автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Теоретические и технологические основы получения комплексных шлакообразующих и их использование в кислородно-конвертном производстве

ГГБ ОД

_ '<пг>С

На правах рукописи

Хдйдукок Владислав Павлович

Теоретические и технологические основы получения комплексных шлакообразующих и их использование в кислородно-конвертном производства

Специальность 05.16.02 — Металлургия черных металлов.

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степендоктора технических наук

Липецк -1996

V

у

Работа выполнена в Липецком Государственном Техническом Университете

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Петрушов С. К

доктор технических наук, профессор Валавин В. С.

доктор технических наук Марков Б. Л.

Ведущее предприятие: Центральный научно-исследовательский институт черной металлургии

Защита состоится 29 мая 1996 в_____часов на

заседании специализированного совета К 06Jf.J22.01 в Липецком Государственном Техническом Университете (398055 г. Липецк, ул. Московская, 30 ]

Автореферат разослан «29» апреля 1996 г.

Учений секретарь специализированного совета

доктор технических наук,

профессор

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ АКТУАЛЬНОСТЬ ПРОБЛЕМЫ. Успешное развитие отечественной черной металлургии, являющейся одной из самых энергоемких и ресурсопотреб-ляющих отраслей, в значительной мере определяет уровень развития экономики государства. В период развития и становления рыночных отношений для отрасли наиболее актуальны вопросы экономии материалов, снижения вредных выбросов и повышение качества металлопродукции.

Эффективным решением этих проблем может стать организация безотходной технологии металлургического производства за счет полной и комплексной утилизации отходов черной металлургии, снижения уровня вредных выбросов, что особенно актуально для наиболее ресурсоемкого сталеплавильного производства, организация технологии конвертирования низкомарганцовистого чугуна, производства и использования дешевых и легкоплавких синтетических флюсов.

Совершенствование кислородно-конвертерного передела неразрывно связано с оптимизацией шлакового режима плавки, что особенно важно на начальном этапе продувки. Настоящая работа посвящена актуальной научно-технической проблеме - экономии материалов в аглодоменном и сталеплавильном производствах за счет разработки рациональной технологии использования и производства комплексных флюсов на основе утилизации железосодержалщх и нерудных отходов металлургического цикла.

ЦЕЛЬ РАБОТЫ. Разработка теоретических и технологических основ производства ультраосновных комплексных шлакообразующих на основе использования технологических отходов, нетрадиционных способов их подготовки, выбор на их базе эффективного состава комплексного флюса для конвертерного передела, исследование и оптимизация технологических приемов выплавки стали, при переработке в конвертере чугунов различного состава, а также разработка варианта технологической схемы безотходного производства кислородно-конвертерного передела.

НАУЧНАЯ НОВИЗНА результатов работы состоит в следующем: впервые проведены комплексные исследования физико-химических свойств феррит-нокальциевых расплавов и структура их фазового состава с содержанием

- г -

0-15 % кремнезема и оксидов марганца; впервые с помощью композиционных квазиоптимальных планов построены псевдотройные диаграммы плавкости ферритнокальциевых систем СаО-РегОз-ЗСаО-РегОэ-ЗЮг у СаО-ГегОз-гСаО-ГегОз-МпО; на основании теории СНИР шлаковых систек разработана математическая модель расчета рационального химического состава ферритнокальциевого комплексного флюса для кислородно-конвертерного передела; предложены критериальные показатели для выборе рационального состава ферритнокальциевого расплава, обеспечивающего максимальную скорость растворения извести при температурах начального периода продувки чугуна в конвертере; сформулированы основные требования к железосодержащим компонентам шихты для получения комплексных шлакообразуюших на ферритнокальциевой основе; разработана технология получения комплексных флюсов на ферритнокальциевой основе способами вакуумной 'агломерации и спеканием под давлением; усовершенствована методика расчета газодинамического сопротивления неизо-■¡'•-рмического слоя сыпучего материала, путем учета свойств неаддитивности вязкости сложной газовой фазы и неизобаричности газового потока. Предложенный математический аппарат позволяет рассчитывать газодинамическое сопротивление агломерируемого слоя при любом составе и температуре просасываемого газа; разработаны и предложены унифицированные показатели серопоглощения, позволяющие оценить серопоглоти-тельную способность отдельных компонент ^г шихты с учетом поверхности исследуемых материалов и концентрации сернистых соединений в газовом потоке; на основании комплексного учета физико-химических, механических и теплотехнических свойств аглогаихты разработан и предложен алгоритм расчета степени грануляции, позволяющий выработать рекомендации для оптимизации режима работы цилиндрического барабана-окомко-вателя; на основе теоретического анализа движения сыпучего материала в цилиндрическом барабане-окомкователе сформулированы условия моделирования и разработана методика расчета оптимальных размеров и технологического режима его работы в широком диапазоне производитель-

ности для шихт с разнообразными физико-химическими свойствами; разработаны и освоены методики исследований с применением радиоактивных изотопов для определения механизма изменения структур зон сушки, переувлажнения агломерируемого слоя и механизма образования "запирающего" слоя на границе зон сушки и переувлажнения; роли крупности возврата в образовании жидкой фазы при спекании и формировании структуры опека; характера распределения соединений серы по высоте спекаемого слоя и количественной оценки процесса вторичного сульфа-тообразования; разработана и освоена в полупромышленном масштабе технология получения комплексного флюса с низким содержнием серы; разработаны и опробованы в условиях аглофабрик НЖК и ЧерМК технологические способы снижения содержания серы в комплексном флюсе; на основании теоретических разработок и анализа динамики шлакообразования разработана методика расчета загрузки в конвертер флюсующих материалов, обеспечивающих на начальном этапе продувки формирование активного шлака с заданной основностью и содержанием закиси железа; разработаны и внедрены в промышленном масштабе технология конвертерной плавки передельного чугуна с использованием ферритных комплексных флюсов и ресурсосберегающая технология конвертерной плавки маломарганцовистого чугуна с использованием углеродсодержащих комплексных флюсов.

ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ. Теоретические и экспериментальные исследования явились научным фундаментом новых технических решений, внедренных в проектные разработки и практику подготовки железосодержащих шихт к спеканию, ресурсосберегающих способов подготовки и использо-: вания трудноутилизируемых шламов сталеплавильного и прокатного переделов, освоению в промышленном масштабе технологии спекания ультраосновных шихт из отходов металлургического цикла для производства комплексных шлакообразующих, внедрению в производство ресурсосберегающих технологий выплавки стали из чугунов различного состава. Разработанные математические модели, методики., технологические ра?.рл

ботки используются и могут быть использованы ' проектными и научно-исследовательскими институтами и лабораториями металлургической промышленности при оптимизации технологии спекания тонкоизмельченных концентратов, подготовки и использования неутилизируемых отходов металлургического цикла, организации безотходной технологии кислородно- конвертерного производства.

РЕАЛИЗАЦИЯ РАБОТЫ В ПРОМЫШЛЕННОСТИ. Технология спекания комплексного флюса при использовании цинкосодержащих конвертерных шламов освоена на агломашинах (Б = 312 м2) аглофабрики НЛМК. Технология кислородно-конвертерной плавки передельного чугуна с ферритными комплексными флюсами освоена в ККЦ-1 Новолипецкого металлургического комбината. С 1992 года коллектив цеха освоил технологию конвертерной плавки маломарганцовистого чугуна с применением углеродсодержащего комплексного флюса.

Основные теоретические разработки по разделам газодинамики аг-лопроцесса и основы грануляции аглошихт и выработанные на их основе рекомендации использованы при освоении технологии спекания шихты с высоким содержанием тонкоизмельченных концентратов в 1970-72 гг. на аглофабрике Мариупольского металлургического комбината им.Ильича.

Технологические разработки по производству комплексных шлакооб-разующих материалов для кислородно-конвертерной плавки способом агломерации под давлением использованы институтами УКРГИПРОМЕЗ и Лен-ГИПРОМЕЗ для разработки ТЭО строительства отделений по производству комплексных флюсов на НЛМК и ЧерМК.

АПРОБАЦИЯ РАБОТЫ. Основные положения работы доложены и обсуждены на: научно-техническом семинаре по опыту применения радиоактивных индикаторов для исследования технологических процессов в ЧМ (Донецк. 1970); Всесоюзном семинаре "Радиоактивные изотопы и радиоактивные средства контроля и автоматизации производственных процессов в ЧМ" (Москва. 1971); Всесоюзном совещании по окомкованию железорудных материалов (Липецк. 1972); Всесоюзном научно-техническом семинаре "Ин-

тенсификация агломерационного процесса и улучшение качества агломерата при спекании тонкоизмельченных концентратов" (Липецк, 1975); VIII Всесоюзном научно-технической конференции "Пятилетке качества и эффективности - труд и поиск молодых металлургов" (Тула. 1978); V и VI Всесоюзных конференциях "Теория и практика кислородно-конвертерных процессов" (Днепропетровск. 1977. 1981): Всесоюзном научно-техническом совещании "Повышение эффективности и улучшение структуры сталеплавильного производства" (Липецк. 1978); Всесоюзном научно-техническом семинаре "Прогрессивные технологические процессы в производстве холоднокатанного листа" (Липецк. 1981); Всесоюзном научно-техническом семинаре "Состояние и перспективы производства извести для нужд черной металлургии" (Донецк. 1984); Всесоюзном научно-техническом совещании "Совершенствование производства металлургических флюсов из огнеупорного сырья" (Докучаевск, 1984); Всесоюзной научно-технической конференции "Теория и технология подготовки сырья к доменной плавке" (Днепропетровск. 1985); Всесоюзной научно-технической конференции "Проблемы повышения технологичёского уровня производства черных металлов и сплавов" (Донецк. 1987); Республиканской конференции "Повышение эффективности использования топливно-энергетических ресурсов в черной металлургии" (Днепропетровск. 1989); 5.Mezinarodni konference "Mimopecni zpracovani Oceli" (Ostrava. 1989); VII Всесоюзной конференции "Строение и свойства шлаковых расплавов" (Челябинск, 1990); The Sixth International Iron and Steel Consrress (Natroya. Japan. 1990); Ironmakine- Conference Proceedings (Washington. 1991); I конгресс конвертерщиков "Новые технологически и конструкторские разработки по повышению технологического уровня конвертерного производства" (Липецк. 1991); Всесоюзной научно-технической конференции "Создание и освоение экологически чистых ресурсосберегающих технологий в черной металлургии" (Донецк. 1991); Всесоюзном совещании "Моделирование Физико-химических систем и технологических процессов в металлургии" (Новокузнецк. 1991); 4th Interna-

tional Conference "Molten Slasrs and Fluxes" (Sendai. Japan. 1992); I и II конгрессе сталеплавильщиков (Москва. 1992. Липецк. 1993); First International Congress "Scince and Technolojy of Ironmakine'" (Sendai. Japan. 1994); Международной конференции "Черная металлургия России и стран СНГ в XXI веке" (Москпа. 1994); Т Г^ждународном симпозиуме "Комплексное использование руд" (Санкт-Петербург. 1994). научных семинарах Тудачермет, ДонНШЧермет. кафедры ДонГТУ (1981-1985) и школах передового опыта агломератчиков Украины и СССР.

ПУБЛИКАЦИИ. Материалы диссертации опубликованы в 117 научных работах и защищены изобретениями., Список основных научных публикаций приведен в автореферате.

ОБЪЕМ И СТРУКТУРА РАБОТЫ. Диссертация состоит из введения, б глав и заключения. Основное содержание работы изложено на 469 страницах машинописного текста, включая 67 рисунков, 116 таблиц, библиографического списка из 495 наименований и 6 приложений.

1. СОСТОЯНИЕ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ РОССИИ И СПОСОБЫ ПОВЫШЕНИЯ ЭИ-ЕКТИВНОСТИ КИСЛОРОДНО-КОНВЕРТЕРНОГО ПРОИЗВОДСТВА.

В мировой практике производства стали определяющая роль принадлежит кислородно-конвертерному процессу. Анализ работы отечественных конвертерных цехов позволил выделить в качестве приоритетных проблем создание и освоение энерго- и ресурсосберегающих технологий переработки чугунов различного состава и, в частности, передел маломарганцовистого чугуна. Ресурсосберегающая технология конвертерного передела маломарганцовистого чугуна позволяет исключить использование дефицитного марганецсодержащего сырья и обеспечивает экономию агломерационного топлива, кокса, флюсов с одновременным улучшением качества агломерата и чугуна.

Для производства синтетических шлакообразующих на данном этапе

развития наиболее перспективен способ агломерации, позволяющий окус-

ковывать широкую гамму очмых разнообразных отходов черной и цветной!

\

металлургии. Работами Баптшманского В.И., Бойченко Б.М., Борнацким

И.И., Бородулиным А.И., Дидковским В.К., Иоффе В.Е., Марининым A.B., Миллером В.Я., Раммом А.Н./ Распоповым И.К., Третьяковым Е.В., Утко-вым В.А., Юговым П.И., Якубцинером Н.М., Ярхо H.A. и др. заложены основы получения и использования при выплавке стали высокоосновных агломератов. Интенсифицирующее влияние легкоплавких высокоосновных агломератов подтверждено многочисленными лабораторными и промышленными опытами. Однако освоить производство ультраосновного агломерата (СаО > 35 %) так и не удалось. Негативные явления, возникающие при спекании ультраосновной шихты, на наш взгляд, могут быть устранены только при более тщательной разработке технологии спекания и подборе рационального состава железосодержащих компонентов шихты, обеспечивающих получение легкоплавкого синтетического флюса на ферритнокаль-циевой основе.

2. ИССЛЕДОВАНИЕ ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ФЕРРИТНОКАЛЬЦИЕВЫХ РАСПЛАВОВ.

2.1. Общая методика исследований. В разделе описаны методики, использованные для изучения физико-химических свойств ферритнокаль-циевых расплавов: температур плавления, вязкости, плотности, поверхностного натяжения, смачивания, процесса пропитки и растворения извести ферритнокальциевыми расплавами. Оценка фазового состава и структурных изменений ферритнокальциевых образцов с разным содержанием кремнезема и конвертерных шлаков производилась с использованием лазерного анализатора LMA-10, методами петрографического, рентге-ноструктурного, термографического анализов, электронной микроскопии и инфракрасной спектроскопии.

Ввиду чрезвычайно эффективного применения радиоактивных изотопов в металлургии при использовании их в качестве индикаторов с целью выяснения и совершенствования технологических процессов нами разработаны и применены следующие методы научного исследования: оценка процесса гомогенизации аглошихты и определение времени пребывания отдельных классов шихты в цилиндрических барабанах; оценку ро-

ли возврата при образовании первичной жидкой фазы при спекании и формировании структуры спека; оценку изменения структуры слоя в зонах сушки и интенсивного нагрева; оценку характера перераспредения сернистых соединений по высоте спекаемого слоя.

2.2. Исследование физико-химических свойств ферритнокальциевых расплавов с различным содержанием кремнезема и растворение извести в них. Физико-химические свойства ферритнокальциевых расплавов изучены недостаточно, а имеющиеся данные часто противоречивы. Практически отсутствуют сведения влияния кремнезема (0+15 на вязкость феррит-нокальцевых расплавов.

Зависимость вязкости ферритнокальциевых систем с разным содержанием кремнезема представлены на рис. 1. Анализ экспериментальных результатов показывает, что их вязкость в стличие от силикатных составов мало зависит от температуры и в интервале выше начала кристаллизации (1180-1320 °С) ферритнокальциевых расплавов с концентрацией 0-10 % БЮг изменяется в достаточно узких пределах 0,005-0,08 Па-с независимо от содержания оксида кальция и кремнезема. Такой уровень вязкости расплавов характеризует их чрезмерную жиконодвижность по сравнению с вязкостью железосиликатных агломерационных расплавов и нормальных конвертерных шлаков, значения которых обычно находятся в пределах 0,1-0,3 Па-с при температуре выше 1400 °С, а вязкость густых сталеплавильных шлаков может достигать 0,8-1,0 Па-с.

Методами электронной микроскопии, рентгеноструктурного и термографического анализов установлены основные закономерности взаимодействия кремнезема в инг'; овале от 0 до 10 % с ферритными расплавами. Расшифровка микрозлектронограмм показала, что ЭЮг кристаллизуется в матрице ферритов кальция в виде глобулярных включений размером 1500-3000 А°. При содержании ЗЮг=6 и более процентов появляются следы СаБЮз и выявляется эффект дестабилизации ферритов кальция с образованием свободных фаз КеО, Рео04.

С целью прогнозирования влияния кремнезема на физико-химические

.. НСО 4200 -(300 1400 1500

Т,°С

.1100 -1500 'ОС -НОС

т,°а

Рис. 1. Вязкость ферритнокальциевых расплавов. Цифры у кривых — содержание БЮг

свойства ферритнокальциевых расплавов результаты экспериментальных значений вязкости, плотности и поверхностного натяжения расплавов обработаны на ПЭВМ типа IBM 8086 для нахождения коэффициентов полиноминальных уравнений T)=f(S102), p=f(Si02) и 6=f(Si02): DtlCF = 0.272 + 0.16 Si02 - 0.09 Si022 - 0.009 Si023; T)t2CF = " 0.821 + 1.558 S102 - 0.361 Si022 - 0.020 Si023; H2tlCF = 4.444 - 1.512 S102 + 0.317 Si022 - 0.001 S1023; H2t2CF = 0.476 + 0.307 S102 - 0.093 Si022 - 0.007 Si023.

Для плотности и поверхностного натяжения расплавов при температуре 1400 °С получены следующие зависимости: PCF = 2.926 - 0.088S102 - 0.029 S1022 + 0.001 Si023; p2CF = 2.67 - 0.153 S102 + 0.022 S1022 - 0.001 S1023; 6CF =0.477 + 0.006 Si02 - 0.003 S1022 - 0.0001S1023; 62CF = 0.537 - 0.021 S102 + 0.003 S1022 - 0.0001 S1023.

где TiticF . Ti2tiCF - вязкость одно- и двухкальциевого феррита расплава при ti= 1300 °С и t2= 1400 °С; pcf. P2CF, 6cf 62cf - плотность и поверхностное натяжение ферритных расплавов при t=1400 °С.

Комплексное исследование взаимодействия ферритнокальциевых расплавов с Si02 в пределах 2-10 % показывает, что при концентрации кремнезема менее 6 % образование силикатов кальция не наблюдается. Следовательно, использованием в аглошихте материалов с содержанием Si02 не более 6 % при получении комплексных шлакообразующих на фер-ритнокальциевой основе позволит избежать образованием двухкальциевого силшсата, гетерогепизацию ферритнокальциевого расплава и торможения процесса ассимиляции флюсов при агломерации ультраосновных шихт и в процессе их использования в кислородно-конвертерном переделе.

С применением композиционных квазиоптимальных планов исследования провели измерения и построением диаграмм плавкости псевдотройных и псевдодвойных систем nCa0Fe203-S102, пСаОРегОз-МпОг, пСаО-Fe203-Al203, Ca0Fe203-2Ca0Fe203-Si02, Ca0Fe203-2CaDFe203-Mn02. Процесс графической интерпретации изотерм плавкости выполнен на ЭВМ

- и -

"Минск-38", по разработанной программе для трехкомпонентных диаграмм состав-свойства.

Анализ диаграмм плавкости показал, что с точки зрения получения наиболее легкоплавкого КФ- допустимая концентрация 3102 и МпОг соответствует 5-10 %.■ Исследования влияния М^О на температурный интервал размягчения и температуру плавления ферритнокальциевых смесей позволили определить его рациональное содержание в КФ (6-7 %) при спекании ультраосновных шихт.

2.3. Исследование смачиваемости, скорость каппилярной пропитки и процесса ассимиляции извести ферритнокальциевым расплавом, в работе исследованы основные закономерности процессов смачивания, пропитки и растворения извести расплавами ферритов кальция с содержанием 0-10 % кремнезема. Анализ полученных результатов позволяет сделать следующие выводы: наилучшим образом смачивает известь при температуре 1260-1280 °С ферритнокальциевые расплавы с 4-5 % БЮг; при повышении концентрации БЮг до 10 % в ферритнокальциевых расплавах на поверхности кусков извести, пропитанных этими расплавами, не образуется тугоплавкий слой гсаОЭЮг.

Экспериментальные измерения растворимости извести в шлаке с Са0/3102= 2.0-2.1 показывали, что при начальном росте отношения ГеО/БЮг за счет повышения закиси железа скорость растворения извести увеличивается по линейной зависимости. Но при дальнейшем увеличении РеО/БЮг более 0.3-0.4 интенсивность растворения извести снижается. Скорость растворения возрастает медленнее, чем увеличивается содержание закиси железа в шлаке.

Исследования растворимости извести показали, что для интенсификации процесса шлакообразования при переделе маломарганцовистого чугуна необходимо разработать комплекс мероприятий для получения первичной шлаковой фазы основностью 2.0-2.1 при отношении Ре0/ЗЮ2>0.3.

Разносторонний подход к исследованию физико-химических свойств ферритнокальцевых расплавов подтверждают априорный тезис о существо-

ваши реальных путей решения актуальных проблем получения ультраосновного продукта и возможности его использования в качестве эффективного интенсификатора агломерационного, доменного и сталеплавильных процессов.

Для определения рационального состава ферритнокальциевого шла-кообразующего материала, обеспечивающего заданную температуру его плавления, использовали основные положения системы неполяризованных ионных радиусов. С этой целью для 31 состава комплексного флюса, отражающих реально возможные комбинации содержания оксидов железа, кальция, магния, кремнезема и'скрытое влияние примесей на экспериментальную температуру плавления были вычислены модельные параметры для каждого состава и проведен статистический анализ для определения характера связи ТПл.= f(ûe, р и d). Расчет модельных параметров шлака и металла производится по программе "Metall", разработанной сотрудниками Днепропетровского ИЧМ, статистический анализ по программе "STAT".

Анализ уравнений парной корреляции между температурой комплексного флюса и d, р и Ле показал, что для определения температуры плавления достаточно учесть только параметры р и йе. С уменьшением р снижается температура плавления комплексного флюса в соответствии с уравнением парной регрессии

ТПл. = 5.75-102 + 8.19-Ю2 < р, г=0.72. Аналогичная зависимость наблюдается и от значения Де: ТПл.= 1.459-103 + 5.82 Де, г=0.73.

С использованием модельных параметров ферритнокальциевых систем разработан алгоритм расчета рационального состава комплексного флюса с заданным температурным интервалом плавления:

(S102), % = 0.397Де + 6.343р + 3.123, г = 0,88, (1)

(MgO), °L = -0.953Де - 5.77р + 4.856, г = 0.88, (2)

(Fe203), °L= 2.037Де + 21.346р + 47.56, г = 0.2, (3);

(СаО), % =-24.223Де - б0.86р - 1.416, г = 0.5. (4)

Расчеты по уравнениям (1-4) позволили определить рациональный

состав комплексных флюсов на ферритной основе с заданной температурой плавления и с повышенной концентрацией оксида кальция (> 30 7,), (%): 35-40 СаО; 3.9-4.9 М^О; 41.9*46.0 Ре203; 6.4-6.8 БШг-

Комплексное исследование физико-химических свойств ферритно-кальциевых составов, построение псевдотройных диаграмм ферритнокаль-циевых систем позволили разработать и предложить на уровне изобретений рациональные составы шихтовых материалов для производства комплексных флюсов разного назначения.

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ НА ПРОЦЕСС СПЕКАНИЯ КОМПЛЕКСНЫХ ФЛЮСОВ.

3.1. Выбор рационального состава железосодержащих компонентов шихты. На основании теоретических расчетов и результатов исследований установлено, что при спекании ультраосновной шихты высокая степень усвоения оксида кальция и предотвращения развития реакции образования з-2Са05Ю2 достигаются при использовании железосодержащих компонентов с отношением РеОбщ/3102>11 при содержании БЮг не более 4-5 X. С учетом экономического аспекта для производства КФ на фер-ритнокальциевой основе целесообразно использовать отходы металлургического производства: конвертерный шлам и мелкозернистую окалину.

Анализ минерального состава, термограмм и рентгенограмм шлама свидетельствует о том, что в процессе нагрева до 1000 °С Ре, Рез04 шлама окисляются до гематита с одновременным образованием однокальцие-вого феррита по реакции 2Са0РезО4+Ре20з=2(СаО-РезО4). Интенсивное образование СаОРегОз при нагреве конвертерного шлама сопровождается понижением температуры в спекаемом слое, улучшением физико-химических свойств первичного расплава и повышением механической прочности КФ.

Свежеобразованный гематит, в свою очередь, интенсифицирует процесс образования ферритов кальция в системе СаО-РегОз. Содержание гидрата оксида кальция, повышенная удельная поверхность (5,5-8,0 м2/г) исходного шлама повышают эффективность грануляции шихты, что

также спосоп.?: :;ует интенсификации процесса спекания ультраосновной шихты. Определенные физико-химические свойства указывают на высокую эффективность использования конвертерного шлама в шихте конвертерного флюса, а также на возможность решения проблемы утилизации цинко-содержащих шламов и организации безотходной технологии конвертерного производства.

3.2. Влияние режима вакуумной агломерации на технико-экономические параметры спекания ультраосновных шихт. В работе исследован процесс спекания шихт с использованием конвертерных шламов при изменении модуля основности от 5,8 до 14,3

С увеличением модуля основности флюса наблюдается рост расхода твердого топлива. Но повышение расхода не пропорционально увеличению затрат тепла на диссоциацию известняка. Это видно из результатов определения расхода топлива на единицу массы СаО флюса: СаО/БЮг I 5.8 7.5 9.2 12.0 13.4 14.3

Расход топлива, | 0.13 0.12 0.12 0.18 0.24 0.30 кг/кг-СаО |

Характер изменения удельного расхода твердого топлива указывает на различие в теплофизических свойствах спекаемых шихт, а следовательно - и в доле регенерированного тепла. Теоретические расчеты, результаты спеканий и изучение физико-химических свойств получаемого продукта показали, что модуль основности оптимального состава комплексного флюса должен быть в пределах 11,7-13,2.

Установлены следующие особенности спекания ультраосновных шихт: повышенная теплопотребность; высокая скорость перемещения тепловой волны по высоте слоя; высокая газопроницаемость слоя; малая чувствительность процесса к изменению расхода ( на 0,5 %) углерода твердого топлива; повышенная прочность комплексного флюса и незначительное влияние на нее скорости охлаждения и общей пористости; незначительное влияние возврата на показатели процесса спекания; возможность

спекания с повышенным разрежением под слоем шихты без ухудшения качества комплексного флюса; незначительное снижение удельной производительности установки с повышением высоты слоя с 200 до 550 мм; повышенная температура отходящих газов и необходимость организации двухслойной загрузки шихты.

3.3. Газодинамический режим процесса спекания. Усовершенствована методика расчета газодинамического сопротивления спекаемой шихты, путем учета свойств неаддитивности вязкости сложной газовой фазы и неизобаричности газового потока. Предложенный математический аппарат (5,6) позвляет оценивать газодинамическое сопротивление отдельных зон спекаемого слоя при jffioM составе газа и любом хараетере распределения температуры по высоте слоя при вакуумной агломерации и спеканием под давлением, h п

HoWo

AP=Ki-

То

п

Exiiiii ° i=l

Exjiiii f(h)1=1 dh

PoWo

<x+K2-

f (h)dh

(5)

hi

hi

mi= А + B-10

-4

f(hi)dhi + C-10-7

f Chi)2dhi ,

(6)

где К1,Кг коэффициенты газодинамического сопротивления, м-2 и м-1; МоДинамическая вязкость газовой фазы при нормальных условиях, кН/м-с; М0 - условная скорость фильтрации газа при нормальных условиях, м/с; роплотность газовой фазы при Т0=273 К, кг/м3; XI- мольные доли компонентов газовой смеси; 1ч - высота отдельных зон спекаемого слоя, м; а - коэффициент, учитывающий изменение скорости фильтрации газа при движении из одной зоны в другую и в случае спекания под давлением учитывает отношение Р^Ро; Рь Ро - давление воздуха под

Т

спекаемым слоем и при нормальных условиях, кН/м2; пи - числовой коэффициент для компонентов газовой смеси; Т=Г(111), Дг=Г(111), Рт=Г №1), А, В и С - постоянные коэффициенты.

Формулы (5,6) были использованы для определения потерь напора при движении газа через зоны спекаемого слоя при агломерации шихты с основностью 13,4. Все расчеты производили на ЭВМ М-222.

Газопроницаемость отдельных зон спекаемого слоя оценивали с помощью газодинамических коэффициентов К1, К2, которые определяли по известным формулам В.И.Коротича и В.П.Пузанова. Установлено, что наибольшие изменения в структуре слоя наблюдается в зонах интенсивного нагрева и сушки, так так газодинамические коэффициенты этих зон имеют более высокие значения (табл.1).

Таблица 1

Значение коэффициентов газодинамического сопротивления К1 и К2 комплексного флюса и агломерата

1 | Зоны 1 1 I Комплексный флюс 1 1 |Железорудный агломерат | I 1

Кг-Ю-5,м-2 1 1 Кг.м"1 1 1 |К1-10~5,м"2 | 1 | К2.М"1 |

1 |1. Исходная шихта 0,813 | 6,439 1 1 | 11,78 | 44,60 |

|2. Готового 0,084 | 1,067 1 1,647 | 28,85 |

| агломерата 1 1

|3. Плавления 2,254 | 9,198 1 2,21 | 46,80 |

|4. Интенсивного 1 1

| нагрева 4,425 117,330 1 2.94 | 64,60 |

!5. Сушки 4,068 . 116,619 1 4,30 | 67,40 |

|6 Переувлажнения 1 1,405 |11,159 1 1 1 8,35 | | | 75,50 | I

Комплексная оценка влияния структуры слоя, свойств газовой фазы и температуры на газодинамическое сопротивление спекаемого слоя приве-

дена в табл. 2.

Известно, что влияние скорости и вязкости газа на газодинамическое сопротивление слоя сказывается при изменении не только температуры, но и режима движения газового потока. В высокотемпературных зонах характер движения газового потока сдвигается в сторону ламинарного режима, что, безусловно, ухудшает процессы теплообмена между газом и шихтой. Полученные результаты указывают на существенное отличи е газодинамики процесса спекания шихты комплексного флюса от обычной шихты железорудного агломерата. Таблица 2

Расчетные газодинамические характеристики слоя в основной период спекания (ЛРЭк.= 10,5 кПа)

1 1 | Газодинами- Газодинами- 1 Удельное га-]

| Зоны ческие коэф- Высота слоя ческое со- зодинамичес-|

|спекания | фициенты противление кое сопротив|

1 1 ление, кПа/м|

1 1 1 1 1 1 1 1 (железо|

| м-2 I м-1 м % кПА | Го КФ |рудная|

1 1 1 1 1 I |шихта | 1 |

|Готового

| продукта 0.084 1.067 0 050 16.1 0.16 1.4 3.2 13.7|

|Плавления 2.254 0.193 0 058 18.7 4.23 38.2 72.9 52.2|

|Интенсивного

|нагрева 4.250 17.330 0 025 8.1 2.24 20.3 89.6 62.5|

|Сушки 4.068 16.619 0 014 4.5 0.54 4.9 33.6 21.7|

|Переувлаж-

|нения 1.405 11.159 0 163 52.6 3.89 35.2 23.9 35.7|

| 0 310 100 11.06 100 1

3.4. Исследование особенностей теплового режима процесса спекания комплексных флюсов. В работе рассмотрен процесс горения твердого топлива, определены основные особенности изменения состава отходящих газов по высоте слоя при спекании ультраосновных шихт и характер изменения СО:С02-

С повышением модуля основности шихты с 5,8 до 14,3 увеличивается содержание в отходящих газах СОг с 7,4 до 25 % (абс.) с одновременным повышением СО с 0,5 до 11,1 (абс.) и снижением содержания свободного кислорода. С целью определения отношения С0:С02 в первичных продуктах сгорания твердого топлива рассчитан теоретический состав продуктов сгорания по методике Шурхала В.А. и Сигова A.A. Рост СО:СОг с изменением модуля основности от 5,8 до 14,3 определяется следующими факторами: повышением температурного уровня процесса спекания; более высоким выходом СОг карбонатной при температурах выше 1173 °С; развитием эндотермической реакции С0г+С=2С0.

Несмотря на высокое содержание карбонатов в шихте с модулем основности 14,3 газовая фаза имела восстановительный характер. Восстановительный характер газовой фазы подтверждается результатами расчета ЛЕО. Положительное значение ДОЗ для этой шихты указывает, что часть кислорода поступила в газовую фазу в результате развития восстановительных процессов. Значительное содержание СО в газовой фазе, низкая концентрация Ог и повышенная температура в слое обеспечивают благоприятные условия для восстановления оксидов железа.

Эти положения подтверждаются петрографическим анализом. У образцов комплексного флюса с СаО/БЮг = 14,3 в фазовом составе присутствует металлическое железо и тройные ферриты кальция. Исследование фазового состава образцов показало, что образование тройного феррита кальция не зависит от модуля основности шихты, а определяется восстановительной способностью газовой фазы.

Исследованы основные закономерности изменения физических и теп-лофизических свойств окомкованной шихты и комплексного флюса в ин-

тервале изменения основности с 5,8 до 14,3. Установлено, что изменением модуля основности эти свойства характеризуются следующими особенностями: снижением истинной плотности и насыпной массы шихты и комплексного флюса; уменьшением среднегармонического диаметра гранул окомкованной шихты; уменьшением пористости спека и его объемной плотности; увеличением удельной теплоемкости шихты и практически постоянной теплоемкостью комплексного флюса; уменьшением кажущейся теплоемкостй исходной шихты и комплексного флюса.

На основании расчета зональных тепловых балансов установлено, что равномерное распределение тепла по высоте спекаемого слоя достигается при организации двухслойной загрузки шихты с распределением твердого топлива по слоям в соотношении 2:1, интенсивности зажигания 50-60 МДж/м2мин и удельном расходе тепла 75- -100 МДж/м2.

Общая теплопотребность увеличивается по мере возрастания модуля основности (с 199 до 577 МЦж/100 кг флюса), а доля регенерируемого тепла снижается и она на 10-25 % ниже, чем при спекании шихты офлюсованного железорудного агломерата основностью 1,0-1,5.

Экспериментально установлено, что оптимизация режима зажигания шихты при двухслойной загрузке с распределением твердого топлива по слоям 2:1 приводит к увеличению удельной производительности на 32 % и повышению прочности спею на 1,7 % (абс.).

3.5. Разработка методики оценки рационального зернового состава гранулированной шихты и режима работы барабанного гранулятора. С помощью радиоактивны*изотопов (Ре55-59) исследовано поведение шихты и изменение структуры в зонах спекаемого слоя. Установлено, что в зоне сушки происходит разрушение гранул шихты и частицы железорудного материала крупностью менее 0,05 мм переносятся газовым потоком в слой зоны переувлажнения на глубину до 70 мм с образованием "запирающего" слоя. Из общего газодинамического сопротивления зоны переувлажнения на "запирающий" слой приходится 62,2 а на долю изменения структуры слоя за счет образования переувлажненного слоя - 37,8 При

оценке степени разрушения окомкованной шихты в зонах сушки и интенсивного нагрева установлено, что наиболее интенсивно разрушаются гранулы крупнее 5 мм. При температуре 500 °С от общего количества целых гранул размером 5-10 мм осталось 67 °L. С повышением температуры газа до 800 °С количество разрушенных гранул класса 5-10 мм увеличилось до 50 Z. Решающим фактором повышения процесса спекания является не столько значение среднегармонического диаметра гранул и их механическая прочность, сколько их термоустойчивость в процессе агломерации. с целью оценки крупности возврата на процесс грануляции, его роли в образовании первичного расплава и формировании структуры спека разработана методика его активирования изотопом Са45. Установлено, что крупный возврат (> 5 мм) ухудшает процесс грануляции, снижает газопроницаемость слоя исходной шихты и в процессе спекания, способствует образованию в структуре спека ослабленных участков, по которым происходит разрушение спека.

Разработан алгоритм расчета оценки степени грануляции с учетом следующих допущений: верхний размер зерен окомкованной шихты определяется из условий прогрева до максимальных температур в спекаемом слое и пропитки ее первичной жидкой.фазой за заданное время; минимальный размер гранул определяется граничным размером, разделяющим исходный зерновой состав на комкующую и комкуемую части; оптимальная влажность гранулированной шихты обусловлена толт ко физико-механическими и поверхностными свойствами агрегируемого материала и не зависит от режимных параметров барабана-окомкователя; гранулометрический состав окомкованной шихты при оптимальной влажности определяется конструкцией и технологическим режимом барабана-окомкователя.

Расчет степени грануляции предлагается производить по следующему алгоритму: 3a2-t -

qcp.=1~д2е

fi(l-m)-

Ri ; Ri =

' 6-cos8r

• t ;

а!" В! В1

«1= - • 100, %; о^"13* = 100 ---100, %;

а1 100-с

«1

К = - -100, %.

«!так (7)

где |Х1= Г(В1,ш), т= - отношение водяных эквивалентов материала-

и газа; индексы 1=1,2 у коэффициентов (м относятся к материалу и газу; В1 - условный критерий БИО; X - теплопроводность материала; а -коэффициент теплоотдачи; б - поверхностное натяжение первичного рап-лава; 8 - угол смачивания жидкой фазой твердых частиц; Т1 - вязкость первичного расплава; 1?1 - радиус гранулы шихты; г - средний размер микрогранул;Оср. - средняя температура по массе гранулы; а! - содержание рационального класса крупности в шихте после грануляции и до нее, с*! и «1тах - степень грануляции по выходу 1 и максимально возможная степень грануляции по 1-классу; С - содержание зерен крупнее верхнего размера класса а! в исходной шихте.

Предложенный алгоритм (7) позволяет определить максимально возможную крупность гранул для шихт с различными теплофизическими и фи-зико-химическоми свойствами, комплексно оценить необходимую степень грануляции и с теоретических позиций присупить к решению задачи выбора оптимального размера и технологического режима барабана-окомко-вателя. Для моделирования процесса движения сыпучего материала в поперечном сечении использовали уравнения состояния сыпучей среды при установившемся плоском движении и анализом этих уравнений. Система уравнений состояния сыпучей среды при установившемся плоском движении записывается в следующем виде:

1 г ДХх дХу

х--[-+-

Р ^ ДХ пХ >

I

= V*- + Уу- ; |

ДХ ДУ ¡^

ДУХ дУу

Р ДХ дУ

ДУу ДУу

дх

+ V

у

дУ

(8)

(Xx-Yy)2 + 4Ху2 = sin2tp(Xx+Yy+2Kctgtp)2; ДУХ ДУу - + - = 0 ;

дх

ДУ

(9) (Ю)

1 г ДУу ДУх

2ХУ 2

ДХ ДУ

ДУ х

± - • tg ф

дх

Xx-Yy ДУХ

ДХ

ДУу ДУу

tg ip

ДХ ДУ

(И)

где X,У - соотвествующие проекции массовых сил, положительное направление которых совпадает с положительным направлением осей координат; р - насыпной вес материала; V - скорость движения массы сыпучего материала; ф - угол внутреннего трения материала; К - предельное напряжение сцепления.

Если дополнить систему уравнений состояния сыпучей среды краевыми условиями:

1 Sin X \

Угр = Rw; Ргр = - Rpg

2

1 +

(12)

Л /

то после преобразования их к безразмерному виду с помощью теории размерностей в качестве определяющих критериев получим следующие зависимости:

- 23

!?<«> • 1 / б1П X

Угр -- ; Ргр = — 1 +

2

; К = - ; ф-1, (13)

РЕЙ

X

где 1? - радиус барабана;ш - угловая скорость вращения, рад/сек; Ргрсреднее давление на границе материала и поверхности барабана, кг/м2; Угр- граничная скорость вращения, м/сек;А - угол сегмента, заполненного материалом, град. Из равенства этих критериев вытекает, что для моделирования процесса движения материала в поперечном сечении барабана необходимо выдержать следующие условия: углы внутреннего трения материала должны быть равны; углы трения материала о стенки модели и натуры должны быть равны; число оборотов моделируемого барабана и число оборотов модели должно быть равно

Пм = ПцХн/ Км'.

предельное напряжение сцепления модели и сыпучего материала должно быть равно Км = Кн1?нРн/РмРм, (18); степень заполнения модели и натуры должна быть одинаковой ЕН=ЕМ (19).При выполнении этих условий поля скоростей в слое сыпучего материала в модели и в натуре подобны.

В качестве основного критерия величина удельной нагрузки барабана на единицу пути окомкования:

Руд = = О/Ищ, где 0 - производительность 'окомкования; •

кг/мин; т - время пребывания шихты в окомкователе, мин; Б - длина пути окомкования, м ; V/ - скорость движения потока шихты, м/мин.

При сохранении одинакового распределения профиля материала по длине модели и промышленного агрегата удельная нагрузка опрделяется ИЗ соотношения Руд.м.= Руд.н.Он"Пн/Ом-ПМ.

С учетом известного значения оптимальной удельной нагрузки модели окомкователя, отвечающей максимальной степени грануляции шихты (7) составим равенство: Руд. н. • Он• пн/0м• пм=0м• ^м/^,

Время пребывания шихты (х) в цилиндрических барабанах, путь

окомкования (Б) и толщина слоя материала (Ю на загрузочном участке агрегата определяли по формуле Бутивченко В.Н. и Коротича В.И.: г = А(1/Б)а бв-<=1бг(1/п) . 0/П)

5 = В(1Л))а бе_£г1бГ(1/0) • Б, (15)

Ь = Ю.04 + С(1/0)1б;!"к1е'С1/О)] • Б, где А, В, С, а, в, с, с!, е, 1, з, к - эмпирические коэффициенты, зависящие от угла наклона барабана, б = рм-гШ2/С1 - критериальный комплекс.

Если через г, обозначить допустимые колебания удельной нагрузки на единицу пути окомкования, то уравнение (14) запишется в следующем виде:

Он'Пн Ом-тм

Руд.н.---< (16)

Ом'Пм Бм

Проверку адекватности уравнений (15) производили на основании экспериментальных измерений времени пребывания шихты в цилиндрических барабанах аглофабрики завода им. Ильича и Коммунарского метваво-да с помощью радиоактивных изотопов. Средние отклонения от экспериментальных замеров составляют 3.0-9.9 %. Следовательно, формулы (15) дают достаточно надежные результаты и могут с успехом применяться в практических расчетах для характеристики движения различных материалов в разных (по длине и диаметру) барабанах, установленных под тем или иным углом наклона к горизонту и вращающихся с разной скоростью.

Комплекс проведенных исследований работы барабанов-окомковате-лей НЛМК, завода им. Ильича (12,5x3,2 м) на шихте с разными физико-химическими свойствами и в барабане-окомкователе (7,0x2,8 м) Коммунарского метзавода, а так же на лабораторной установке (1,9x0,5 м), анализ изменения показателя 0(5-1 свидетельсвует, что удельная нагрузка на единицу пути окомкования имеет определенный оптимум при данной скорости вращения. Отклонение этого показателя от оптимального значения приводит к ухудшению выхода рационального класса окомко-

ванной шихты и ухудшению газопроницаемости спекаемого слоя. Оптимальная производительность барабана (12,5x3,2м) при а = 2° составляет 400-450 т/ч, при этом скорость движения шихты составляет 0,48-0,55 м/с, удельная нагрузка 227-263 кг/м, экспериментально определенная степень заполнения на загрузочном конце барабана - 15 % при центральном угле обхвата А, равном 106°48'. Кроме того установлено, что увеличение скорости вращения барабана до критической приводит к повышению степени окомкования.

3.6. Технологические особенности поведения серы при агломерации ультраосновных шихт и разработка мероприятий по ее снижению в КФ. Увеличение основности КФ с 5.8 до 14.3 приводит к росту степени удаления серы (tis) при вакуумной агломерации от 22 до 54.1 7» и при спекании под давлением от 25.6 до 46.1 %. Минимальная Tis в интервале В=5.5*7.5 определяется значительным образованием легкоплавкой жидкой фазы при вводе в шламовую основу шихты первой порции флюса. Основное влияние на содержание серы в КФ оказывает характер соединения серы в исходной шихте и температурный уровень процесса спекания. Содержание сульфатной серы в конвертерном шламе составляет 97.5-99.7 Z. Балансовые расчеты показали, что при росте общего содержания серы в ших,-те с повышением основности снижается доля сульфатной серы, вносимой шламом с 89 до 22 %, повышается поступление серы с твердым топливом с 10.2 до 68.3 % и известняком с 6.2 до 17.3 %. Снижение доли сульфатной серы в шихте - основная причина повышения Tis при росте основности КФ. При росте основности КФ на процесс ns оказывает влияние группа взаимополярных факторов. Способствующие уменьшение содержания CaS04 в исходной шихте, повышение скорости фильтрации газа, рост окислительной способности газовой фазы, снижение крупности гранул шихты, к второй группе; повышение содержания СаО в шихте, рост концентрации S в шихте.

Оценка влияния технологических факторов на iis при агломерации -шихты с оптимальной В-12.0 показала, что в исследуемом диапазоне ис-

•ходных параметров п3' повывшает^ся только до 36-37 а затем снижается. Попытки снизить содержание серы КФ за счет варьирования технологическими параметрами не привели к ожидаемому результату.

Для установления математической зависимости содеражния серы в КФ осуществи парный и множественный корреляционный анализ массива опытных спеканий (94 опыта) способом агломерации под давлением. Расчеты выполняли на ЭВМ ЕС-1022 по стандартной программе МиЬТР. Получены два равноценных уравнения множественной регрессии: 2кф=0. 265-0.0033В+0.023"Сш"~0.098Рвозвр.. 11=0.730; Бкф=0.441-0.0054В+0.0091Ге0-0.012РВОЗвр.. Л=0.684.

Для оценки серопоглощающей способности составляющих компонентов шихты [МеО, СаО, РегОз, (СаО+РегОз), (2Са0+Рег0з), (Са0+2Рег0з)] разработана методика эксперимента и предложен унифицированный показатель серопоглощения, позволяющий определить серопоглощающую способность компонентов шихты с учетом их поверхности и концентрации сернистых соединений в газовом потоке: Мз=Уз-азо2/1-2-5м-К-г, где коэффициент удельного серопоглощения (моль/м4-с); а - доля БОг, поглощаемая из газового потока, доли единицы; Уэ - коэффициент интенсивности серосодержащего потока (моль/м2-с); Б - площадь поперечного сечения образца материала, м2; X - время опыта, с; К - число слоев частиц в массе исследуемого материала; 1.2 - коэффициент, учитывающий плотность упаковки в слое материала( для формы шара).

Наиболее низкой Ыэ обладают М^О, РегОз и плавленные ферриты кальция. Комплекс экспериментальных исследований с применением шихты, активированной изотопом РеБ35, : позволили определить механизм поглощения серы из газовой фазы и оценить влияние зоны переувлажнения на уровень содержания 3 в КФ. Экспериментально показано, что газовые соединения серы реагируют с поверхностной влагой гранулированной шихты по реакции НгО+БОг- НгБОз. Под действием термоградиента НгБОз пропитывает гранулы шихты, зародышем которых является, в основном зерно известняка реагирует с ним по реакции СаС0з+Н250з=Са-

БОз-НгО+СОг. Сульфит кальция при 150 °С легко теря^ет гидратную влагу, а при более высокой температуре окисляется до CaS04. Присутствие серы в зоне переувлажнения в количестве 17-36 % от начальной удельной радиоактивности указывает на ее перенос газовой фазой с образованием прочного соединения CaS04. Результаты исследований показали, что вывод из шихты компонентов, которые содержат сульфаты кальция, способствует увеличению степени десульфурации даже при более высоком содержании серы в шихте. При частичной замене шлака на замасленную окалину удалось повысить tis до 93 % за счет: снижения доли CaS04, снижению серопоглощающей способности зоны переувлажнения. Положительное влияние замасленной окалины на процесс десульфурации подтверждено при получении промышленной партии КФ для 10-т конвертера. Разработанные мероприятия позволили организовать производство малосернистого КФ с содержанием серы менее 0.026 %.

4. ОСВОЕНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА КОМПЛЕКСНЫХ ¡ШКООБРАЗУЩИХ МАТЕРИАЛОВ В ПРОМЫШЛЕННОМ МАСШТАБЕ.

4.1. Адаптация технологических основ спекания комплексного флюса к условиям работы агломашин.Разработана и опробована в промышленных условиях технология подготовки конвертерных шламов без использования способов термической сушки,позволяющая упростить технологическую схему цепи аппаратов, снизить себестоимость оборотного продукта, уменьшить вредные выбросы в окружающую среду и получать транспортабельную шламоизвестковую смесь с влажностью не более 10-12 %.

В основу способа подготовки переувлажненного шлама заложена концепция снижения влажности железосодержащего материала за счет механического смешивания с материалом, обладающим коэффициентом комку-емости Витюгина К<0.4 и влажностью не более 5 Z. Разработан и внедрен технологический режим работы агломашин НЛМК, позволяющий до ми-

i

нимума сократить (20-30 мин) период перевода их на производство КФ. Для условий НЛМК и ЧерМК разработаны мероприятия по снижению содер-

, - 28 -

жания серы в КФ. В результате разработанных мероприятий впервые в отечественной и зарубежной практике освоена в промышленных условиях технология спекания малосернистого КФ с содержанием CaO+MgO?45 % способом вакуумной агломерации.

4.2. Металлургические свойства промышленных партий КФ. КФ в основном состоит из ферритных и силикатных фаз (табл. 3). При содержании железа в комплексном флюсе более 30 % значительное количество в фазовом составе занимает магнетит, который образует с ферритами тесно проросшие кристаллы. Таблица 3 Фазовый состав и основные физические свойства комплексного флюса

1 1 | Содержание фаз, 1 Приме- |

| Состав 1 чание |

|0пыт N1 1 Опыт N2 Опыт N3 Опыт N4

|Ферриты кальция 1 | 66.5 90.0 80.5 47.0 Преобладает |

|Силикаты кальция | 8.0 5.0 10.0 8.5 двухкальцие-|

|Магнезиовюстит | - 4.5 6.5 вый феррит. |

|Магнетит | 24.0 - - 36.5 Во всех [

|Шпинель | 1.0 - - партиях |

|Неусвоенная 1 преобладает |

|известь | 1.5 4.0 5.0 1.5 трехкальцие-|

|Температура 1 вый силикат |

|плавления, °С | 1332 1270 1330 1335

|Истинная 1

|плотность, кг | 3.180 3.300 3.560 3.920

|Кажущаяся плот- 1

|ность, кг/м3 | 2.640 2.600 2.410 2.470

|Пористость, % 1 | 30.7 | 21.2 32.9 36.99 1

КФ сохраняет свою прочность при длительном пребывании на открытых складах. При хранении на складе в течение трех месяцев гранулометрический состав КФ практически не изменился и содержание мелочи менее 5.0 мм увеличилось лишь на 2.7 %. При выдержке КФ в течение 12 суток количество влаги повысилось на 2 Даже длительная выдержка образцов КФ (10 суток) в воде не приводит к разрушению материала за счет гидратации неусвоенной извести. Гранулометрический состав комплексного флюса после испытаний на прочность отвечает всем необходимым требованиям, предъявляемым к ним кислородно-конвертерным процессом. Наибольший выход кусков приходится на класс 5-40 мм.

Расчеты показали, что тонна КФ по охлаждающему эффекту эквивалентна 1,2-1,3 т извести при содержании Ре0бщ. равном 22-27 Комплексность химического состава флюса предопределяет выполнение следующих основных функций: обеспечение раннего шлакообразования с получением заданной основности конвертерного шлака уже в первые минуты продувки; достижение высокой рафинирующей способности конвертерного шлака с начала продувки; снижение выноса пыли и частиц металла, уменьшение теплопотерь ванны излучением; регулирование окисленности шлака и металла, особенно в конце продувки.

Комплексный флюс характеризуется следующими достоинствами: комплексность химического состава флюса, позволяющая не только обеспечить заданную основность первичного шлака, но и способствовать интенсивному растворению извести, повышению стойкости футеровки и снижению расхода кислорода на плавку; высокая механическая прочность и устойчивость при длительном хранении; низкая температура плавления; более высокий насыпной вес и истинная плотность.

4.3. К вопросу организации безотходной технологии конвертерного передела. Разработана схема безотходной технологии кислородно-конвертерного цеха. Осуществление предложенной схемы при строительстве новых цехов позволит организовать эффективную защиту воздушного бассейна и экономию материальных ресурсов, снизить эксплуатационные

затраты при обезвоживании шлама, решить проблему утилизации цинкосо-держащих железорудный материалов, преодолеть неизбежные трудности с переводом агломашин на производство КФ, сократить грузопоток материальных ресурсов, а также организовать рациональное управление движением отходов металлургического производства.

Для спекания КФ совместно с ЦНИИЧерМет и НПО "ТулаЧерМет" разработан и освоен в полупромышленном масштабе способ агломерации под давлением на карусельной агломашине АМД НПО ТулаЧерМет", а также разработана технология газовой агломерации ультраосновной шихты. Преимущество АМД заключается в ее компактности, малой металлоемкости и высокой производительности (табл. 4).

Таблица 4

Технико-экономичекие показатели производства КФ

1 1 N Параметры 1 | Вакуумная 1 Агломерация |

| п/п |агломерация 1 под давлением!

1 1 Разрежение (кПа) или 1 1

давление (кПа) | 10.0 294.3 |

1 2 Удельная производи- 1

тельность, т/(м2ч) | 2.1-2.25 10.0-10.8 |

1 з Вертикальная скорость 1

спекания, мм/мин | 45-50 240-250 |

1 4 Высота слоя, м | 300-350 800-1000 |

1 5 Содержание возврата в шихте, % | 20-25 25-27 |

1 6 | Выход годного, % I 75-80 г 73-76 | I

При положительном решении проблемы утилизации конвертерных газов предусмотрен перевод АМД на способ газовой агломерации, что позволит не только более полно решить проблему охраны атмосферы от выбросов, повысить эффективность конвертерного способа выплавки ста-

ли, но и вывести частично или полностью твердое топливо из ультраосновной шихты.

5. ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ШЛАКООБРАЗОВАНИЯ ПРИ ИСПОЛЬЗОВАНИИ СИНТЕТИЧЕСКИХ КОМПЛЕКСНЫХ ФЛЮСОВ.

5.1.Методика проведения лабораторных и промышленных плавок. Исследование влияния КФ на режим продувки передельного и маломарганцовистого чугунов проводили в 50, 80 кг лабораторных конвертерах и 10-, 160-, 300- и 350-т конвертерах. На плавках использовали фурмы различной конструкции, по ходу плавки отбирали пр.:бы металла и шлака на химанализ и для рентгеноструктурного исследования. , Оценку результатов промышленных плавок производили на основании формирования выборок и последующего анализа с помощью теории статистических решений.

5.2. Исследование динамики изменения состава шлака и металла по ходу продувки при конвертировании чугунов различного состава. Исследовано влияние КФ, режима продувки и способа завалки шлакообразующих на технико-экономические показатели конвертерной главки при переделе чугунов различного состава.

Лучшие результаты достигнуты при расходе 1.9-2.0 т КФ на плавку, его подачи в конвертер сразу после зажигания и рассредоточенной завалке извести с применением режима жесткой продувки. Работа 160-т конвертера с применением КФ характеризовалась спокойным режимом плавки, отсутствием выбросов шлакометаллической эмульсии, сокращением времени продувки с 18.4 до 18.2 мин, снижением содержания фосфора на повалке с 0.018 до 0.009 Z, уменьшением расхода извести на 20-25 %, полного вывода из шихты плавикового шпата, снижением расхода кислорода на 3-5 м3/т стали.

Динамику процесса шлакообразования в промышленных условиях исследовали на серии плавок с повалками в 160-т и 300-т конвертерах НЛМК. Исследованию подвергались шлаки 3-х режимов работы конвертера

на маломарганцовистом чугуне при постоянном содержании лома (27 в металлозавалке: шлаки NN 1,2 - в качестве шлакообразующего использовали только известь, NN 3,4 - СаРг (0,3 т) и известь, NN 5,6 - УКФ (1,0 т) и известь. Базовые плавки проводили по действующей в цехе инструкции ТИ-1бОст-КК1-46-87. Плавки с УКФ отличались от базовых жестким режимом продувки с одноступенчатым ' положением фурмы над уровнем металла.

В табл.5 приведены химический состав шлака; результаты определения количества активной, то-есть растворенной в шлаке извести и модифицированная основность шлака СаОр/ЗЮ^. Количество ассимилированного шлаком оксида кальция (СаОр) рассчитывали с учетом определения количества нерастворенной в шлаках извести по формуле: СаОр = СаОх.а. - СаОн, где СаОх.а. ~ содержание оксида кальция по данным химического анализа, %, СаОн - неусвоенная известь по результатам измерения, %.

Таблица 5

Химический состав шлака 160-т конвертера на повалке.

1 |Номера шлака |и время отбора проб, мин 1 Содержание,% I 1Са0х.а I СаОр | 1 СаОр |

| РеО I | СаО 1 К^О 1 1 |гю2| 1 | МпО 1 3102 1 1 БЮг I СаОх.а. 1

I 1-7.0 1 9,4 1 |22,6 1,8 1 1 121,5| 6,0 1 1,05 1 0,64| 0,61 |

| 2 - 17.5 118,4 150,3 2,0 |16,9| 3,4 | 2,98 2,65| 0,89 |

| 3 - 7.0 120,5 |30,2 1,7 |21,6| 5,7 1 1,4 0,94| 0,67 |

| 4 - 18.2 |19,7 153,5 1,8 117,8| 2,9 1 3,0 2,77| 0,92 |

| 5-7.0 115,5 142,3 1,6 120,8| 7,0 | 2,03 1,79| 0,88 |

| 6 - 16.4 I 114,8 1 |52,5 1 1,7 119,11 I 1 3,1 1 2,75 1 2,75| | 1.0 1 1

Исследование динамики изменения химического и минерального состава шлака на плавках низкомарганцовистого чугуна с применением КФ

позволило выделить следующие характерные этапы формирования шлаковой фазы: образование легкоплавкой ферритнокальциевой среды на первых минутах продувки; процесс накопления шлаковой фазы ферритнокальцие-вым расплавом идет, главным образом, за счет ассимиляции оксида кальция и продуктов окисления кремния; наличие ферритнокальциевых расплавов на начальном этапе продувки позволяют избежать образования малоактивной монтичеллитовой структуры; основность первичного шлакового расплава за 2-3 минуты продувки понижается с 6-10 единиц до 1,6-2,0; шлаки первого периода продувки (до 20 % времени) имеют али-то-ларнитовую структуру, которая соответствует конечным шлакам базовых плавок.

Анализ промышленных плавок, изменение фазового и химического

ч

состава шлака по ходу продувки и механизма влияния флюсующих добавок на формирование шлака позволил предложить видоизмененную классификацию процессов шлакообразования, в конвертерном переделе: 1 - известковый; 2 - кальциевофтористый; 3 - ферритнокальциевый. Предложенная классификация более полно отражает характер протекающих процессов при формировании шлака, позволяет сделать выбор дополнительных интенсификаторов с рациональными физико-химическим свойствами и разработать алгоритм расчета количества извести и УКФ в завалку для получения заданной основности шлака после полного окисления кремния чугуна. Алгоритм расчета составлен с учетом следующих допущений: заданная основность первичного шлака (В=2,0) достигает своего значения после полного окисления кремния чугуна; кремний лома не оказывает влияния на процесс формирования шлака на начальном этапе продувки; количество кремнезема и закиси железа, вносимых шихтовыми материалами и миксерным шлаком, определяли из расчета ЕМ(3102)=«1-М(чуг) и ЕМ(Ре0)=й2-М(чуг); содержание Ре0бщ. УКФ пересчитано на содержание закиси железа.

Расчет количества извести (РИзв.) и УКФ (Рук®), обеспечивающих основность первичного шлака 2,0 и отношение РеО/БЮг =0,3, произво-

дшш по следующим уравнениям:

Ри(аиСао - B-aHsi02) + Рук®(аУКФсаО - B-ayK®si02)

В = -, (18)

2,14-Мцуг.-asi + EMsí02 FeO 1,29 (PH-ahfs + PyK(D-ayK®Fe) + £MFeO -. = -.- . (ig)

SIO2 2,14-M4yr.-asi + Ddsi02

где В - заданная основность первичного шлака Ca0/S102 =2,0;

FeO

-- заданное для первичного шлака отношение Fe0/S102=0,3;

S1O2

аисаО. aHsi02. аУКФсао, ayK®sio2 - содержание соответствующих оксидов в извести и УКФ, доли единицы; asi - содержание кремния в чугуне, доли единицы; а± и с(2 - коээфициенты, учитываюбщие поступление S102 и FeO с шихтовыми материалами в зависимости от массы чугуна в конвертере.

Решением системы двух уравнений находим расход Ризв. и Рукф на плавку при разном содержании общего железа и оксида кальция в КФ.

Комплексные шлакообразующие материалы на ферритной основе при конвертировании передельного и маломарганцовистого чугуна обеспечивают наведение активного калыщевожелезистого шлака, более полное усвоение извести и ускорение процессов рафинирования металла, т.е. способствуют формированию рационального режима динамики шлакообразования в течение всего периода плавки.

6. ПРОМЫШЛЕННОЕ ОСВОЕНИЕ ТЕХНОЛОГИИ КИСЛОРОДНО-КОНВЕРТЕРНОЙ ПЛАВКИ С ПРИМЕНЕНИЕМ КОМПЛЕКСНЫХ ФЛЮСОВ ПРИ КОНВЕРТИРОВАНИИ ЧУГУНОВ РАЗЛИЧНОГО СОСТАВА.

6.1. Влияние комплексных шлакообразующих на технико-экономические показатели конвертерной плавки при переделе чугуна текущего производства. Обобщенный анализ многочисленных серий плавок чугуна (в 160-, 300-т конвертерах) с содержанием 0.5-1.0 Мп при использовании

КФ позволяет сделать следующие выводы: рациональный тепловой режим плавки обеспечивается присадкой КФ в количестве 1.7-2.0 т на плавку в сочетании с жестким режимом продувки; сбрдзомнию активного извест-ковожелезистого шлака, мягкому и спокойному ходу процесса и технологичности конвертерного передела; при удельном расходе КФ 11-14 кг/т стали снижается расход извести на 15-20 достигается экономия чугуна и металлошихты, кислорода и флюсующих материалов, повышается выход годного и улучшаются процессы рафинирования металла; внедрение разрабатываемого способа кислородно-конвертерного передела - реальный путь к созданию энерго- и ресурсосберегающих технологий и повышению качества металла.

6.2. Освоение технологии конвертеривания маломарганцовистых чугунов. Использование углеродсодержзщего комплексного флюса (УКФ) при конвертировании маломарганцовистого чугуна преназначилось для снижения разности между приходными и расходными статьями теплового баланса начального периода плавки. Как показали расчеты, УКФ с содержанием 5.26 °L Сост. по своему охлаждаемому эффекту соответствует охлаждающему эффекту извести с 5 % п.п.п.

Анплиз изменения состава шлака по ходу продувки при применении УКФ показал, что повышение Сост. в УКФ с 1 до 5 % не сказывается на окисленности шлака, процесс формирования которого протекает по фер-ритнокальциевой схеме.

Повышение по ходу плавки Ls с 4.0 до 4.96 а плавках с УКФ с 5 % Сост. и ns с 25 до 42.5 % подтверждают интенсифицирующую роль УКФ на процесс формирования шлака начального периода продувки.

На основании экспериментального материала и расчета теплового баланса выявлен механизм горения Сост. УКФ в шлаковой фазе. Окисление Сост. определяется совокупностью его свойств: гидрофобностью, низкой плотностью и незначительной вязкостью ферритнокальциевых расплавов, что и определяет способность к всплытию частиц С0ст. и его горение на поверхности расплава за счет прямого взаимодействия с

кислородом дутья.

С учетом уравнений теплового баланса, оценки количества тепла от окисления примесей чугуна и С0ст. УКФ за три минуты продувки и температуры шлака определена доля углерода УКФ, сгорающего до СО и СОг- Коэффициент «1, отражающий степень окисления СОСт. до СО л'.=0.15.

При совершенствовании алгоритма расчета общего охлаждающего эффекта КФ и флюсующих материалов разработана методика, позволяющая оценить степень участия СОг карбонатной и гидрокарбонатной составляющей охладителя с углеродом чугуна на начальном этапе продувки.

При подаче извести под чугун экспериментально подтвержденный механизм эндотермической реакции С0гнед.+[С]=2С0 ухудшаются условия зажигания ванны, приводит к снижению температуры. Экспериментальные результаты позволяют сделать вывод о целесообразности загрузки части извести под чугун. При строительстве новых цехов следует предусмотреть повышение мощности тракта сыпучих материалов с целью обеспечения подачи в конвертер всей массы шлакообразующих по ходу плавки.

Промышленные плавки передела низкомарганцовистого чугуна с УКФ осуществили в 160- и 350-т конвертерах НЛМК и ЧерМК. Усредненные технологические показатели работы 160-т конвертера с использованием УКФ и без него представлены в табл. 6.

Ускоренное наведение шлака с УКФ обеспечивало спокойный режим продувки и заметно снижало количество выносов и выбросов шлакометал-лической эмульсии. Применение УКФ при переделе низкомарганцовистого чугуна позволило достичь следующих результатов: снизить удельный расход чугуна на 18.1 кг/т стали и 8.1 кг/т стали извести; снизить скорость перехода М^О футеровки в шлак с 13.7 кг/мин до 7 кг/мин; повысить среднюю стойкость фурмы с 16 до 19 плавок, снизить угар марганца и повысить уровень остаточного содержания марганца на 16.3 7о, в три раза повысить количество плавок с предельно низким содержанием (<0.005 %) фосфора.

Результаты Таблица 6

Технологические показатели конвертерных плавок при переделе низкомарганцовистого чугуна

1 | Показатели Периоды 1 Опытный | 1 1 Базовый |

|Количество плавок, шт 1 126 | 126 |

|Состав металлошихты, %: 1

[ чугун 78,0 | 78,0 |

| лом 22,0 ] 22,0 1

|Удельный расход, кг/т стали: 1

| чугун 869,5 | 887,6 |

| лом 244,7 | 244,6 |

| известь 62,3 | 70,4 |

| УКФ 10,7 | |

| кислород, м3/т стали 42,2 | 45,0 |

|Состав чугуна, %: 1

1 51 0,63 | 0,63 |

| Мп 0,34 | 0,35 |

1 Р 0,069 | 0,069 |

1 Г-* 1 0,023 | 0,026 |

|Температура чугуна, °С 1333 | 1340 |

|Состав металла на повалке, %: 1

1 с 0,04 | 0,03 |

| Мп 0,06 | 0,05 |

1 Р 0,004 | 0,004 |

1 п 1 0 0,029 | 0,035 |

|Состав шлака, %: 1

| РеО 1 19,8 | 18,6 |

| МПО 1 3,85 | 4,42 |

1 №0 1 1,61 | 1,74 |

| СаО/БЮ 1 2,77 | 2,60 |

¡Температура металла на 1 1

|повалке, °С | 1650 | 1653 |

|Время продувки, мин 1 17,7 | 17,5 |

|Выход жидкого, т/£ | 163,2/92,41 163,6/91,6 |

|Выход годного, т/Х | 158,5/89,71 17,7/88,3 |

¡Выход шлака, т 1 16,5 | 17,0 |

¡Количество додувок, % | 1 12,5 | 1 1 20,0 | 1

балансовых расчетов выхода жидкого металла, потерь железа и марганца, выхода шлака, износа футеровки в опытный и базовый периоды приведены в табл. 7.

С целью выяснения достоверного влияния УКФ на зависимость [б] = ПТпов.) использованы методы математической кибернетики - теория распознавания образцов. На плавках с УКФ с повышением температуры конечное

Таблица 7

Расчетные параметры опытных и базовых плавок стали 09Г2ФБ

1 |Параметры 1 1 1 1 | Опытный период 1 Базовый период!

1 1 ¡конвертер N11 конвертер N2 1 | конвертер N3 |

1 |Выход жидкого, т 1 1 | 164,0 | 165,0 158,0 |

¡Масса шлака, т | 21,0 | 20,0 24,0 |

¡Химсостав шлака, % 1 1

I МпО | 3,88 | 3,45 3,72 |

1 P2Ü5 1,05 | 1.14 | 1,03 |

1 s 0,11 1 0,12 | 0,12 |

|Потери Fe 1 1

|со шлаком, т ! 2,87 | 2.51 | 3,38 |

|Потери Мп 1 1

|со шлаком, т | 0,82 | 0,81 | 0,89 |

|Смь;в футеровки | 1 1

|за плавку, т | 0.7П | 0,7 | 1,2 |

|Удельный расход | 1 1

|футеровки, 1 1

|кг/т годного | i i 4,6 | i 4,2 | i 7,5 | i

содержание серы в металле снижается, на базовых плавках наблюдается даже слабая тенденция к повышению содержания серы при росте температуры металла. Анализ парных уравнений регрессии свидетельствует, что уровень содержания серы в металле ниже на плавках с УКФ и находится в меньшей зависимости от основности шлака, содержания серк и марганца в чугуне.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Логический системный анализ работы металлургического комплекса, взаимодействие отдельных подразделений, необходимость кардинальных решений проблемы обеспечения сырьевыми ресурсами и острая необходимость в снижении производственных затрат позволил выделить кислородно-конвертерное производство в качестве определяющей структуры, оказывающей влияние на расход материальных и энергетических ресурсов металлургического комплекса, горно-добывающей отрасли и на состояние окружающей среды. Решение проблемы интенсификации процесса шлакообразования кислородно-конвертерной плавки за счет дешевых синтетических флюсов позволяет комплексно решить вопросы экономии материальных

и энергетических ресурсов, снижения вредных выбросов в атмосферу и создать условия для создания безотходной технологии.

При решении проблемы организации безотходной технологии конвертерного производства разработана и освоена в промышленном масштабе технология спекания комплексных флюсов способами вакуумной агломерации и спеканием под давлением на основе использования трудноутилизи-руемых железосодержащих отходов и шламов.

Разработаны и освоены в промышленном масштабе ресурсосберегающие технологии кислородно-конвертерной выплавки стали из передельного и маломарганцовистого чугунов с использованием комплексных флюсов. В 1992 году технология конвертерной выплавки стали с применением маломарганцовистого чугуна освоена в ККЦ-1 НЛМК.

При освоении ресурсосберегающей технологии выплавки стали успешно решается проблема дефицита марганцевых руд для аглодоменного комплекса, дефицита конвертерных известняков и сокращается на 15-25 процентов производство конвертерной извести, полностью выводится из конвертерной плавки импортируемый и экологически опасный плавиковый шпат.

Анализ работы аглодоменного комплекса при выплавке маломарганцовистого чугуна в условиях НЛМК показал, что а счет освоения технологии производства и использования комплексного флюса, достигнуто снижение удельных расходов: 35-40 кг/т агломерата марганцевой руды, 20-25 кг/т агломерата флюсов, 3-4 кг/т агломерата твердого топлива, 6-9 кг/т чугуна кокса.

Разработаны и опробованы в промышленном масштабе основные технологические решения ресурсосберегающих технологий подготовки конвертерных шламов.

На основе технологии производства комплексных шлакообразующих способом спекания под давлением разработана технологическая схема безотходного производства выплавки стали кислородно-конвертерным способом.

В процессе разработки и освоения технологии получения и использования комплексных флюсов защищено 9 кандидатских диссертаций, получен патент на производство углеродсодержащего комплексного флюса и 8 авторских свидетельств на изобретение.

ЛИТЕРАТУРА

1. Применение радиоактивных индикаторов для изучения процессов агломерационного производства/ Хайдуков В.П.. Герчиков Д.С.. Жунев Л.Г. и др.// Изотопы в СССР,- N 24,- 1971.- с. 29-34.

2. Эффективность окомкоьания агломерационных шихт в барабанах/ Колесанов Ф.Ф.. Хайдуков В.П.. Александров Л.И.// Бюллетень 4M.- N 7.- 1972.- с. 27-29.

3. Изменение структуры зоны сушки и газопроницаемости слоя ai— ломерационной шихты в процессе спекания/ Хайдуков В.П.. Колесанов Ф.Ф.. Герчиков Д.С.// Тематический отраслевой сборник N 1. Обогащение руд черных металлов. М.: "Металлургия".- 1972.- с. 103-110.

4. Колесанов Ф.Ф.. Хайдуков В.П. Эффективность окгмкования агломерационной шихты в барабане-окомкователе 0К-1-3. 2x12.5 // Тематический отраслевой сборник N 1. Обогащение руд черных металлов. М.:"Металлургия".- 1972.- с. 110-114.

5. 0 газодинамике при спекании шихты из криворожских руд/ Хайдуков В.П.. Курбак М.П.. Новак М. и др.// Сб.статей ДГШ. "Совершенствование технологии производства черных металлов". Киев.: "Техника".- 1975.- с. 17-19.

6. Поведение возврата и твердого топлива в процессе Формирования структуры/ Хайдуков В.П.. Павлюков Ю.С.. Спектор А.П. и др.// Сталь,- 1973.- N 5.- с. 387-391.

7. Опыт использования синтетических Ферритных флюсов в кислородно-конвертерном процессе/Хайдуков В.П.. Соколов Г.А.. Колпаков С.В. и др.// Сб. "Производство стали в кислородно-конвертерных и мартоновких цехах". Москва. 1979.- с. 11-15.

8. Применение Ферритных флюсов при выплавке стали 08Ю/ Хайдуков В.П.. Вяткин Ю.В.. Рябов В.В. и др.//Тезисы BHT семинара "Прогрессивные технологические процессы производства холоднокатанного листа". Липецк. 1981.- с. 46-47.

9. Хайдуков В.П.. Гумар К.С. Исследование капиллярного проникновения Ферритных расплавов в известь// Тезисы докладов ВНТ конференции. Днепропетровск. 1981,- с. 71.

10. Выбор размера и режима работы цилиндрического барабанного окомкоьателя для агломашины АКМ-600/ Хайдуков В.П.. Леута Г.Н. и др.// ВНТ конференция "Пятилетке качества - труд и поиск молодых металлургов". М.: Черметинформация.-1978.- с. 19.

11. Исследование Физико-химических свойств конвертерных шламов/ Хайдуков В.П.. Комолова Л.Н.. Сотниченко A.C. и др.// Изв. вузов 4M.- 1981,- N 11,- с. 21-24.

12. Получение комплексного Флюса для кислородно-конвертерного производства / Хайдуков В.П., Комолова Л.Н.. Соколов Г.А. и др.// Металлург.- 1982.- N8.- с. 18-19.

13. Получение высокоосновных агломератов/ Хайдуков В.П.. Комолова Л.Н.. Вайнштейн М.А. и др.// Изв. вузов 4M.- 1983.- N1.- с. 150-151.

14. Использование комплексного Флюса при переделе чугуна с содержанием Ми менее 0.2 %/ Хайдуков В.П.. Сергеев А. Г.. Матвеев Д.С. и др.// Металлург.- 1983.- N 3.- с. 22-23.

15. Хайдуков В.П.. Крахт Л.И. Изучение структуры комплексных флюсов для кислородно-конвертерного процесса// Известия вузов. ЧМ.-N 3,- 1983.- с. 146-147.

16. Производство комплексного Флюса и использование его для выплавки стали в кислородном конвертере/ Хайдуков В.П.. Вайнштейн М.А.. Зубарев А.Г. и др.// Бюллетень 4M.- 1983.- N 1(933).- с. 51-53.

17. Использование комплексного Флюса при выплавке стали из низкомарганцовистого чугуна в конверторе / Хайдуков В.П.. Сергеев А.Г..

•Соколов Г.А.. Матвевв Л. и др.//Бюллетень 4M.-1983.-N9 (941).- с. 45-50.

18. Степень удаления серы при спекании комплексных флюсов /Хайдуков В.П.. Дудина В.А.. Слотин O.H.// Изв. вузов. 4M.-1983.- N 7.-с. 147.

19. Хайдуков В.П.. Дежемесов A.A. Исследование газодинамических условий спекания шихты комплексных флюсов// Изв. вузов.- 1984.- N3.-с. 11-15.

20. Хайдуков В.П. и др. Промышленный опыт получения комплексного Флюса на Новолипецком и Череповецком металлургических комбина-тах/Хайдуков В.П.. Пономарев В.П.. Дудина В.А.//"Теория и технология подготовки металлургического сырья к доменной плавке". Тез. докл. ВНТК.-Днепропетровск.: ДМетИ.-1985.-с.245-246

21. Хайдуков В.П. и др. Оценка степени окомкования шихт с разными теплофизическими свойствами/ Хайдуков В.П.. Греков В.В.. Карпенко Е.В.// Тезисы докладов научно-технической конференции "Повышение эффективности металлургического производства".-Новокузнецк.

1985.-с.7.

22. Использование различных видов топлива при спекании комплексных флюсов/ Хайдуков В.П.. Пономарев В.Н.. Дежемесов A.A.. Греков В.В.// Изв. вузов. Черная металлургия.-1985.-N 1.-е.18-21.

23. Плавкость шлаковых систем на базе Ферритов кальция с А1203/ Хайдуков В.П.. Матвеев Д.Е.. Соколов Г.А.. Сергеев А.Г.// Изв. вузов. 4M.-1984.-N 9.-с.12-14

24. Хайдуков В.П.. Дежемесов A.A. Некоторые особенности теплового режима процесса спекания комплексных флюсов //Изв. вузов. ЧМ.-

1986.-N 2.- с.8-11.

25. Основные особенности процесса спекания ультраосновных шихт/ Хайдуков В.П.. Дежемесов A.A.. Дудина В.А.. Карпенко Е.В.// Теплотехника и газодинамика процессов окускования железорудных материалов. Материалы республиканского семинара. Киев.: Наук, думка. 1986.-с.100-103.

26. Хайдуков В.Л. и др. Серопоглотительная способность компонентов шихты и методика ее-определения/ Хайдуков В.П.. Шепель Б.А.. Дудина В.А.// Тезисы докладов научно-технической конференции " Интенсификация металлургических процессов и повышение качества металла". Новокузнецк. 1986.- с. 25-26.

27. Получение углеродсодержашего комплексного Флюса/ Хайдуков В.П.. Карпенко Е.В.. Тучина М.В. и др.// Бюллетень НТК. 4M.- 1986.-N 2.-с.9.

28. Хайдуков В.П. и др. Влияние технологических Факторов на степень десульфурации при агломерации ультраосновных шихт/ Хайдуков В.П.. Дудина В.А.. Дежемесов A.A.// Известия вузов. Черная металлургия. -1988. -N 3.-е.19-21.

29. Хайдуков В.П. и др. Получение малосернистого комплексного Флюса на агломашинах НЛМК/ Хайдуков В.П.. Дудина В.А.. Греков В.В.// Бюллетень НТИ. 4M.-1983.-Ы 2&-С.10.

30. Пути повышения качества стали при кислородно-конвертерном переделе/ Хайдуков В.П., Дудина В.А.. Мартыненко А.К.. Карпенко E.B.//Minopec. Zprac. Oceli: 5 Mezinar. Konf.. Vsetin, 7-9 nov.. 1989. Dil. 2.-Ostrava. 1989.- c.245-258.

31. Возможность получения низкосернистого комплексного Флюса/ Хайдуков В.П.. Дудина В.А.. Юрьев A.A.. Завражин В.Д.// Тем. сб. научных трудов "Технология производства стали в конвертерных и мартеновских цехах.- М.: Металлургия. 1989.- с.72-74.

32. Хайдуков В.П.. Ивашкова В.А. Изучение Физических свойств оксидных систем на основе теории направленной химической связи // Тез. докл. Всесоюзного совещания "Моделирование Физико-химических систем и технологических процессов в металлургии".- Новокузнецк. 1991.- с.115-116.

33. Хайдуков В.П.. Ивашкова В.А. Оценка применимости СНИР для описания процесса десульфурации при проведении промышленных плавок в 160-т конвертерах НЛМК // Физико-химические основы металлургических процессов. Научн. сообщ. X Всесоюзн.конф. М.: ЧерметинФормация.

1991.-Ч.1.-С. 142-143.

34. Свойства Ферритных расплавов с малым содержанием кремнезема/ Хайдуков В.П.. Шеполь Б.А.. Мяспикова Е.А.. Ващинская В.В.// Физико-химические основы мелаллургичесчих производств. Научи, сообщ. X Всесоюзной конференции. М.: Черметинформация. 1991.-ч. 11.-е. 107-109.

35. The Produktion of Ferrite Complex Fluxes (FCF) at Novoli-petsk Iron and Steel Works/ Khaidouckov V.P.. Karpenko E.V.. Zevin S.L.. TuiiMnova T.A.// Iromriarkincr Conferect- Proceeding.- Washinerton. 1991,- p.139-143.

36. Влияние вывода марганцевых руд на технико-экономические показатели аглодоменного производства / Хайдуков В.П.. Мясоедов В.Е.. Мартыненко А.К.. Кузнецова А.С.. Карпенко Е.В.// Сб. трудов "Производство чугуна".- Магнитогорск. 1992.- с.12-18.

37. Особенности передела низкомарганцовистого чугуна в конвертерах с применением комплексного мюса/ Хайдуков В.П.. Мартыненко Л.К.. Тучнна М.В.. Щетинина И.О.// Лаль.- 1992,- N 11,- с.24-26.

38. Physical and Chemical Properties of Ferrite Calcium Melts/ Khaidouckov V.P.. Tuchina M.V.. Shepel B.A.. Klimashin P.S./ Procee-dincr 4th International Conference on Molten Slaes and Fluxts. Sen-dai.-Japan. 1992.- p. 189-191.

39. Khaidouckov V.P. and oth. Physical and Chemical Properties of Ferrucions Lime/ Khaidouckov V.P.. Shepel B.A.. Zevin S.L.// Proceeding 4th International Conference on Molten Slaers and Fluxts. Sendai.-Japan. 1992.- p. 487-408.

40. Analysis of the Lime Produktion Development for Meeds of Russian Iron and Steel Industry/ Panchenko V.F.. Shepel B.A.. Dereza V.P.. Khaidouckov V.P.// Proceeding 4th International Conference on Molten S lairs and Fluxts. Sendai.- Japan. 1992.- p. 489-492.

41. Хайдуков В.П. и др. Передел низкомарганцовистого чугуна с использованием углеродсодержащего комплексного Флюса/ Хайдуков В.П., Мартыненко А.К., Тучина М.В.// Труды первого конгресса сталеплавильщиков. М.: Ассоциация сталеплавильщиков. АО Черметинформация. 1993,-с. 63.

42. Подготовка и использование шламов кислородно-конвертерного производстьа// Хайдуков В.П.. Тучина М.В.. Мартыненко А.К.// Труды первого конгресса сталеплавильщиков. М.:Ассоциация сталеплавильщиков. АО Черметинформация. 1993,- с.64.

43. S.Zevin and other. Matheatical Model of Sinter Burden Pel- • lotizincr Deeree Estimation / S. Zevin. Ye. Karpenko. V.Khaidukov// Sixth International Symposium on Atrcrlomeration. November 15-17, 1993. Nat-ova. Japan. -Nasroya. -Japan. -1993. -p. 202-203

44. V.Grekov and other. Matheatical Model for operation of Sinter Burden Pelletizincr Drum/V.Grekov. V.Khaidukov. Ve.Karpenko // Sixth International Symposium on Acre-lomeration. November 15-17. 1993. Nacrcya. Japan. -Nacroya.-Japan. -1993. -p. 213-214

45. V.Khaidukov and other. Utilization of Iron-Bearте Wastes by Gas and Pressure Sinterine/V.Khaidukov. Ye.Karpenko. S.Zevin// Sixth International Symposium on AErtrlomoration. November 15-17.

1993. Nasroya. Japai i.-N'atroya.-Japan.-1993..-p. 858-860

46. Сокращение ресурсозатрат в конвертерном производстве /Хайдуков В.П.. Мартыненко А. К.. Тучина М. В.. Завражин В. Д.// Труды второго конгресса сталеплавильщиков. М.:Ассоциация сталеплавильщиков. АО Черметинформация. 1994,- с.92-93.

47. Анализ показателей промышленных плавок по теории систем не-поляризованных ионных радиусов (ГНИР)/Тучина M.B.. Хайдуков В.П.. Мартыненко А.К.. Ивашкова В.А.//Труды второго конгресса сталеплавильщиков. М.:Ассоциация сталеплавильщиков. АО Черметинформация.

1994.- с.125-126.

48. Fu Shimin. Хайдуков В.П. Recent State of the Production of Iron and Steel in Russia//Journal of Wuhan Iron and Steel University. -1994. -N 2.-p.126-129

49. К вопросу организации безотходной технологии кислородно-конвертерного производства/Хайдуков В.П.. Соловьев O.B.. Тучина

M.B. и др.//"Проблемы комплексного использования руд". Труды I международного симпозиума (10-14 мая, 1994).- Санкт-Петер-бург.-1994.-с.209-210

50. Ферритнокальциевый материал - основа ресурсосберегающих технологий металлургического производства//Хайдуков В.П.. Тучина М.В.. Карпенко Е.В.. Струков В.В.//"Теория и технология производства чугуна и стали". Сборник трудов международной НТК. Липецк.-1995.-с.203-208

51. Хайдуков В.П. и др. Изучение влияния различных флюсующих материалов на режим шлакообразования/Хайдуков В.П.. Тучина М.В.. Карпенко Е.В.//"Теория и технология производства чугуна и стали". Сборник трудов международной НТК. Липецк.- 1995.-с.291-296

52. Способ подготовки конвертерных шламов для переработки в конвертерах/Хайдуков В.П.. Соловьев О.В.. Тучина М.В. и др.//Сталь.-1995.- N 7.- с.75-76

53. A.c. 364671. Хайдуков В.П.. Александров Л.И. Способ агломерации руд. М. Кл. 216 1/10. Опубл. в Б.И. 1973. N 5

54. A.c. 834142. Флюс для основного сталеплавильного процесса/ Соколов Г.А.. Сергеев А.Г.. Хайдуков В.П. и др. //М.Кл.с 21 с 5/28. Опубл. в Б.И. 1981.- N 20.

55. A.c. 945209. Шихта для получения сталеплавильного Флюса./ Соколов Г.А.. Поживанов А.Г.. Хайдуков В.П. и др.// М.Кл.с. 22В 1/24. с. 21 с. 5/00. Опубл. в Б.И. 1982. N 27.

56. A.c. 987347. Кольцевая горизонтальная агломерационная машина./ Манохин А.И.. Михалевич А.Г.. Хайдуков В.П. и др.// М. Кл. F 27 В 21/00. Опубл. в Б.И. 1983. N 1.

57. A.c. 1257099. Шихта для получения комплексного Флюса./ Хайдуков В.П.. Соколов Г.А.. Зубарев А.Г. и др.// С.21 с. 5/54; 5/28. Опубл. в Б.И. 1986. N 34.

58. A.c. 1254021. Способ получения Флюса для сталеплавильного производства./ Хайдуков В.П.. Тонких Э.М.. Соколов Г.А. и др.// С.21.с. 5/36. Опубл. в Б.И. 1986. N 32.

59. A.c. 1507826. Способ получения комплексного Флюса./ Хайдуков В.П.. Поживанов A.M.. Греков В.В. и др.// С.22 В 1/14. 1/16. Опубл. в Б.И. 1986. N 34.

60. A.c. 1708893. Способ получения марганецсодержащего комплексного Флюса./ Хайдуков В.П.. Дудина В.А.. Зевин С.Л. и др.// С. 22. В.1/24. Опубл. в Б.И. 1992. N 4.

61. Патент 1788982. А.З Способ получения улеродсодержащего комплексного Флюса./ Дежемесов A.A.. Хайдуков В.Л.. Зевин С.Л. и др.// С. 22. В.1/16. Опубл. в Б.И. 1993. N 2. ./