженного лома:

М = 0,0113р„-0,0016, (23)

где рлош - средневзвешенная плотность лома, т/м3 (формула 24). _ (Хлегк + Хсредн + Хтяж)

,Хлегк Хсредн Хтяж, '

(24)

0,6

1,0

1,5

Формула (23) справедлива при доле чугуна в шихте до 20 %.

Варьируя состав металлошихты, определили новый вариант шихтовки для получения требуемой концентрации азота - 18 % чугуна, 42 % легковесного лома, 20 % среднего и 20 % тяжеловесного лома. Использование предложенного варианта завалки вместо базового (33 % легковесного лома, 22 % среднего и 45 % тяжеловесного лома) обеспечило повышение доли плавок с содержанием азота не более 70 ррт с 20 до 50 %.

Изменение состава металлолома оказывает существенное влияние на содержание азота при использовании твердой металлошихты. При добавке в шихту до 35 % жидкого чугуна концентрация азота в полупродукте снижается с 75 до 47 ррт (рисунок 8). Дальнейшее увеличение доли жидкого чугуна в шихте до 50 % на содержание азота уже не влияет.

се

5 зо

20 -Т--,-Т-.-1-1-.-t-7-1-

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 Доля жвдкого чугуна, %

Рисунок 8 - Влияние доли жидкого чугуна в шихте ДСП на содержание азота в стали.

В разделе 3.5 установлено изменение содержаний азота и водорода в стали при выпуске металла из ДСП по желобу и через эркер.

Анализ технологии выпуска показывает, что при использовании желоба струя менее компактная, входит в ковш под углом и замешивает куски извести вглубь металла. При этом гидраты извести Са(ОН)2 должны диссоциировать с образованием оксидов кальция и паров воды. В связи с тем, что температура диссоциации Са(ОН)2 составляет около 550 °С из кусков извести, находящихся в объеме металла, выделяются пары Н20 с давлением более 1 атм({#20}1ти1 =2[#]+[о]). Водород из Н20 в этом случае должен эффективно

усваиваться металлом.

Выпуск металла из печи через эркер происходит в 2-3 раза быстрее, чем по желобу, однако, струя металла при эркерном выпуске вертикальная и высота падения струи меньше. Такая струя практически не замешивает шлакообразующие в объем металла. В связи с этим предположили, что содержание газов в стали при эркерном выпуске должно быть меньше.

Для проверки сделанных предположений было проведено 80 плавок. Плавки проводились в ДСП с эркерным выпуском и выпуском по желобу. Для каждого типа выпуска использовали два варианта наведения шлака. Вариант 1 предусматривал присадку 50 % извести в ковш во время выпуска, остальное количество извести вводили на УКП, в варианте 2 - шлакообразующие на выпуске не присаживали, всю известь отдавали на УКП (таблица 4).

Таблица 4 - Технологические параметры при различных типах выпуска

Тип 1 Присадка щлакообразующих | Кол-во плавок, шт V € а о. Я Он « К 3 си 5 86 Прирост содержания азота на выпуске, ррт Расход извести, кг е 1 3 £ 3 и .. н 33 5 V» « <и о. X >. у •в" & •а 5 ч 3 >. н

выпуска о а и га. и Ч 5 о Ч о. О) о О. ЕЗ " § . Ш1П \ тах 1 среднее на выпуске на УКП всего 1" § 3 |а с. С 8 Я § X ¡3 § ^ 5 В 2

УКП 20 6,7 10 40 20 0 1571 1571 8 0

жёлоб выпуск иУКП 23 7,5 10 40 16 706 837 1543 8 22

УКП 17 6,7 0 20 7 0 1509 1509 3 0

эркер выпуск иУКП 20 6,8 0 20 5 990 613 1603 3 0

Из таблицы 4 видно, что выпуск металла из ДСП по желобу с присадкой извести в ковш приводит к более высоким содержаниям водорода, чем при использовании эркера.

При использовании эркера прирост содержания азота за время выпуска составляет 5-7 ррт, что в 3-4 раза меньше, чем при выпуске по желобу -1620 ррт. Десульфурация металла при эркере отсутствует, что подтверждает предположение о слабом перемешивании металла со шлаком и отсутствии эффекта замешивания извести в металл при эркерном выпуске.

ВЫВОДЫ

1. Усовершенствован метод расчета установившихся фактических концентраций азота и водорода в металле для различных сталеплавильных процессов при наличии шлака на поверхности металлической ванны. Метод основывается на допущении локального равновесия между металлом и шлаком по азоту и водороду при различных соотношениях химического потенциала кислорода в этих фазах. Использование нового метода позволяет значительно снизить погрешность расчетов содержания азота в металле под шлаком.

2. Установлено, что с уменьшением массы металлошихты и повышением толщины вспененного шлака с 238 до 356 мм концентрация азота снижается с 0,012 до 0,007 % (на 41 % отн.), а содержание водорода увеличивается с 6,8 до 8,7 ррш.

3. Проведено исследование поглощения азота металлом при плавлении лома электрической дугой в ДСП. Показано, что расплавление тяжеловесного лома в ДСП-10 в режиме прямого плавления дугами без применения кислорода приводит к росту концентрации азота в металле с 0,010-0,012 до 0,023-0,029 %. Установлено, что скорость поглощения азота металлом значительно снижается при переходе от режима «прямого» плавления дугами крупных кусков шихты к режиму, когда дуга «горит» на жидкую ванну (остаток металла от предыдущей плавки, заливка жидкого чугуна, использование легковесной шихты). Конечная концентрация азота при плавлении лома в режиме растворения составляет 0,005-0,008 %.

4. Разработана новая модель поведения азота при выплавке полупродукта в ДСП. Алгоритм учитывает процессы поглощения азота (из плазмы дуги, из кислорода и лома в ходе плавления и продувки), а также рафинирование ванны от азота пузырями СО при обезуглероживании. Модель учитывает совмещение процессов расплавления лома и обезуглероживания расплава.

Результаты расчетов, выполненные с использованием новой модели, заметно ближе к фактическим значениям содержания азота в стали в ДСП, чем рассчитанные по существующей методике. Показано, что прирост содержания азота в металле из-за доплавления нерасплавленного лома в конце плавки достигает 15 %.

5. Для ДСП, работающей на твердой завалке, показано, что увеличение в шихте легковесного лома и твердого чугуна снижает содержание азота. Повышение плотности лома, доли среднего и тяжеловесного лома приводит к росту концентрации азота. Разработана статистическая модель для прогноза содержания азота в полупродукте ДСП в зависимости от доли легковесного лома ХЛеГЮ среднего Х^д,,, тяжеловесного Хтяж и чугуна Х.^.

[N1 = [И]о - 0,43Хлег1 + 0.53ХЧ)ВД„ + 1,81Хтаж - 1,83Х.,уг.

С использованием модели разработан новый вариант завалки (18 % чугуна, 42 % легковесного лома, 20 % среднего и 20 % тяжеловесного), использование которого обеспечило повышение доли плавок с содержанием азота не более 70 ррт с 20 до 50 %.

При использовании в шихте до 35 % жидкого чугуна концентрация азота в полупродукте снижается с 75 до 47 ррт. При дальнейшем увеличении доли жидкого чугуна в шихте до 50 % содержание азота не изменяется.

6. Проведено исследование влияния технологии выпуска металла из ДСП

на содержание азота и водорода в стати. Выпуск металла из ДСП по желобу

25

приводит к повышению содержания водорода в стали с 6,7 до 7,5 ррт за счет замешивания кусков извести в объем металла. При использовании эркера концентрация водорода в металла за время выпуска не увеличивается.

Переход от выпуска из ДСП по желобу к эркерному снижает количество поглощаемого азота в 3 раза с 16-20 до 5-7 ррт вне зависимости от вариантов присадки извести.

7. На основании результатов, полученных в диссертационной работе, сформулированы основные требования и положения новой технологии производства трубных сталей, обеспечивающей снижение содержания азота и водорода. Получен акт внедрения разработанных мероприятий, в котором подтверждено достижение следующих результатов:

- содержание азота в стали перед выпуском из ДСП - не более 70 ррт;

- снижение концентрации водорода в готовой стали с 7-10 до 6-7 ррт;

- снижение беззаказных плавок по содержанию азота с 10 до 2 на 1000 плавок.

СПИСОК РАБОТ, ОПУБЛИКОВАННЫХ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Кузнецов М. С., Якушев Б. В., Кулагин С. А., Котельников Г. И., Семин А. Е., Косырев К. Л., Кулиш Р. С. Влияние массы металлошихты и толщины шлака на технологию выплавки стали в дуговой печи. И Электрометаллургия №2,2010.

2. Е.В.Якушев, В.В.Зырянов, Б.М.Коровин, М.С.Кузнецов. Влияние чистоты используемого для продувки кислорода, на содержание азота в стали, выплавленной в высокомощных ДСП ОАО «Уральская Сталь». // Металлург №2,2010.

3. Кузнецов М. С., Якушев Е. В., Кулагин С. А., Котельников Г. И., Семин А. Е., Косырев К.Л., Ченгелия Р. К. Влияние состава шихты на содержание азота в металле при выплавке стали в ДСП на твердой завалке. // Электрометаллургия №1,2011.

Подписано в печать:

21.10.2011

Заказ № 5945 Тираж - 100 экз. Печать трафаретная. Типография «11-й ФОРМАТ» ИНН 7726330900 115230, Москва, Варшавское ш., 36 (499) 788-78-56 www.autoreferat.ru

Общие выводы по диссертационной работе

1. Усовершенствован метод расчета установившихся фактических концентраций азота и водорода в металле для различных сталеплавильных процессов при наличии шлака на поверхности металлической ванны. Метод основывается на допущении локального равновесия между металлом и шлаком по азоту и водороду при различных соотношениях химического потенциала кислорода в этих фазах. Использование нового метода позволяет значительно снизить погрешность расчетов содержания азота в металле под шлаком.

2. Установлено, что с уменьшением массы металлошихты и повышением толщины вспененного шлака с 238 до 356 мм концентрация-азота снижается с 0,012 до 0,007% (на 41 % отн.), а содержание водорода.увеличивается с 6,8 до 8,7 ррт.

3. Проведено исследование поглощения азота металлом при плавлении лома электрической дугой в ДСП. Показано, что расплавление тяжеловесного лома в ДСП-10 в режиме прямого плавления дугами без применения кислорода приводит к росту концентрации азота в металле с 0,010-0,012 до 0,023-0,029%. Установлено, что скорость поглощения азота металлом значительно снижается при переходе от режима «прямого» плавления дугами крупных кусков шихты к режиму, когда дуга «горит» на жидкую ванну (остаток металла от предыдущей плавки, заливка жидкого чугуна, использование легковесной шихты). Конечная концентрация азота при плавлении лома в* режиме растворения составляет 0,005-0,008 %.

4. Разработана новая модель поведения азота при выплавке полупродукта в ДСП. Алгоритм учитывает процессы поглощения азота (из плазмы дуги, из кислорода и лома в ходе плавления* и продувки), а также рафинирование ванны от азота пузырями СО при обезуглероживании. Модель учитывает совмещение процессов расплавления лома и обезуглероживания расплава.

Результаты расчетов, выполненные с использованием новой модели, заметно ближе к фактическим значениям содержания азота в стали в ДСП, чем рассчитанные по существующей методике. Показано, что прирост содержания азота в металле из-за доплавления нерасплавленного лома в конце плавки достигает 15 %.

5. Для ДСП, работающей на твердой завалке, показано, что увеличение в шихте легковесного лома и твердого чугуна снижает содержание азота. Повышение плотности лома, доли среднего и тяжеловесного лома приводит к росту концентрации азота. Разработана статистическая модель для прогноза содержания азота в полупродукте ДСП в зависимости от доли легковесного лома Хлегк, среднего Xcpww, тяжеловесного Хтяж и чугуна Хчуг

N] = [N]0 - 0,43Хлегк + 0,53Хсред„ + 1,81ХТЯЖ - 1,83Хчуг.

С использованием модели разработан новый вариант завалки (18% чугуна, 42% легковесного лома, 20 % среднего и 20 % тяжеловесного), использование которого обеспечило повышение доли плавок с содержанием азота не более 70 ррт с 20 до 50 %.

При использовании в шихте до 35 % жидкого чугуна концентрация азота в полупродукте снижается с 75 до 47 ррш. При дальнейшем увеличении доли жидкого чугуна в шихте до 50 % содержание азота не изменяется.

6. Проведено исследование влияния технологии выпуска металла из ДСП на содержание азота и водорода в стали. Выпуск металла из ДСП по желобу приводит к повышению содержания водорода в стали с 6,7 до 7,5 ррт за счет замешивания кусков извести в объем металла. При использовании эркера концентрация водорода в металла за время выпуска не увеличивается.

Переход от выпуска из ДСП по желобу к эркерному снижает количество поглощаемого азота в 3 раза с 16-20 до 5-7 ррш вне зависимости от вариантов присадки извести.

7. На основании результатов, полученных в диссертационной работе, сформулированы основные требования и положения новой технологии производства трубных сталей, обеспечивающей снижение содержания азота и водорода. Получен акт внедрения разработанных мероприятий, в котором подтверждено достижение следующих результатов:

- содержание азота в стали перед выпуском из ДСП - не более 70 ррш;

- снижение концентрации водорода в готовой стали с 7-10 до 6-7 ррш;

- снижение беззаказных плавок по содержанию азота с 10 до 2 на 1 ООО плавок.

Научная новизна

1. Усовершенствован метод расчета установившихся фактических концентраций азота и водорода в металле для различных сталеплавильных процессов при наличии шлака на поверхности металлической ванны. Метод основывается на допущении локального равновесия между металлом и шлаком по азоту и водороду при различных значениях химического потенциала кислорода в этих фазах. Метод позволяет более точно оценивать фактические содержания азота и водорода в жидкой стали.

2. Экспериментально установлено, что уменьшение массы жидкой стали в ДСП приводит к снижению содержания азота в полупродукте за счет увеличения количества шлака и соответственно стабилизации перепада окисленности между металлом и шлаком. При этом содержание водорода в металле повышается за счет увеличения расхода извести и других шлакообразующих материалов.

3. Разработана новая модель поведения азота при выплавке полупродукта в ДСП. Модель позволяет прогнозировать содержание азота в зависимости от структуры завалки, плотности металлошихты и количества чугуна. Алгоритм учитывает поглощение азота из плазмы дуги, из кислорода и лома в ходе плавления и продувки кислородом, а также рафинирование ванны от азота пузырями СО при обезуглероживании.

4. Уточнены представления о влиянии механизма плавления лома в современных высокомощных дуговых сталеплавильных печах на содержание азота. Установлено, что прямое плавление лома дугой обеспечивает существенно более высокий уровень концентрации азота, чем растворение кусков лома в жидкой ванне, образующейся при оставлении части жидкого металла от предыдущей плавки, ранней заливке жидкого чугуна, использовании легковесной шихты.

5. Установлен эффект снижения количества поглощенного из окружающей среды и материалов азота и водорода в ходе выпуска полупродукта из дуговой сталеплавильной печи через эркер по сравнению с выпуском по желобу. Это, вероятно, объясняется изменением гидродинамических условий выпуска - снижением количества шлака, извести, ферросплавов, замешиваемых в объем металлической ванны.

Практическая значимость

1. Разработанные модели и полученные зависимости позволяют прогнозировать содержание азота и водорода в металле при выплавке стали в дуговой сталеплавильной печи и по ходу внепечного рафинирования.

2. Достоверность полученных в данной работе выводов подтверждена разработкой и внедрением новых технологических решений на ОАО «Уральская Сталь» (акт внедрения прилагается), обеспечивших:

- содержание азота в стали перед выпуском из ДСП - не более 70 ррт;

- снижение концентрации водорода в готовой стали с 7-10 до 6-7 ррт;

- снижение беззаказных плавок по содержанию азота с 10 до 2 на 1000 плавок.

СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Кузнецов М. С., Якушев Е. В., Кулагин С. А., Котельников Г. И., Семин А. Е., Косырев К. Л., Кулиш Р. С. Влияние массы металлошихты и толщины шлака на технологию выплавки стали в дуговой печи // Электрометаллургия №2, 2010.

2. Е.В.Якушев, В.В.Зырянов, Б.М.Коровин, М.С.Кузнецов. Влияние чистоты используемого для продувки кислорода, на содержание азота в стали, выплавленной в высокомощных ДСП ОАО "Уральская Сталь" // Металлург №2, 2010.

3. Кузнецов М. С., Якушев Е. В., Кулагин С. А., Котельников Г. И., Семин А. Е., Косырев К.Л., Ченгелия Р. К. Влияние состава шихты на содержание азота в металле при выплавке стали в ДСП на твердой завалке // Электрометаллургия №1, 2011.

1. Производство электростали и ферросплавов. Каблуковский А.Ф. М.: ИКЦ Академкнига, 2003.-511 с.

2. А.В.Кушнарев, Е.В.Шеховцов, Е.С.Капустина и др. Разработка и освоение технологии производства трубных сталей классов прочности Х80 и Х70 // Сталь №6, 2008, с.71-72.

3. В.В.Кромм, И.В.Костенко, Е.С.Капустина и др. Производство трубной стали с повышенными эксплуатационными характеристиками // Сталь №6, 2008, с.73-74.

4. Сталь нового поколения в уникальных сооружениях. П.Д.Одесский, Д.В.Кулик— М.: Интермет Инжиниринг, 2005.-176 с.

5. В.Н.Марченко, Б.Ф.Зинько. Современные тенденции разработки и производства сталей и труб для магистральных газонефтепроводов // Сталь №4, 2008, с.72-76.

6. Сталь для магистральных нефтепроводов. Матросов Ю.И., Литвиненко Д.А., Голованенко С.А. и др. М.: Металлургия, 1989.-288 с.

7. Водород и азот в стали. Морозов А.Н. М.: Металлургия. 1968. — 275 с.

8. Кудрин В.А. Теория и технология производства стали: Учебник для вузов. — М.: «Мир», ООО «Издательство ACT», 2003. 528 с.

9. Теория и технология электроплавки стали. Чуйко Н.М., Чуйко А.Н.-Киев; Донецк: Головное издательство, 1983.-248 с.

10. Д.Янке Изменение содержания азота при производстве черных металлов. Черные металлы, с.3-11.

11. Производство стали. Ойкс Т.Н. М.: Металлургия, 1974. 440 с.

12. Газы в стали и качество металла. В.П.Лузгин, В.И.Явойский. М.: Металлургия, 1983. 232 с.

13. Флокены и контроль водорода в стали. Шаповалов В.И., Трофименко B.B. М.: Металлургия, 1987, 160 с.

14. Водород в конструкционных сталях. Касаткин Г.Н. М.: Интермет Инжиниринг, 2003.-336 с.

15. Водородоустойчивость стали. Арчаков Ю.И. Серия "Достижения отечественного металловедения". М.: Металлургия, 1978.-152 с.

16. Водород в металлах. Галактионова H.A. М.: Металлургия, 1967.-303 с.

17. Теоретические основы сталеплавильных процессов. Учебное пособие для вузов. Айзатулов P.C., Харлашин П.С., Протопопов Е.В., Назюта Л.Ю.-М.: МИСИС, 2002.-320 с.

18. Controlling nitrogen in steel. Steel times international. Перевод с англ. Черметинформация, 1987, 11 с.

19. Физико-химические расчеты электросталеплавильных процессов: Сб. задач с решениями / В.А.Григорян, А.Я.Стомахин, Ю.И.Уточкин и др. М.: МИСиС, 2007.-318 с.

20. А.Г.Пономаренко, Ю.Е.Козлов. О некоторых особенностях массопереноса в оксидных фазах. Известия вузов. Черная металлургия №5, 1975, с.20-25.

21. Е.Л.Корзун, А.Г.Пономаренко, А.В.Гальченко и др. Снижение содержания азота при выплавке стали в сверхмощной ДСП // Электрометаллургия №11, 2001, с.3-8.

22. Е.Л.Корзун, А.Г.Пономаренко. Проблемы физико-химического моделирования процессов дегазации жидкой стали. Научные работы ДонНТУ, 2010. выпуск 12, с.46-55.

23. Азот в металлах. Аверин В.В., Ревякин A.B., Федорченко В.И. и др. М., Металлургия, 1976. 224 с.

24. Производство стали. Ойкс Г.Н., Иоффе Х.М. М.:Металлургия, 1969.-520 с.

25. Дуговые электропечи. Строганов А.И., Сергеев Г.Н., Лабунович O.A. и др. М.: Металлургия, 1972, 288 с.

26. Теория процессов производства стали. В.ИЛвойский. Металлургиздат, 1963.

27. Конвертерная плавка стали. Филиппов С.И. и др. Металлургиздат, 1959.

28. Leroy Р. Rey metallurgie, 1954, v.51, №1. р.45.

29. Н.Банненберг, Б.Бергман Изменение содержания азота в металле в процессе обработки в ковше. Черные металлы, с. 11-19.

30. Сталь на рубеже столетий. Колл. авторов. Под научной редакцией Ю.С.Карабасова. -М: МИСИС, 2001 - 664 с.

31. Современное производство стали в дуговых печах. Морозов А.Н.- 2-е изд., перераб. и доп.-Ч.: Металлургия, 1987. 175 с.

32. Белянчиков Л.Н. Известия вузов. Черная металлургия №9, 1961, с.79.

33. Бунгард К., Фольмер X. Черные металлы №7, 1962, с.2.

34. Мак-Малкин Ф. Проблемы современной металлургии №5, 1955, с.75.

35. Хироси Отаки и др. РЖМет, 1963, реф. 4В242.

36. Kurzinsky E.F. Iron and Steel Eng., 1960, v.37, №2, p.65.

37. ЭйраИвамура и др. РЖМет, 1962, реф. 8В236.

38. Металлургические мини-заводы. Смирнов А.Н., Сафонов В.М., Дорохова Л.В. и др. Норд-Пресс, 2005.

39. Киминари Каваками и др. Поведение азота при кислородно-конвертерной плавке, 4.2. Экспресс-информация ЦИНИТИ, 1964, №21, реф. №101.

40. Строение и свойства жидкого металла — технология плавки — качество стали. Еланский Г.Н., Кудрин В.А. М.: Металлургия, 1984, 239 с.

41. Е.С.Калинников, И.П.Забалуев К вопросу о содержании водорода в легированной электростали //Известия высших учебных заведений №2, 1961, с.45-50.

42. Металлургия стали. Явойский В.И., Левин С.Л., Баптизманский В.И. и др. М., Металлургия, 1973, с.81б.

43. О.А.Есин, П.В.Гельд. Физическая химия пирометаллургических процессов. 4.2 Взаимодействия с участием расплавов. М.: Металлургия, 1966. 704 с.

44. Электрометаллургия стали и ферросплавов. Еднерал Ф.П. М., Металлургия, 1977.488 с.

45. Электрохимический контроль и расчеты сталеплавильных процессов: монография / С.Н.Падерин, Г.В.Серов, Е.В.Шильников, А.В.Алпатов.-М.: Изд. Дом МИСиС, 2011.-284с.

46. Нержавеющая сталь. Г.М.Бородулин, Е.И.Мошкевич. М.Металлургия, 1973, 319 с.

47. Плавка стали в дуговой печи Consteel с использованием жидкого чугуна в шихте. Г.А.Лопухов // Электрометаллургия №1, 2006, с.40-42.

48. Reduction of N2 pickup and increase of metallic yield using the Consteel® EAF practice. F.Memoli, M.Guzzon, C.Giavani, M.Zanforlin, P.Galbiati. Iron and steel technology, February 2010. p.56-62.

49. О.М.Сосонкин, В.А.Кудрин. Теория и практика металлургического производства (сборник), 1988. с.39.

50. Е.Ф.Фомичев, А.С.Морозов, О.М.Сосонкин. Теория и практика металлургического производства (сборник), 1988. с.44.

51. М.Я.Юдашкин. Пылеулавливание и очистка газов в черной металлургии, 1984.

52. Григорян В.А., Белянчиков Л.Н., Стомахин А.Я. Теоретические основы электросталеплавильных процессов. М.: Металлургия, 1987, 272 с.

53. Кожеуров В.А. Термодинамика металлургических шлаков. Металлургиздат, 1955.

54. Атлас шлаков. Справ, изд. Пер. с нем. М.: Металлургия, 1985, 208 с.

55. В.И.Явойский. Теория процессов производства стали. М.Металлургия, 1967.

56. Е.Ф.Вегман, Б.Н.Жеребин, А.Н.Похвиснев, Ю.С.Юсфин. Металлургия чугуна. М.: Металлургия, 1978. 479 с.

57. Ерохин A.A. Плазменно-дуговая плавка металлов и сплавов. — М.:Наука, 1975, с.260-269.

58. Сварка. Резка. Контроль: Справочник. Том 1. Под общей ред. Н.П.Алешина, Г.Г.Чернышова. — М.: Машиностроение, 2004.-624 с.

59. Водород и азот в металлах при плазменной плавке: Григоренко Г.М., Помарин Ю.М.; Отв. ред. Б.Е.Патон; АН УССР. Киев: Наукова думка, 1989-200 с.

60. Спецэлектрометаллургия стали и ферросплавов. Лабораторный практикум под ред. проф., д.т.н. В.А.Григоряна, МГИСиС, 1996.

61. Ю.Д.Морозов, Б.Ф.Зинько. Сталеплавильные проблемы и решения по модернизации технологии производства стали для газонефтепроводньтх трубопроводов. Труды 9 конгресса сталеплавильщиков, г.Старьтй Оскол, 2006, с. 135-139.

62. Бодяев Ю.А., Прохоров C.B., Валиахметов А.Х., Галкин В.В., Ивин Ю.А., Великий А.Б. Результаты выплавки стали с повышенным расходом жидкого чугуна в ДСП ЭСПЦ ОАО «ММК». Труды 10 конгресса сталеплавильщиков, г.Нижний Тагил, 2010.

63. А.Е.Семин, В.Н.Супрун. Плавление лома и предъявляемые к нему требования // Рынок вторичных металлов №2/40, 2007.

64. Термохимия сталеплавильных процессов. Эллиот Д.Ф., Глейзер М., Рамакришна В. Металлургия, 1969, с.252.

65. Расчет мощности и параметров электропечей черной металлургии. Егоров A.B. Учебное пособие для вузов. М.: Металлургия, 1990. 280 с.

66. Кнюппель Г. Раскисление и вакуумная обработка стали. 4.1. Термодинамические и кинетические закономерности. Пер. с нем. М.: Металлургия, 1973. 312 с.

67. ГОСТ 2787-75 (Государственный стандарт СССР) «Металлы черные вторичные». Общие технические условия (взамен ГОСТ 2787-63).

68. Выплавка стали для автолиста. М.А.Поживанов, Е.Х.Шахпазов, А.Г.Свяжин. М.: Интерконтакт Наука, 2006, 166 с.

69. Подготовка металлических вторичных материалов (ресурсы, классификация, измельчение). Шуберт Г. Пер. с нем. М.'Металлургия, 1989.-360 с.

70. Выплавка стали в большегрузных электропечах. И.А.Лубенец, Д.Г.Жуков, М.А.Ярцев. Металлургия, 1966.-96 с.

71. Ю.А.Ивин, А.Б.Великий, Н.В.Саранчук. Особенности работы дуговых сталеплавильных печей с применением жидкого чугуна // Сталь №7, 2008. с.49-50.

72. В.С.Антонов, Ф.МЛетучий, П.Б.Белявский. Практика применения оксидоуглеродных брикетов при выплавке стали в электродуговых печах на ЗАО «ВМЗ «Красный Октябрь». Сборник трудов 8 конгресса сталеплавильщиков, с.270-273.

73. Г.А.Дорофеев, Е.Х.Шахпазов, С.З.Афонин. Синтиком — первородная шихта для электросталеплавильного производства // Электрометаллургия №7, 2008. с.28-33.

74. Влияние качества металлолома на технологию выплавки стали скрап-рудным мартеновским процессом. А.П.Варшавский, Э.С.Клюкин, М.Я.Меджибожский и др. Сталеплавильное производство, тематический отраслевой сборник под ред. Я.А.Шнеерова. 1974, №2. с. 144-148.

75. Теория кислородно-конвертерного процесса. Баптизманский В.И. М., Металлургия, 1975.376 с.

76. Эффективность применения кислорода для интенсификации мартеновского процесса. Я.А.Шнееров, А.В.Емельянов, В.Я.Ботвинский. Сталеплавильное производство, тематический отраслевой сборник под ред. Я.А.Шнеерова. 1974, №2. с. 139.

77. Теория продувки сталеплавильной ванны. Явойский В.И., Дорофеев Г.А., Повх И.Л. М., Металлургия, 1974. 496 с.

78. Внепечная обработка чугуна и стали. Кудрин В.А. М.: Металлургия. 1992. - 336 с.

79. Использование железа прямого восстановления при выплавке стали. В.И.Трахимович, А. Г. Шалимов. М.: Металлургия, 1982.-246 с.

80. Газы в окисных расплавах. Новохатский И.А. М. Металлургия, 1975. 216 с.

81. Некрасов В.М., Милович Р., Сулягин В.Р. Инжекционные технологии и возможности их внедрения в производство // Электрометаллургия № 6, 2002, с. 2-11.

82. Зинуров И.Ю., Галян В.С., Киселев А.Д. Повышение эффективности работы дуговых сталеплавильных печей // Электрометаллургия № 5-6, 1998, с. 9-14.

83. Адаме В., Аламеддин С., Боумэн Б. Суммарный расход энергии в дуговых сталеплавильных печах. (Перевод с англ. Лопухов Г.А.) // Электрометаллургия № 10, 2003, с. 11-13.

84. Смирнов А.Н. О современном состоянии мирового рынка стали // Электрометаллургия №9, 2008, с. 44-48.

85. В.М.Лаврищев, Л.А.Кондратов О производстве труб в 2007 // Сталь №6, 2008, с.5562.

86. А.Е.Семин, Н.А.Шевцов. Использование жидкого чугуна при производстве электростали. Электрометаллургия №1, 2009. с.2-7.

87. А.И.Катунин, Л.А.Годик, Н.С.Анашкин и др. Разработка технологии выплавки стали в электропечах с использованием жидкого чугуна // Сталь №5, 2000, с.33-35.

88. А.П.Фоменко, В.В.Эндерс, Д.С.Якшук и др. Исследование технологических процессов выплавки кордовой стали в сверхмощной дуговой печи // Сталь №6, 2000, с.35-37.

89. В.В.Эндерс, Д.С.Якшук, Е.И.Лейнвебер, Ю.В.Дьяченко. Влияние состава металлошихты на содержание азота в кордовой стали // Сталь, №5, 1998, с.29-31.

90. Différent carburizing agents in the EAF production of high-carbon steel grades/Stercken K., Bandusch L.//MPT Int. 1998. 21, №4. S.98-104.

91. И.А.Мокров, В.А.Григорян, А.Я.Стомахин. Влияние кислорода на поглощение азота железом при плазменной плавке // Известия вузов. Черная металлургия, 1975, №5, с.71-76.

92. А.Я.Стомахин. О взаимодействии металлического расплава с азотом в электрической дуге // Известия вузов. Черная металлургия, 1970, №4, с.87-90.

93. Производство стали. Том 1. Процессы выплавки, внепечной обработки и непрерывной разливки. Дюдкин Д.А., Кисиленко В.В. М.: «Теплотехник», 2008.-528 с.

94. А.Н.Макаров, А.Ю.Соколов, Ю.А.Луговой. Повышение КПД дуг путем устранения их электромагнитного выдувания в электросталеплавильных печах. Часть 1. Влияние электромагнитного выдувания и высоты шлака на КПД дуг в ДСП//Электрометаллургия №4, 2011, с.12-18.

95. В.А.Бигеев, А.В.Пантелеев, О.А.Николаев, А.Х.Валиахметов. Особенности плавки стали в 180-т ДСП с частичной заменой извести известняком // Электрометаллургия № 4, 2008, с. 19-22.

96. Г.А.Дорофеев, Е.Х.Шахпазов, С.З.Афонин и др. Синтиком первородная металлошихта для электросталеплавильного производства при выплавке качественной стали // Электрометаллургия №7, 2008, с.28-33.

97. А.Е.Семин, Н.А.Смирнов. От лома до качественной стали//Электрометаллургия №5, 2008, с.44-46.

98. А.Я.Стомахин, В.И.Галкин. Альтернативы металлолому есть. Выбор с помощью экономического расчета // Электрометаллургия №7, 2008, с.34-37.

99. Ю.А.Гудим, И.Ю.Зинуров, А.Д.Киселев. Существует ли реальная альтернатива лому в электросталеплавильном производстве // Электрометаллургия №5, 2008, с.27-30.

100. Ивлев С.А., Харитонова Н.С., Свяжин А.Г. Одновременная диффузия азота и кислорода в жидком железе //Известия вузов. Черная металлургия №1, 1986.

101. Киндоп В.Э., Шмелев Ю.Е., Свяжин А.Г. Сверхравновесное содержание азота в металле при поверхностном окислении углерода // Известия вузов. Черная металлургия №3, 1988.

102. Литвак В.А., Маркарян Р.Л., Иванов Э.А., Калмыков В.А., Явойский В.И. О газозащитных свойствах известково-глиноземистых сталеплавильных шлаков // Известия вузов. Черная металлургия №5, 1972.

103. Газатулин P.A., Дмитриенко В'.И. Деазотация шлаком коррозионно-стойкой стали // Известия вузов. Черная металлургия №12, 1996.

104. Дорошенко В.А., Никитин Ю.П., Чернышева H.A. О шлакообразовании в сталеплавильных процессах // Известия вузов. Черная металлургия №4, 1993.

105. Шакиров М.К., Айзатулов P.C., Александров А.И., Болотников В.В. Модель формирования ковшового шлака // Известия вузов. Черная металлургия №6, 1996.

106. Охотский В.Б. Вспенивание сталеплавильных шлаков//Известия вузов. Черная металлургия №6, 1998.

107. Паримончик И.Б., Яковлев Ю.Н., Казачков И.П. Инжектирование воздуха сталью при выпуске ее из печи // Известия вузов. Черная металлургия №4, 1971.

108. Свяжин А.Г., Сальников В.Д. Вторичное окисление при внепечной обработке низкоуглеродистой стали // Известия вузов. Черная металлургия №3, 1996.

109. ПЗ.Пичугин В.В., Шахпазов Е.Х., Свяжин А.Г. поглощение азота при выпуске низкоуглеродистого металла // Известия вузов. Черная металлургия №2, 1990.

110. Свяжин А.Г., Чурсин Г.М., Вишкарев А.Ф., Явойский В.И. Растворимость азота в расплавах железо-углерод // Известия вузов. Черная металлургия №5, 1969.

111. Морозов С.С., Кряковский Ю.В., Сафронов A.A., Станюкович В.Н., Чурсин Г.М. Поведение азота по ходу выплавки качественных сталей в различных сталеплавильных агрегатах // Известия вузов. Черная металлургия №5, 1987.

112. Шакиров М.К., Александров А.И., Болотников В.В., Селезнев Ю.А. Поведение водорода в процессе конвертерной плавки и внепечной обработки стали // Известия вузов. Черная металлургия №8, 1995.

113. Богатенков В.Ф., Курочкин К.Т., Умрихин П.В. Водородопроницаемость основных шлаков // Известия вузов. Черная металлургия №8, 1958.

114. Ершов Г.С., Умрихин П.В., Арзамасцев Е.И. Ассимиляция извести шлаковым расплавом // Известия вузов. Черная металлургия №1,1966.

115. Бакст В.Я., Меджибожский М.Я., Тарасюк Л.И., Глинков Г.М., Тулаинов Е.И. Условия плавления металлических тел в расплавах // Известия вузов. Черная металлургия №3, 1984.

116. Баптизманский В.И., Гольдфарб Э.М., Шерстов Б.И. Диффузное плавление стального тела в железоуглеродистом расплаве // Известия вузов. Черная металлургия №10, 1972.

117. Окороков Б.Н., Ронков J1.B., Коминов C.B., Зубаков И.В. К вопросу о плавлении лома в дуффузионном режиме // Известия вузов. Черная металлургия №1, 1988.

118. Ронков JI.B., Окороков Б.Н., Чикунов И.В., Коминов C.B., Тонеев В.Н. Исследование закономерностей процесса плавления лома в ванне кислородного конвертера// Известия вузов. Черная металлургия №7, 1985.

119. В.ПЛузгин, К.Л.Косырев, А.Е.Семин, Д.А.Досматов Энергетика сталеплавильных процессов // Электрометаллургия №1, 2010.

120. С.Г.Чикалов, В.И.Тазетдинов, А.Г.Ряполов, С.А.Ботников, С.В.Соломин Современный электросталеплавильный комплекс по производству качественной трубной непрерывнолитой заготовки // Электрометаллургия №2, 2010.

121. Г.А.Лопухов Анализ технико-экономических показателей работы традиционной дуговой печи и дуговой печи Consteel // Электрометаллургия №7, 2010.

122. Ю.А.Гудим, И.Ю.Зинуров Производство стали из твердой металлической шихты. Электрические или топливные плавильные агрегаты? // Электрометаллургия №11, 2010.

123. С.Адинольфи, М.Лестани, П.Дорофеев Высокоэффективная ДСП STG Group // Электрометаллургия №3, 2010.

124. В.А.Кудрин, В.А.Шишимиров, О.М.Сосонкин и др. О повышении эффективности производства стали в ДСП // Электрометаллургия №10, 2010.