gendocs.rugendocs.ru/docs/9/8267/conv_1/file1.pdf · 2011. 8. 15. · НОВОСТИ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ ЗА РУБЕЖОМ Москва № 4 (76)/2010 СОДЕРЖАНИЕ

НОВОСТИ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ ЗА РУБЕЖОМ

Москва № 4 (76)/2010

СОДЕРЖАНИЕ ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Возобновление производства железной руды в Северной Европе ...............................................................3 КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО Оценка механических свойств микроструктуры кокса до и после реакции газификации углерода..............................................................................................................................................................6 Технический прогресс в технологии производства кокса в Китае ..............................................................10 Улучшение качества каменноугольной смолы на заводе Гамильтон..........................................................12 Оценка продуктов пиролиза пластика и каменного угля .............................................................................15 АГЛОДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО Сравнение результатов расчета с производственными показателями работы доменной печи ....................................................................................................................................................................19 СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Конвертерное производство Поведение пузырьков Ar-1 % Mg при десульфурации чугуна вдуванием магния ....................................27 Упреждающее управление по модели в динамической системе: применение к кислород-но-конвертерному процессу ............................................................................................................................29 Электросталеплавильное производство Ввод в эксплуатацию и первые результаты применения системы Сonsteel в сталеплавиль-ном цехе завода “SOVEL”, Греция .................................................................................................................32 Алюминиевые рукава электрододержателей ⎯ опыт применения надежной технологии.......................34 Внепечная обработка стали Особенности перемешивания ванны в 170-т сталеразливочном ковше.....................................................35 Непрерывная разливка cтали Концепции и опыт модернизации тонкослябовых установок непрерывной разливки..............................36 Установка непрерывной разливки стали на круглые заготовки большого диаметра на фирме “Jiangsu Huaigang” в Китае ..................................................................................................................39 Изучение связи между условиями охлаждения по ширине сляба и осевой ликвацией40 Повышение возможностей блюмового кристаллизатора при покрытии Castcoat......................................43 ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Модель расчета усилия холодной прокатки ..................................................................................................46 Перенос текстуры поверхности бочки валков на горячеоцинкованную полосу при дресси-ровке ..................................................................................................................................................................47

Открытое акционерное общество “Центральный научно-исследовательский институт информации и технико-экономических исследований черной металлургии”

Основан в 1995 г. 6 выпусков в год

Журнал зарегистрирован Федеральной службой по надзору за соблюдением законо-дательства в сфере массовых коммуникаций и охране культурного наследия

Регистрационный номер ПИ № ФС 77-18899

Регулирование массы покрытия на линии цинкования завода “ArcelorMittal”..........................................51 ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Оборудование для производства и отделки труб ..........................................................................................55 Напряжения в стенке трубы в процессе экспандирования ...........................................................................58 Ультразвуковая дефектоскопия сварного шва труб преобразователем ЕМАТ с излучением направленных волн...........................................................................................................................................60 МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Правка тонкой проволоки растяжением и роликовая правка.......................................................................64 МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ И ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА. НОВЫЕ СТАЛИ Обнаружение крупных включений в сталях: методы оценки ......................................................................67 Свойства и применение не содержащей Mo ферритной нержавеющей стали NSSC 180 .........................69 Разработка стали NSSC 260A для танкеров, перевозящих химические продукты ....................................71 ПРОИЗВОДСТВО И СЛУЖБА ОГНЕУПОРОВ Тенденции в области огнеупорного сырья.....................................................................................................73 Статистика по производству и потреблению огнеупоров в черной металлургии Японии .......................80 Экспорт и импорт огнеупоров в Китае в 2009 г. ...........................................................................................81 ОХРАНА ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ Новейшие достижения в переработке шлака .................................................................................................83 ЭКОНОМИКА Обзор черной металлургии Китая за I квартал 2010 г. .................................................................................89 Рейтинг крупнейших мировых производителей стали за 2008–2009 гг......................................................93 МОДЕРНИЗАЦИЯ ОБОРУДОВАНИЯ И РЕКОНСТРУКЦИЯ ЗАВОДОВ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ ............................................................................................................................................97 СТАТИСТИКА ..............................................................................................................................................107 ЦЕНЫ ..............................................................................................................................................................110

ОАО "Черметинформация", "Новости черной металлургии за рубежом", 2010г.c

Главный редактор - С.З.АФОНИНВыпускающий редактор - И.Г.ОЧАГОВА

А.В. АНТОНОВ, Е.Д. БАЧЕВА, , В.Ф. ВОРОНОВ (зам.главного редактора), А.В. ЗИНОВЬЕВ, , Л.М. КАПУТКИНА,

, ,

А. Г. БЕЛКОВСКИЙ А.С. БЛИЗНЮКОВ С.А. ИВЛЕВ

Л.А. А.М. ОВЧИННИКОВ В.М. ПАРШИН Г.А. САЛЕХОВАКОНДРАТОВ К.А. КОРЧАГИН , ,

РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ

ГОРНОРУДНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

ОАО «Черметинформация». Новости черной металлургии за рубежом • 4 • 2010―――――――――――――― 3

ВОЗОБНОВЛЕНИЕ ПРОИЗВОДСТВА ЖЕЛЕЗНОЙ РУДЫ В СЕВЕРНОЙ ЕВРОПЕ

В Норвегии в районе Киркенес, который граничит со Швецией и Финляндией, фирма “Northern Iron Ltd.”, Австралия, и ее местная дочерняя компания “Sydvaranger Gruve AS” возобновляют добычу железной руды. Предполагалось, что компания “Sydvaranger Gruve” начнет производство высококачественного магнетитового концентрата в октябре 2009 г. Был отмечен тот факт, что правительство Норвегии делало большие инвестиции в эту фирму с 1980 г. по стратегическим и социальным причинам, так что оборудование для открытых горных работ и переработки сырья было технически исправным. За-пасы были достаточными, и фирма “Sydvaranger ASА” построила подземный рудник под карьером Бьёрневатн. Предусматривалось в связи с высокими ценами и спросом на железную руду, быстро осуще-ствить повторный ввод предприятия “Sydvaranger AS” и обеспечить поставки высококачественного концентрата для производства окатышей в Европе, на Ближнем Востоке и, возможно, в Азии.

Фирма “Sydvaranger Gruve AS” получила концес-сию на добычу руды на площади 35 км2. На этой площади есть несколько участков непрерывной мине-рализации, внутри которых отметили 23 более или менее отдельных месторождений руды, которые раз-личаются по размеру и качеству руды.

При проведении геологических работ в течение 2008 г. удалось увеличить запасы руды на 39 % до 111,5 млн т. На основном месторождении, которое разрабатывалось большим карьером Бьёрнаватн, про-гнозные запасы составляют 90,5 млн т руды с общим содержанием железа 32 %. Для быстрого освоения пригодны два более мелких месторождения: место-рождение “Hyttemalmen” с запасами 4,2 млн т руды и общим содержанием железа 33 % и “Kjellmannsasen” с запасами 16,8 млн т руды и общим содержанием железа 32 %.

При подробном планировании горных работ фирма “Sydvaranger Gruve AS” смогла уменьшить расходы за счет того, что сначала она стала разраба-тывать месторождение “Hyttemalmen”, а затем место-рождение “Kjellmannsasen” и месторождение в Бьер-неватне. В настоящее время повторный план развития предусматривает, что вначале объем производства составит 2,65 млн т концентрата в год, а далее 3 млн т концентрата в год крупностью 80 % класса 53 мкм.

Фирма “Sydvaranger Gruve AS” воспользовалась задержкой ввода в эксплуатацию обогатительной фабрики для испытания вариантов сочетания оборудования фирмы “Atlas

Copco», а также провела эксперименты по предварительному раздельному бурению. Расход взрывчатого вещества составил 0,9 кг/м3, ко-эффициент вскрыши 1,8 : 1. Буровой станок ROC L8 с долотом, армированным поликристаллическими синтетическими алмазами будет использован при бурении с опережением на три уступа для контроля качества руды. На этом карьере работы будут проводиться в течение 18 месяцев, работы на месторождении “Kjellmannsasen” ⎯ 4−5 лет, а работы в карьере в Бьёрневатне ⎯ 2−3 года. Рабочие на руднике будут работать в две смены по 10 ч, причем перерыв на взрывы составит 16–20 ч. Бригады службы контроля воздействия на окружающую среду будут работать в две семичасовых смены. При этом необходимый персонал составит примерно 350 человек.

Производство окатышей и развитие подземного рудника предполагаются через несколько лет.

В сентябре 2009 г. фирма “Northland Resources Inc.” завершила ТЭО проекта в Каунисвааре, в рай-оне шведско-финской границы к северу от Хапа-ранды на Ботническом заливе. Здесь предполагается добывать магнетитовые руды и руды, содержащих железо, медь и золото. Проект является эффективным при хорошей окупаемости капиталовложений.

Фирма “Northland Resources Inc.” пострадала почти сразу, когда начался мировой финансовый кри-зис, но среагировала на эту ситуацию путем сокраще-ния инвестиций по менее срочным целям, включая расходы на разведочное бурение, и быстрой продажи продукции. В связи с этим, фирма “Northland Resources Inc.” смогла провести освоение месторож-дения Tapuli в Швеции.

Это привело к проектированию центрального обо-гатительного комплекса в Каунисвааре рядом с ме-сторождением Tapuli и почти готовым проектом Са-хаваара, для обеспечения которого фирма “Northland Resources Inc.” решила также разрабатывать место-рождение Pellivuoma, расположенного к юго-западу от Сахаваары. Но работы по проекту Ханнукайнен в Финляндии были сокращены.

Фирма “Northland Resources Inc.” предполагает разрабатывать все три месторождения карьерами с использованием обычных погрузчиков и самосвалов, на месторождении Tapuli будут добывать 25 млн т, на месторождении Сахаваара ⎯ 35 млн т, месторожде-

Mining high latitude, low grade magnetite // Engineering and Mining Journal. 2009. October. C. 39–46, 48–51. Англ. __________________________________________________________


――――――――――――――ОАО «Черметинформация». Новости черной металлургии за рубежом • 4 • 2010 4

нии Pellivuoma ⎯ 20 млн т материала в год. Доставка руды на карьерную дробилку предусмотрена само-свалами, а дробленый продукт конвейером будет по-даваться на обогатительную фабрику.

Для большей части руды месторождения Tapuli не требуется обогащение, только обезвоживание и транспортировка в порт. Хвостовую пульпу частично обезвоживают с получением технической воды и пе-рекачивают в хвостохранилище, в которое будут также поступать отходы магнитной сепарации и хво-сты других процессов обогащения.

Фирма “Northland Resources Inc.” также провела анализ существующей социально-экономической си-туации у рудников и определила политику устойчи-вого развития.

Производство железорудного концентрата нач-нется в 2012 г. при производительности примерно 2 млн т/год и увеличится до 5 млн т в 2014 г., и пред-приятие должно работать в течение 24 лет. Добыча руды составит 12,7 млн т/год. Общие капитальные затраты при этом составляют 617 млн долл., но фирме “Northland Resources Inc.” потребуется обеспе-чить финансирование на сумму 417 млн долл., по-скольку частично деньги на капитальные затраты бу-дут поступать при продаже продукции в ходе реали-зации проекта. Общие эксплуатационные затраты на 1 т концентрата при условиях поставки фоб в порт Кеми оцениваются в среднем в 38,64 долл/т в течение всего срока службы рудника.

Прогноз цен на продукцию данного рудника свя-зан с прогнозом цен на железорудную мелочь, по-ставляемую из Бразилии в Европу, учтена разница фрахтовых ставок. Так что фирме “Northland Resources Inc.” будет выгодно поставлять свою про-дукцию на европейский рынок (по сравнению фир-мами, производящими такую продукцию и постав-ляющими ее из Бразилии).

Фирма LKAB, Швеция, продолжает делать инве-стиции в исследования и разработки, а также в гор-ные предприятия и является ведущим в мире постав-щиком окатышей. Долговременная стратегия фирмы предусматривает добычу 46 млн т железной руды в год и производство 30 млн т окатышей в год.

Фирма LKAB ставит цель достигнуть самых низ-ких расходов на тонну чугуна при эксплуатации крупных доменных печей. Она построила экспери-ментальную доменную печь в Лулео и лабораторию агломерации в Мальмбергете площадью 2300 м2 по соседству со зданием исследований и разработок в Мальмбергете. Работы в лаборатории будут скоорди-нированы с работами на существующих опытных аг-регатах. Она начнет работать в 2010−2011 гг. И в дол-госрочной перспективе фирма LKAB предусматри-вает создание так называемого Агло-центра, где объ-

единит специалистов, проводящих исследования на стыке наук в областях таких, как минералогия, химия, исследование минералов, металлургия, управление технологическими процессами и их автоматизация. Первым компонентом этого центра была эксперимен-тальная доменная печь в Лулео, построенная более 10 лет тому назад, при исследованиях в которой полу-чили много новых данных о поведении окатышей и о доменном процессе. Вторым компонентом будет ла-боратория агломерации, и третьим компонентом бу-дет экспериментальная установка окомкования.

В марте 2009 г. фирмы LKAB, “Hoganas AB” и “StatoilHydro” достигли соглашения о проведении ТЭО создания нового предприятия по производству губчатого железа в Норвегии. При сотрудничестве этих фирм будет объединено технологическое ноу-хау партнеров: производство железорудных окаты-шей фирмы LKAB, использование и продажа метал-лопродуктов фирмы “Hoganas AB” и практический опыт фирмы “StatoilHydro” в области производства электроэнергии и очистки газа.

Место расположения намеченного завода нахо-дится поблизости от промышленных мощностей фирмы “Tjeldbergodden”, расположенных южнее Трондхейма, так что обеспечиваются хорошие связи с существующей инфраструктурой, есть трубопровод природного газа, завод метанола и гавань. Выбросы СО2 можно сократить при использовании природного газа. Производительность завода составит 1,6 млн т/год и при этом потребуется примерно 2,2 млн т ока-тышей. ТЭО должны закончить к середине 2010 г. и это составит 12 млн норв. крон.

Расходы при реализации фирмой LKAB нового основного проекта “KUJ 1365” (освоение нового го-ризонта 1365 м) на горнорудном предприятии в Ки-руне составят почти 12,5 млрд шведских крон. Всего проект “KUJ 1365”, освоение нового горизонта М 1250 в Мальмбергете и строительство новой ветки железной дороги в Кируне потребуют инвестиций на сумму примерно 20 млрд. шведских крон в течение пяти лет до 2013–2014 гг., и почти столько уже затра-чено на строительство на поверхности. Реализация основного проекта “KUJ 1365” обеспечит возмож-ность работы железорудных предприятий фирмы LKAB до 2030 г. В этих инвестициях учитываются затраты на работы на руднике, которые проводятся с 2006 г., эти затраты превышают 1 млрд шведских крон. Затраты включают строительство инфраструк-туры: дороги, системы вентиляции и подъема и т. п.

Месторождение Dannemora, Швеция, находится в районе Эстхаммара примерно в 40 км к северу от Уппсалы и в 35 км к западу от гавани в Харгсхамне, из которой планируется осуществлять отгрузку руды. Самым ближним городом является Эстербибрук, ко-



торый находится примерно в 2 км к востоку от руд-ника.

В группу фирм “Dannemora Mineral” входят мате-ринская компания “Dannemora Mineral AB” и полно-стью ей принадлежащие дочерние компании “Dannemora Magnetit AB“ и “Dannemora Forvaltnings AB”. Основной задачей компании “Dannemora Magnetit AB” является возобновление работ на железорудном предприятии “Dannemora” с хорошей долгосрочной рентабельностью. А компания “Dannemora Forvaltnings AB” несет ответственность за портфель имущества. С 1-ого января 2009 г. отдельный филиал компании “Dannemora Magnetit AB” ведет работы по разведке с целью увеличения запасов железной руды месторождения Dannemora. Дополнительной задачей является проведение новых

разведочных работ с поиском железных руд, а также руд цветных и драгоценных металлов.

В течение 2008 г. и 2009 г. продолжалась реализация этого проекта. При проведении подготовительных работ получили достаточное количество железной руды для пробной поставки некоторым из потенциальных заказчиков. Была завершена откачка воды из рудника до уровня, достаточного для обеспечения добычи нужного количества руды при начале пробных поставок. Но важные инвестиции и работы по измельчению были отложены, чтобы можно было сохранить хорошую ликвидность компании “Dannemora Mineral AB” и ее финансовое положение. Полная производительность 1,5 млн т железорудной продукции в год может быть достигнута к осени 2012 г.

Реф. Е.Д. Бачева

КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО


ОЦЕНКА МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МИКРОСТРУКТУРЫ КОКСА ДО И ПОСЛЕ РЕАКЦИИ ГАЗИФИКАЦИИ УГЛЕРОДА

Одной из основных функций кокса в доменной печи является обеспечение проницаемости столба шихты и в этой связи прочность кокса считают важнейшей характеристикой, влияющей на ход доменной плавки. Распространенный метод оценки прочности кокса на основе барабанных испытаний, хотя и позволяет определить ряд параметров, соответствующих реальным условиям использования кокса, является обобщенным и фактически не дает возможности выявить влияние на прочность таких факторов, как микроструктура кокса, структура пористости, трещиноватость. В настоящее время, пользуясь методами сопротивления материалов, представляется возможным определить дополнительные факторы, влияющие на прочность кокса.

В доменной печи в результате химических реак-ций прочность кокса снижается. Определяющую роль в снижении прочности играет реакция газификации. Считают, что снижение прочности кокса в результате реакции газификации связано с уменьшением тол-щины перегородок между порами в коксе и со сниже-нием прочности вещества кокса. Однако главные

причины разупрочнения кокса в достаточной степени не выяснены, и в настоящее время существует очень мало публикаций по вопросам механической прочности и реакционной способности в увязке с микроструктурой кокса до и после

реакции газификации углерода. В последние годы появились сообщения об экспериментальном определении механических свойств микроструктуры кокса методом наноотпечатка, позволяющим исключить влияние крупных пор, о связи микроструктуры и прочности кокса, о применении модуля упругости как одного из показателей механических свойств вещества кокса. Изучая прочность матрицы кокса, можно оперировать упрощенным представлением кокса как композиционного материала с двумя разновидно-стями микроструктуры (из активных компонентов и из инертных компонентов) и что модуль упругости активных микроструктурных компонентов тем выше, чем выше степень метаморфизма угля.

Университет Тохоку, Япония, представил в статье результаты исследования влияния реакции газифика-ции на механические свойства вещества кокса с использованием метода наноотпечатка и растрового электронного микроскопа с энергодисперсионным спектрометром SEM-EDS для определения модуля упругости микроструктуры кокса до и после реакции газификации углерода.

Методика исследования

Опытный кокс получали из спекающегося угля Goonyella и слабоспекающегося угля Enshu в лабора-торной коксовой печи по регламенту, представ-ленному ниже:

Уголь Goonyella, Enshu Крупность, мм <3 Влажность, % 5

Плотность загрузки, т/м3 0,8 Температура стенки, К 1523 Время коксования, ч 18,5

Результаты технического анализа исходного угля

и кокса представлены в табл. 1, состав золы угля и кокса ― в табл. 2, потребительские свойства кокса ― в табл. 3.

ТАБЛИЦА 1. ХАРАКТЕРИСТИКИ УГЛЯ И КОКСА

Данные элементарного анализа (на сухую беззольную массу),

мас. % Образцы Выход

летучих ве-ществ, мас.

%

Зола, мас. %

C H N O

Максималь-ная теку-

честь по Ги-зелеру, log MF делений шкалы/мин

Полная дилата-ция, %

Уголь: Goonyella 25,0 8,8 89,5 5,3 2,0 6,4 2,78 98 Enshu 36,0 8,4 84,0 5,3 1,6 12,0 1,450 13

Кокс из угля: Сoonyella 0,8 10,7 96,4 0,1 1,5 0,2 ⎯ ⎯ Enshu 1,0 11,8 98,2 0,2 1,0 0,5 ⎯ ⎯

Evaluation of mechanical properties in microscopic textures of coke / H. Hayashizaki, K. Ueoka, T. Ogata et al // Tetsu-to-Hagane = Journal of the Iron and Steel Institute of Japan. 2009. 95. № 6. С. 460−466. Яп., огл. на англ. _____________________________________________________



ТАБЛИЦА 2. ОСНОВНЫЕ КОМПОНЕНТЫ ЗОЛЫ УГЛЯ И КОКСА

Компоненты золы, % Образцы P2O5 K2O Na2O SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO TiO2 MnO SO3

Уголь: Goonyella 0,47 0,27 0,34 54,08 35,61 3,77 1,04 0,80 1,64 0,04 0,50 Enshu 0,28 0,33 0,41 41,34 36,73 5,23 7,15 1,89 1,53 0,04 2,97

Кокс из угля: Goonyella 0,45 0,90 0,06 54,19 35,62 3,69 1,09 0,78 1,61 0,04 0,44 Enshu 0,29 0,49 0,52 41,16 36,79 5,69 6,99 1,94 1,52 0,04 2,98

ТАБЛИЦА 3. ПОТРЕБИТЕЛЬСКИЕ СВОЙСТВА КОКСА

Образцы Проч-ность

1 5 01 5D I , %

Средняя крупность,

мм

Реакционная способность

CRI, %

Показатель проч-ности CSR

после взаимодей-ствия с СО2, %

Порис-тость, %

Реакционная способность по JIS, %

Кокс из угля Goonyella 84,3 50,2 22,6 66,7 50,8 7,3 Кокс из угля Enshu 72,1 44,2 54,9 22,7 49,6 36,0

Подготовленные пробы кокса помещали в реактор

и подвергали взаимодействию с углекислым газом при условиях, указанных ниже:

Температура реак-ции, К

1173, 1373

Концентрация СО2, об. %

100 (реакция); 0 (нагрев, охлаждение)

Расход, л/мин 3,6; 5,0 Схема лабораторного реактора в реферате не

приведена. Регулируя продолжительность реакции газификации, получали кокс разной степени конвер-сии. Последний показатель определяли через уменьшение массы кокса за время пребывания в конвертере. Расход газа, приведенный к нормальным условиям при температуре 1373 К, выдерживали постоянным и равным 5,0 л/мин, при 1173 К ― 3,6 л/мин.

Эксперименты провели при температурах реакции 1373 и 1173 К и изучили влияние условий реакции на механические свойства микроструктуры кокса. В эксперименте при температуре 1373 К воспроизвели условия определения реакционной способности кокса на специально подготовленных образцах в форме таблеток диаметром 30–60 мм, толщиной 15 мм. На режиме с температурой 1173 К провели экспери-менты с мелкими частицами кокса размером 2,8–5,6 мм, полученными дроблением кускового кокса. По-сле окончания эксперимента при 1373 К из централь-ной части образца вырезали пластинку длиной 25 мм, шириной 15 мм и толщиной 5 мм, которую использо-вали в качестве образца кокса после реакции. Эти об-разцы после экспериментов на обоих температурных режимах заливали смолой, тщательно полировали и использовали для измерения модуля упругости.

Метод наноотпечатка заключается в следующем: на приборе для измерения микротвердости в поверх-ность образца вдавливают индентор, задавая нагрузку с точностью мкН и регистрируя смещение с точно-стью нм, по полученной кривой смещение–нагрузка определяют количественно показатели механических свойств, в том числе твердость и модуль упругости. В описываемых экспериментах пользовались инденто-ром Берковича в форме трехгранной пирамиды с уг-лом при вершине 115 град. Условия измерений мето-дом наноотпечатка представлены ниже:

Индентор Трехгранная

пирамида Берковича

Скорость приложения/снятия на-грузки, мН/с 3

Максимальная нагрузка, мН 100 Продолжительность выдержки при максимальной нагрузке, с 2 Число измерений 30–50

Формулы и условия расчета модуля упругости

микроструктуры кокса приведены в оригинале и переводе. Измерение характеристики смещение–на-грузка для микроструктуры кокса повторяли на од-ном образце 30–50 раз. Результаты расчета модуля упругости осредняли, и в дальнейшем оперировали средним значением.

Модуль упругости активных и инертных компонентов кокса измеряли отдельно. В экспериментах при 1173 К провели измерения только на активных компонентах. В настоящей работе ав-торы обратили внимание на мацералы кокса и в активных компонентах в качестве объектов измере-ний выбрали изотропные структуры, а в инертных компонентах — осколочные структуры. Компоненты



структуры можно идентифицировать под оптическим микроскопом по яркости: светлые участки — это изо-тропные структуры активных компонентов, серые — осколочные структуры инертных, а темные — поры.

Крупные поры кокса могут оказать влияние на измерение модуля упругости и авторы следовали международному стандарту ISO 14577-1, определяю-щему условия измерений методом наноотпечатка.

Результаты

На рис. 1 показана связь между степенью конвер-сии при реакции газификации углерода и модулем упругости активного компонента структуры кокса при 1373 К (условиях с предположительно смешан-ной кинетикой реакции), а на рис. 2 — связь между степенью конверсии и модулем упругости инертного компонента структуры кокса при тех же условиях.

Рис. 1. Зависимость между степенью конверсии при реакции газификации и модулем упругости активных компонентов кокса при 1373 К

Рис. 2. Зависимость между степенью конверсии при реакции газификации и модулем упругости инертных компонентов кокса при 1373 К

Если сравнивать модуль упругости активных

компонентов структуры кокса до реакции газифика-ции и при степени конверсии 20 %, то у кокса из угля Goonyella он снизился на 9,8 %, а у кокса из угля Enshu — на 3,2 %. Если аналогичным образом сравнивать модуль упругости инертных компонентов, то у кокса из угля Goonyella он понизился на 21,3 %, а у кокса из угля Enshu — на 6,1 %. Из этих результа-тов следует, что реакция газификации приводит к снижению модуля упругости микроструктуры кокса. Из сравнения модулей упругости установили, что мо-дуль упругости инертных компонентов у коксов из

обоих углей снижается сильнее, чем у активных компонентов.

При температуре 1173 К скорость процесса предположительно определяется скоростью химиче-ской реакции. Если сравнивать при указанной температуре модуль упругости активных компонен-тов до реакции и после реакции со степенью конвер-сии 17 мас. %, то у кокса из угля Goonyella модуль упругости понизился на 23,1 %, а из угля Enshu — на 6,6 %.

Анализировали причины снижения модуля упругости при реакции газификации углерода. Из-вестно, что при реакции газификации в коксе увеличивается доля пор размером 10 мкм и более. Од-нако кроме пор такого размера в структуре присутст-вуют и мелкие поры размером порядка нанометров, которые определили методом газовой адсорбции. На рис. 3 показано распределение пор по размерам в коксе из угля Goonyella после реакции газификации. Распределение пор в этом коксе до реакции измерить не удалось из-за их малого количества.

Рис. 3. Изменение распределения микропор по размерам в коксе из угля Goonyella в зависимости от степени конверсии при 1173 К

Согласно рис. 3, с повышением степени конверсии

объем микропор увеличивается. Ранее исследователи также отмечали увеличение числа пор с размером по-рядка нанометров в результате реакции. Поэтому счи-тают, что снижение модуля упругости микрострук-туры кокса в результате реакции газификации связано с увеличением доли микропор нанометрового по-рядка (нанопор), присутствующих в коксе.

Влияние температуры реакции на модуль упруго-сти рассмотрели при сравнении относительно близ-ких величин снижения модуля упругости: 20 %-ного снижения в условиях предположительно смешанной



кинетики и 17 %-ного снижения при лимитирующей скорости химической реакции. Результаты экспериментов в одних и других условиях показали, что на режиме с предположительно лимитирующей скоростью реакции степень конверсии несколько меньше, но снижение модуля упругости более значи-тельно, чем на режиме с предположительно смешан-ной кинетикой. При лимитирующей химической реакции скорость реакции низкая, поэтому можно считать, что объем пор заполнен реакционным газом в большей степени, чем в процессе со смешанной кинетикой. Можно предположить, что при этом увеличивается доля реакции, протекающей в микропорах, и, несмотря на низкую степень конвер-сии, объем микропор нанометрового порядка увеличивается в большей степени, чем в процессе со смешанной кинетикой, и потому более значительно снижается модуль упругости.

Рассмотрели различие в поведении кокса из обоих сортов угля на разных режимах и отметили при всех условиях большее снижение модуля упругости кокса из угля Goonyella по сравнению с коксом из угля Enshu. Выполненные растровым электронным микроскопом с рентгеновским энергодисперсионным спектрометром анализы коксов показали присутствие в структуре кокса каталитических минеральных ве-ществ и подтвердили, что зола в коксе сосредоточена на отдельных участках. Светлые участки соответст-вуют областям присутствия Si, Al и других компонен-тов золы. На рис. 4 показаны изображения одного и того же фрагмента, полученного под оптическим микроскопом и SEM-EDS-анализом. Участок сосредоточения элементов золы на снимке под оптическим микроскопом соответствует осколочной структуре инертного компонента, который имеет се-рый оттенок.

Рис. 4. Микроструктура кокса: а — изображение под оптическим микроскопом; б — SEM-EDS-изображение

Известно, что обычно в реакции газификации зола

кокса выступает как катализатор и реакционная способность инертных компонентов выше, чем актив-ных. Результаты SEM-EDS-анализа подтвердили, что инертные компоненты структуры действительно бо-лее реакционноспособны, чем активные, и их локаль-

ная степень конверсии выше, чем средняя во всем об-разце. Поэтому когда результаты систематизировали по средней степени конверсии, снижение модуля упругости инертных компонентов оказывалось более значительным, чем у активных.

Выводы

● Модуль упругости инертных и активных компонентов кокса снижается с повышением степени конверсии при реакции газификации;

● С повышением степени конверсии при газификации кокса увеличивается объем микропор с размером порядка нанометров;

● Более значительное снижение модуля упругости инертных компонентов структуры кокса, чем у актив-ных компонентов, обусловлено каталитическим действием золы, содержащейся в инертных компонентах.

Реф. А.В. Антонов



ТЕХНИЧЕСКИЙ ПРОГРЕСС В ТЕХНОЛОГИИ ПРОИЗВОДСТВА КОКСА В КИТАЕ

В новом столетии Китай из крупнейшего производителя кокса (2008 г. — 327 млн т, 2009 г. — 345 млн т) превращается в страну с современной передовой технологией производства кокса. Этот прогресс характеризуется внедрением технологии массового производства кокса в печах большого объема, разработкой коксовых печей с малым содержанием оксидов азота в отходящих газах, распространением технологии загрузки трамбованной шихты, широким применением сухого тушения кокса и разработкой технологии регулирования влажности угольной шихты. В данной статье представлены основные положения доклада “Технический прогресс в коксохимической промышленности Китая”, с кото-рым ведущая китайская инжиниринговая компания из г. Аньшань “Coking and Refractory Engineering Consulting Corporation”(ACRE) выступила на Пятом международном конгрессе по теории и технологии доменной плавки 20–22 октября 2009 г., г. Шанхай.

Развитие и техническое перевооружение коксохимической промышленности Китая основы-вается на широком внедрении преимущественно национальных технологий, а также технических решений и конструкций, разработанных с учетом передового мирового опыта.

Коксовые батареи. Увеличение ширины и высоты камер коксования, повышение произ-водительности камер, сооружение мощных вы-сокопроизводительных коксовых батарей является основным направлением оптимизации технологии коксования. В прошлом столетии наибольшая высота коксовых печей на заводах Китая составляла 6 м. В 2005 г. компания ACRE разработала своими силами проект коксовой батареи JNX70-2 с камерами коксования высотой 6,98 м, шириной 450 мм и получила на нее авторские права. Это коксовые печи с комбинированным обогревом, с парными вертикалами, с циркуляцией газообразных продуктов горения, с нижним подводом коксового и

боковым подводом доменного газа. Введены в эксплуатацию 11 батарей с такими печами и 7 батарей строятся. Печи новой конструкции высотой 7 м построены на заводе “Angang Bayuquan Hanbao Company”, входящей в группу “Handan Iron and Steel Group Company”, в

“Benxi Iron and Steel Company” и “Tianjin Tiantie Company”.

В 2006 г. на заводе YanKuang была введена первая батарея с высотой камеры коксования 7,63 м. В настоя-щее время работают девять таких батарей и в стадии строительства находятся шесть. Общая мощность коксовых печей большого объема превышает 31 млн т — это самый высокий показатель в мире.

Ранее Китай не располагал конструкцией коксо-вых батарей большой емкости, обеспечивающей низ-кое содержание NOx в дымовых газах. Чтобы выполнить требование уменьшения содержания NOx в дымовых газах коксовых батарей, компания ACRE разработала новую конструкцию батареи с коксовыми печами новых типов JNX3-70-1 и JNX3-70-2 с камерами высотой 6,98 м и шириной камеры соответственно 500 и 530 мм.

В отличие от печей типов JNX70 батарея типа JNX3-70 имеет печи с многоступенчатым сжиганием отопительного газа. При отоплении бедным газом этот газ поступает на два уровня, а воздух — на три уровня. При отоплении коксовым газом воздух поступает на три уровня, и процесс горения протекает при недостатке кислорода, что снижает интенсивность горения, при этом понижается температура горения и уменьшается образование NOx.

При отоплении коксовым газом концентрация NOx в дымовых газах не превышает 500 мг/м3, а при отоплении бедным газом — 350 мг/м3, что соответствует высоким мировым показателям.

В настоящее время по документации ACRE осуществляется строительство батарей типа JNX3-70-1 с печами высотой 7 м на коксохимических производствах компаний “Shaosteel”, “Baosteel” и “AnSteel”. Ввод указанных батарей был намечен на 2009–2010 гг. Технические характеристики новых коксовых батарей ACRE приведены в таблице.

ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ КОКСОВЫХ БАТАРЕЙ КОНСТРУКЦИИ АCRE

Тип батареи Параметры JNX3-70-2 JNX3-70-1 JNX-70-2

Средняя ширина печной камеры, мм 530 500 450 Высота печной камеры (холодная/горячая), мм 6980/7071 6980/7071 6980/7071 Длина камеры коксования, мм 18640 17640 16960 Полезный объем печи, м3 63,7 55,6 48 Разовая загрузка печи (сухой вес), т 47,78 41,7 36 Оборот печей, ч 23,8 21 19 Производительность печи по коксу, т/год 13190 13046 12448

Technical progress in China's coke-making industry / Wen-hua Z., Si-wei S., Hai-tao H. // The 5th International Congress on the Science and Technology of Ironmaking October 20−22, 2009. Shanghai, China. Proceedings. Volume II. C. 357–360. Англ. __________________________________________________________



В 2008 г. увеличение коксовых мощностей в Ки-тае составило 30,35 млн т, из них 71,4 % приходится на батареи с печами высотой ≥ 5,5 м с загрузкой трамбованной шихтой и ≥ 6 м с загрузкой насыпью.

Согласно новым нормативным документам, принятым в 2009 г., вновь строящиеся коксовые бата-реи должны иметь высоту и объем камер коксования с загрузкой насыпью ― не менее 6 м и 38,5 м3, с загрузкой трамбованной шихтой ― не менее 5,5 м и 35 м3 соответственно.

Преимущества высокопроизводительных коксовых печей очевидны. Благодаря уменьшению числа ежедневных выдач коксового пирога и загрузок угля в печь происходит меньшее загрязнение окружающей среды.

При равной производительности на батареях с 7-м печами по сравнению с 6-м общая протяженность уплотняемых стыков меньше на 13,3 %, продолжительность суточного пребывания в откры-том состоянии каждой позиции-источника выброса меньше на 28,6 %, в итоге общий выброс загрязняю-щих веществ уменьшился на 20 %.

При большей емкости коксовых печей меньше потери тепловой энергии от поверхности батареи в расчете на тонну кокса. Площадь поверхности батареи с 6-м печами на 1 т кокса меньше на 5,3 %, чем при высоте печей 4,3 м.

Секционирование регенераторов по горизонтали повышает эффективность теплообмена и уменьшает потребление тепла; внедрение систем автоматиче-ского управления обогревом коксовых печей умень-шает расход тепла более чем на 2 %; общий расход тепла можно снизить на 3–4 %, или 6 м3 коксового газа на каждой тонне кокса. Соответственно уменьшается выброс углекислого газа.

Повышается производительность труда, при вы-даче кокса при традиционном способе загрузки насы-пью из печи с высотой камеры коксования 4,3 м получают 13,4 т, 6 м — 21,2 т, 7 м — 35,8 т и 7,63 м — 43,8 т кокса.

Увеличивается плотность угольной загрузки, что сокращает время коксования, обеспечивает равномерную готовность кокса, улучшает его качество и способствует снижению его расхода при производстве чугуна. Обычно плотность угольной загрузки (на сухую массу) на печах с верхней загрузкой и высотой камер 4,3 м равна 0,75 т/м3, 6 м - 0,76 т/м3, 7,63 м - 0,82 т/м3.

Трамбование угольной шихты для переработки слабоспекающегося угля. Угольную шихту уплот-няют в трамбовочной камере с размерами, несколько меньшими, чем размеры камеры коксования, и загру-жают на поддоне в коксовую печь с машинной сто-роны. Трамбованный угольный пирог имеет плот-ность 1,00–1,15 т/м3, т. е. больше 0,75 т/м3, какую имеет угольная загрузка в печи при загрузке шихты насыпью. Зазоры между частицами угля в трамбован-ной загрузке меньше, а объемная плотность выше, по-

этому в шихте можно на 15–20 % увеличить долю слабоспекающегося угля или получить кокс более высокого качества.

В прошлом столетии в Китае были построены 20 коксовых батарей для коксования трамбованной шихты с камерами высотой 3,2 и 3,8 м. Для загрузки трамбованной шихтой в последние 8 лет разработали батареи с высотой печей 4,3 и 5,5 м, а также самую высокую батарею конструкции ACRE с печами высо-той 6,25 м. К настоящему времени для коксования трамбованной шихты введены в эксплуатацию 14 батарей с камерами высотой 5,5 м. В марте 2009 г. на коксохимическом заводе “Jianhua Coking Plant”, г. Tangshan, провинция Hebei, введена в эксплуатацию коксовая печь высотой 6,25 м для коксования трамбо-ванной шихты. Ее ввод означает новый шаг в технологии коксования трамбованной шихты в печах большого объема.

В настоящее время в Китае работают более 360 батарей с загрузкой трамбованной шихты общей мощностью более 80 млн т/год кокса, что обеспечивает экономию 24 млн т/год коксующихся углей.

Технология сухого тушения кокса. В прошлом столетии Китай не располагал собственной технологией сухого тушения кокса и не производил необходимое оборудование; все приходилось импортировать. В 2004 г. на заводе “Masteel”, Китай, была успешно введена в эксплуатацию демонстрационная УСТК китайского производства, что позволило в последующем успешно проектировать, строить и совершенствовать УСТК. Сейчас в стране имеются технические и материаль-ные ресурсы для проектирования и строительства ка-мер сухого тушения различной мощности, от 50 до 200 т/ч кокса, налажено собственное производство оборудования этого назначения.

Технология сухого тушения позволяет утилизиро-вать 80 % физического тепла раскаленного кокса; в среднем при таком способе тушения тонны кокса получают 0,45–0,58 т пара давлением 3,9 МПа и температурой 450 °С. Если используется котел-утилизатор со средними величинами давления и температуры, то на каждую тонну кокса можно в среднем получить 95–105 кВт⋅ч электроэнергии. На установках с высокими рабочими параметрами этот показатель может быть повышен на 8–15 %.

Применяя сухое тушение, можно повысить качество кокса и снизить его удельный расход в доменной печи. При неизменном качестве кокса сухое тушение кокса позволяет увеличить на 15 % долю слабоспекающегося угля в шихте для коксования.

Сухое тушение по сравнению с тушением кокса водой значительно уменьшает загрязнение окружаю-щей среды, снижает расход тепла на коксование и приносит экономию воды. По данным фирмы



“Baosteel”, при сухом способе тушения на каждой тонне кокса в среднем удается экономить 0,44 т воды.

В настоящее время страна располагает техноло-гией сухого тушения высокой производительности. Эксплуатируются или строятся более 133 установок сухого тушения, общая мощность которых превы-шает 129,6 млн т /год кокса.

Технология регулирования влажности угольной шихты. Технология регулирования влажности уголь-ной шихты предусматривает частичное удаление влаги из угольной шихты до уровня 6 % с использованием тепла коксовых печей или других ис-точников тепла перед ее загрузкой в коксовую печь. С применением технологии регулирования влажности снижение влагосодержания шихты на 1 % позволяет уменьшить расход тепла на коксование на 62,0 МДж/т шихты сухого веса. При снижении влажности шихты с 11 до 6 % расход тепла на коксование сокращается на 310 МДж/т сухого угля.

Внедрение технологии регулирования влажности шихты позволяет повысить плотность угольной за-грузки, уменьшить продолжительность коксования и повысить производительность коксовой печей на 7–11 %. Постоянная влажность угольной шихты способствует стабилизации работы коксовых печей и продлению срока их службы.

Новая технология подготовки шихты обеспечивает повышение прочности кокса. Показа-тель прочности кокса М40, полученного с использова-нием новой технологии подготовки шихты, по сравнению с коксом, изготовленным по традицион-ной технологии, повышается на 1–1,5 %, а показатель прочности кокса CSR после взаимодействия с СО2 ⎯ на 1–3 %. При условии сохранения прежнего качества возможна добавка в угольную шихту дополнительно 8–10 % слабоспекающихся углей.

Для подсушки шихты угля используются дымовые газы коксовых печей, что сокращает выбросы в окру-жающую среду CO2 на ∼35,8 кг на 1 т угля.

В настоящее время на коксохимических производствах китайских фирм “Baosteel”, “Tisco” и “Panzhihua Iron and Steel Company” действуют системы регулирования влажности угольной шихты с использованием в качестве теплоносителя пара и барабанных сушилок китайского производства..

Отрасль производства кокса в Китае располагает технологией, которая отвечает современным задачам черной металлургии и имеет достаточный технический потенциал для дальнейшего развития.


УЛУЧШЕНИЕ КАЧЕСТВА КАМЕННОУГОЛЬНОЙ СМОЛЫ

НА ЗАВОДЕ ГАМИЛЬТОН

На заводе Гамильтон фирмы “US Steel Canada” (USSC), Канада, с 1973 г. действует коксовая батарея № 7 из 83 печей с камерами коксования высотой 5 м. Из-за конструктивных особенностей системы обог-рева на батарее наблюдается перегрев верха печей. Это обусловливает повышенное содержание в каменноугольной смоле веществ, не растворимых в хинолине (QI). В начале 2008 г. содержание в смоле веществ, не растворимых в хинолине, достигло максимальных значений, и потребовались значитель-ные усилия для возврата этого показателя на приемлемый уровень. В докладе представитель фирмы USSC представил факторы и причины резкого ухудшения качества каменноугольной смолы, про-блемы, возникшие на коксовой батарее и в химиче-ском отделении и принятые меры для восстановле-ния нормального качества смолы.

Качество смолы характеризует рабочее состояние и уровень технологии коксовой батареи. Основными показателями качества смолы являются содержание

QI, зольность, плотность и влаж-ность. Более низкие значения указанных показателей означают более высокое качество.

В начале 80-х годов фирма “United States Steel Corporation”, США, применила электронную микроскопию для классификации ве-ществ смолы, не растворимых в хинолине. Этот ме-тод cлужит хорошим инструментом для определения причин снижения качества каменноугольной смолы.

При микроскопии выделяют три главные катего-рии материалов в составе QI углерод из химических (побочных) продуктов коксования, твердые частицы из угля/кокса и прочие материалы. Углерод из химических продуктов коксования QI представлен печной и термической сажей, пиролитическим углеродом (мелкий, включая сферолитические кла-стеры и крупный пластинчатый), пековым коксом (нормальный, сырой или недопал), а иногда также твердое вещество смолы. Частицы компонентов из химических продуктов коксования QI имеют очень малый размер, обычно меньше 2 мкм. Они образу-ются при разложении углеводородов в паровой или газовой фазе (пироуглерод или термическая сажа) или при неполном сгорании угля при загрузке (сажи-

Achieving good quality tar at hamilton works / Baoquan Z. // AISTech 2009 Proceedings. 2009. № 1. С. 79−88. Англ. ____________________________________________________________



стый углерод или печная сажа). Без электронной микроскопии раздельная идентификация этих двух типов нормальных QI затруднена из-за их малого раз-мера. Нормальные компоненты составляют наиболь-шую часть QI, характеризуют полноту загрузки ка-меры коксования и подсос воздуха в печь. Пиролитический углерод и кластеры сферолитиче-ского углерода образуются при газофазном разложе-нии углеводородов. Материалы этих типов обычно обнаруживают как отложение на своде и стенах коксовых печей и связывают с высокими температу-рами.

Компоненты QI из угля/кокса включают уголь (обычный или размягченный), минеральное вещество угля, кокс (нормальный или сырой) и коксовые цено-сферы (нормальные или сырые). Уголь в смоле присутствует в очень малом количестве. Если его содержание в смоле увеличено, это обычно связано с проблемой уноса. Следует отметить, что увеличенное содержание в смоле любого из видов твердых ве-ществ из угля и кокса значительно повышает золь-ность смолы.

К категории прочих компонентов (материалов) QI относятся минеральные вещества, не относящиеся к углю (материалы, применяемые при местном ремонте печей, в том числе огнеупоры, обмазки и др., а также добавки ― нефтяной кокс, антрацит и др.).

На коксохимическом заводе в Гамильтоне содержание QI в смоле к началу 2008 г. увеличилось до 25 %. Такой уровень в обычных условиях регистрируют только на батареях с загрузкой подогретой шихты. Смола имела очень высокую вяз-кость, постоянно забивала трубопроводы и резер-вуары, насосы не справлялись с перекачкой смолы. Значительную часть времени операторы были заняты

поддержанием подвижности смолы, и это влияло на другие операции. Не обеспечивалась постоянная по-дача смолы в первичные и конечные газовые холодильники. Прямым следствием этого стало снижение чистоты коксового газа. Система нижнего подвода отопительного газа на батарее непрерывно нуждалась в очистке из-за низкого качества коксо-вого газа. Такое ухудшение качества смолы серьезно осложнило работу коксовой батареи и химического отделения, что сказалось на производстве кокса. Потребители смолы отказывались принимать ее, по-скольку не могли использовать.

Общеизвестно, что показатель QI смолы связан с полнотой загрузки камеры коксования. Малая высота загрузки приводит к более высокому QI и наоборот. При малой высоте угольной загрузки температура в подсводовом пространстве более высокая, так как фактического объема угля не достаточно для поглощения тепла, выделяемого греющими стенами. Кроме того, при увеличенном подсводовом простран-стве возрастает время пребывания коксового газа в камере коксования. Сочетание высокой температуры в подсводовом пространстве и более продолжитель-ного пребывания газа приводит к более сильному перегреву, крекингу сырого коксового газа и более интенсивному образованию компонентов QI в смоле.

При определении причин ухудшения качества смолы установили, что загрузка не являлась причи-ной высокого содержания QI. Когда в конце 2007 г. показатель QI начал повышаться, предприняли боль-шие усилия по обеспечению полной загрузки печей, но эти усилия не устранили проблему качества смолы. На рисунке показана среднемесячная масса разовой угольной загрузки за последние три года.

Среднемесячная разовая загрузка камеры коксования на батарее № 7 в 2006–2008 гг.



На рисунке видно, что загрузка печей на батарее № 7 с февраля 2008 г. была нормативной. Однако со-держание QI в смоле не снижалось при увеличении уровня загрузки, а наоборот, продолжало повы-шаться, и это указывало на определяющее влияние другого фактора.

Одной из причин высокого QI может быть унос угля в систему газоотвода коксового газа, поэтому проверили гранулометрический состав угольной шихты. Результаты инспекции показали, что шихта на заводе Гамильтон была не мельче, чем на заводе фирмы “USSC” в Lake Erie, Канада, и, таким образом, маловероятно, что угольная мелочь послужила причиной высокого содержания QI в смоле. Позднее это заключение подтвердил петрографический ана-лиз. В числе других факторов, которые могли вызвать высокий QI, проверили работу тарельчатых клапанов, качество оросительной надсмольной воды, условия орошения в коленах стояков, температуру в подсводовом пространстве, работу системы гидроинжекции (HPAL) и содержание кислорода в коксовом газе.

Температуру в подсводовом пространстве изме-рили выборочно на нескольких печах и получили результат около 870 °С. Это значение близко к верх-нему допустимому пределу, и не могло послужить причиной высокого QI. Анализ коксового газа пока-зал концентрацию кислорода в нем 2,3 %, что указы-вает на сильный подсос воздуха в систему газоотвода. Этот воздух мог послужить главной причиной возникшей проблемы с высоким QI.

С целью точного определения причины высокого со-держания QI в смоле провели петрографический анализ значительного количества проб смолы в лабораториях компаний “Coal Tech Petrographic Associates Inc (CPA)” и “Koppers Inc.” Результаты анализа отдельных проб приве-дены в табл. 1. Исследование опытных данных привело к следующим заключениям: унос угля и кокса был обыч-ным и потому не мог быть главной причиной высокого показателя QI в смоле. QI представлен нормальным QI углеродом химических продуктов коксования, на его долю приходится значительная часть 86–91 %; содержа-ние золы было относительно низким при высоком QI.

ТАБЛИЦА 1. РЕЗУЛЬТАТЫ ПЕТРОГРАФИЧЕСКОГО АНАЛИЗА ПРОБ QI С ЗАВОДА ГАМИЛЬТОН ФИРМЫ “US STEEL CANADA”, %

Дата отбора 04.09.2008 04.10.2008 04.10.2008 04.10.2008

Номер пробы Показатели

64944 64945 64946 64947 Нормальные QI 89,8 84,7 88,1 88,1 Пиролитический углерод:

мелкий 1,7 2,8 2,1 1,9 крупный 0,8 1,2 0,8 1,6

Пековый кокс: нормальный ⎯ ⎯- ⎯ −0,1 сырой ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

Всего в побочных продуктах 92,3 88,7 91 91,7 Связанные с углем Ценосфера:

нормальный 4,1 5,4 4,5 3,5 сырой 1,5 2,6 2,2 3,2

Кокс: нормальный 0,4 1,1 0,6 0,2 сырой ⎯- 0,2 ⎯ ⎯

Уголь 0,2 0,3 0,7 0,4 Измененный уголь 1,1 1,1 0,4 0,5 Минералы, связанные с углем 0,2 0,5 0,2 0,2 Всего связанные с углем 7,5 11,2 8,6 8 Минералы, не связанные с углем 0,2 0,1 0,4 0,3 Всего минеральные вещества, не связанные с углем 0,2 0,1 0,4 0,3 Итого 100 100 100 100 Смолистые 0,2 0,3 0,2 0,2 Зола 0,36 0,37 0,32 0,31 QI 24,8 25,8 24,2 24,4

При сопоставлении данных петрографического анализа смол с нормальным (завод Клэйртон) и высо-ким (завод Гамильтон) содержанием QI установили, что угольная и коксовая мелочи не были причиной повышенного содержания QI в смоле. Содержание в QI компонентов, связанных с химическими продук-

тами коксования (нормальных), в пробах с завода Га-мильтон было по крайней мере вдвое выше, чем в пробах с нормальным содержанием QI. Это указывает на то, что проблема крылась в QI, относящихся к химическим продуктам коксования, следовательно главной причиной были “нормальные QI”.



Нормальные QI представлены термическим углеродом (пироуглеродом) или сажистым углеродом и их соотношение определяется технологией коксо-вых печей. Пироуглерод образуется при термическом разложении коксового газа в подсводовом простран-стве вследствие высокой температуры. Масса пироуглерода увеличивается с повышением темпера-туры свода и стен. Сажистый углерод является

продуктом неполного сгорания. Его масса увеличива-ется при усилении подсоса воздуха в камеру печи, что происходит при увеличении продолжительности загрузки, планирования, использования паро/гидроинжекции и особенно при наличии неплотностей. В табл. 2 приведены сводные резуль-таты анализа пиролитического и сажистого углерода.

ТАБЛИЦА 2. СВОДНЫЕ ДАННЫЕ ПО СОДЕРЖАНИЮ ПИРОЛИТИЧЕСКОГО И САЖИСТОГО УГЛЕРОДА

Дата отбора 09.04.08 10.04.08 10.04.08 10.04.08

Номер пробы Показатели

64944 64945 64946 64947 QI, % 24,8 25,8 24,2 24,4

Пиролитический углерод, % Фракции крупности, мкм:

<1,0 22,5 30 29,5 35,5 1,0–3,0 23 16 17 18 >3,0 ⎯ ⎯ 0,5 0,5

Всего 45,5 46 47 54 Средний размер частиц, мкм 1,13 0,93 0,96 0,92

Сажистый углерод, % Фракции крупности, мкм:

<1,0 50,5 50,5 49,5 43 1,0–3,0 4 3,5 3,5 3 >3,0 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

Всего 54,5 54 53 46 Средний размер частиц, мкм 0,53 0,48 0,47 0,53

Из данных табл. 2 следует, что в трех из четырех проб доля сажистого углерода QI превышала долю пиролитического, что подтверждает значительное образование сажистого углерода и свидетельствует о серьезной проблеме подсоса воздуха. Данные анализа содержания кислорода в коксовом газе позволили за-ключить, что главной причиной повышенного содержания QI в смоле был подсос воздуха. Дальней-шее обследование показало, что воздух поступал в печи из-за плохо отцентрированных телескопов углезагрузочных вагонов, через трещины в коленах стояков, через двери на машинной и коксовой сторо-нах. Предприняли усилия по улучшению центровки телескопов загрузочных вагонов, уменьшению под-

соса через колена стояков и двери камер и одновре-менно решили проблему улучшения качества смолы. Для контроля изменения свойств смолы отбирали и анализировали пробы смолы. Результаты контроля показывали, что со снижением содержания QI снижа-лись также влажность и зольность смолы.

Таким образом, содержание в смоле веществ, не растворимых в хинолине, повышается при увеличе-нии объема свободного пространства после загрузки шихты и подсоса воздуха в камеру коксования и снижается при их уменьшении.


ОЦЕНКА ПРОДУКТОВ ПИРОЛИЗА ПЛАСТИКА И КАМЕННОГО УГЛЯ

Япония, стремясь к построению общества с оборотным использованием ресурсов, в апреле 2000 г. ввела в действие в полном объеме закон об оборот-

ном использовании пластмассовой тары и упаковки. Это стимулиро-вало разработку технологий рециклинга бытовых пластмассо-вых отходов, строительство установок по переработке отходов

и другие виды работ в этом направлении. В черной металлургии разработали и применили в про-

Evaluation of pyrolysis products of plastics and coal / Oki Tsuyoshi, Nishifuji Masayuki, Tanaka Tatsuhiko // Tetsu-to-Hagane =Journal of the Iron and Steel Institute of Japan. 2009. 95. № 7. С. 586–591. Яп., огл. на англ. _____________________________________________________________



мышленном масштабе технологию использования пластика в качестве восстановителя в доменной печи и метод химического рециклинга в коксовой печи ― получение вторичного сырья из отходов пластмасс с использованием коксовых печей. Метод химического рециклинга в коксовой печи заключается в том, что отходы пластмассы вместе с угольной шихтой загружают в коксовую печь и подвергают коксованию, в результате чего без ухудшения качества кокса осуществляют превращения отходов пластика в продукты в виде кокса, масел и коксового газа.

Коксовый газ полностью используется в качестве то-плива на металлургических заводах, энергоносителя на электростанциях и в других производствах. В случаях нехватки коксового газа его приходится заменять дру-гими ресурсами, такими как сжиженный природный газ и др. Теплотворная способность коксового газа имеет большое значение в технологии и влияет на производственные издержки. В связи с этим важно представлять влияние добавки отходов пластика в шихту для коксования на свойства коксового газа.

По пиролизу полиэтилена (РЕ), полипропилена (РР), полистирола (PS) и других пластмасс выполнено много исследований в интервале 300–600 °C, между тем почти отсутствуют работы в области температур, характерных для коксовых печей (температура про-

цесса коксования превышает 1000 °C). Пластик в смеси с углем подвергается пиролизу при косвенном нагреве через кладку стен камеры коксования. Счи-тают, что в этом случае происходит первичный пиро-лиз, а образующиеся газ и смола, как неразложив-шиеся компоненты, перемещаясь в высокотемпературном пространстве коксовой печи, подвергаются вторичному разложению. Имеются сведения о характеристике образующегося газа при пиролизе пластика с применением эксперименталь-ных систем со вторичным нагревом, но при условиях отличных от процесса в коксовых печах.

Токийский университет естественных наук, г. То-кио, Япония, и исследовательская лаборатория новей-ших технологий фирмы “Nippon Steel”, Япония, разработали экспериментальную систему с устройст-вами нагрева для первичного разложения и высокотемпературного нагрева для вторичного разложения, образующихся продуктов пиролиза. Ав-торы статьи, пользуясь этой системой, воспроизвели и проанализировали процесс пиролиза пластика, смеси пластика и каменного угля и на основе результатов выполненного анализа оценили влияние добавки в угольную шихту отходов пластика на образование и свойства коксового газа.

Методика исследования

Экспериментальная система мониторинга газа, образующегося при пиролизе пластика, содержит сле-дующие основные устройства: устройство подачи газа; устройство нагрева пробы и детектор (схема системы и методика работы на ней в реферате не приведены). Устройство нагрева пробы представляет собой сдвоенную трубчатую печь с электронагревателями, состоящую из печи первич-ного нагрева пробы до заданной температуры (макси-мальная температура 1000 °С) и печи вторичного на-грева продуктов пиролиза после первичной печи до высоких температур для осуществления вторичного пиролиза. Продукты пиролиза, образующиеся в печи первичного нагрева, транспортировали в печь вторич-ного нагрева газом-носителем. В образующемся при

пиролизе газе непрерывно анализировали СН4, С2Н4, СО и СО2 инфракрасным спектрометром FT-IR. Пре-дел обнаружения контролируемого газа ~0,01 объемн. %. В качестве газа-носителя и замещающего газа использовали смесь водорода и гелия H2 : He = 1 : 1.

Исследования провели с образцами полиэтилена, полипропилена и полистирола производства фирмы MERCK в виде порошка массой 2 мг и спекающегося угля Р (битуминозный) массой 100 мг. Элементный состав и зольность угля Р приведены в табл. 1. Долю пластика в смеси с углем установили равной ∼2 мас. %, что соответствует добавке пластика в шихту по технологии его переработки в коксовых печах. Испытуемая смесь содержала 100 мг угля и 2 мг пла-стика.

ТАБЛИЦА 1. ЭЛЕМЕНТНЫЙ СОСТАВ И ЗОЛЬНОСТЬ УГЛЯ Р

Состав, мас. % C H N S O

Зольность, мас. %

90,22 4,96 1,79 0,62 2,41 9,5

Результаты

Определили и сравнили выход продуктов коксова-ния (кокс, смола, газ) при пиролизе угля G (табл. 2) в печи первичного нагрева, печи первичного + вторич-

ного нагрева на экспериментальной установке и в промышленной коксовой печи.



ТАБЛИЦА 2. ЭЛЕМЕНТНЫЙ СОСТАВ И ЗОЛЬНОСТЬ УГЛЯ G

Состав, мас. % C H N S O

Зольность, мас. %

89,19 5,07 1,78 0,57 3,39 8,7

В табл. 3 представлен выход продуктов пиролиза угля: А — в промышленной коксовой печи, В — в экспериментальной системе при пиролизе в печи пер-вичного нагрева, С — в экспериментальной системе при пиролизе в печах первичного + вторичного на-грева, С–В — разность величин выхода. По сравне-нию с данными пиролиза в печи первичного нагрева (В) выход всех продуктов пиролиза (кокса, смолы,

газа) в системе с печами первичного + вторичного на-грева (С) ближе к показателям промышленной коксо-вой печи. При пиролизе в системе печь первичного + вторичного нагрева выход смолы получается меньше, выход газа ― больше. Это свидетельствует о том, что смола, образовавшаяся в печи первичного нагрева, подвергалась в печи вторичного нагрева дополни-тельному пиролизу, т. е. газификации и коксованию.

ТАБЛИЦА 3. ВЫХОД ПРОДУКТОВ КОКСОВАНИЯ УГЛЯ G

Выход продуктов, мг Система пиролиза кокс смола газ всего

А 160 6-8 30 200 В 145,1 19,8 18,6 183,5 С 146,9 10,0 26,6 183,5

С−В 1,8 −9,8 8,0 0 В промышленной коксовой печи уголь и пластик

нагреваются в условиях косвенного нагрева “через стенку“. Считают, что пиролиз состоит из следующих процессов: первичного пиролиза угля и пластика (реакция первичного разложения) и вторичного пиро-лиза (реакция вторичного разложения) образовав-шихся газов, смолы и неразложившихся веществ при первичном пиролизе во время движения в высокотемпературном пространстве коксовой печи.

Провели сравнительный анализ газообразных про-дуктов, образовавшихся при пиролизе полиэтилена, полипропилена и полистирола в экспериментах только в печи первичного нагрева и в печах первич-ного + вторичного нагрева и оценили эффект печи вторичного нагрева. Степень конверсии углерода пла-стиков в газообразные продукты показана на рис. 1. Основными газообразными продуктами газа вторич-ного разложения были СН4 и С2Н4.

Рис. 1. Конверсия углерода пластика в газообразные продукты при первичном нагреве (А) и первичном + вторичном нагреве (В): РЕ — полиэтилен; РР — полипропилен; PS — полистирол

При пиролизе с первичным + вторичным нагревом объем газа, выделенного из всех проб, был больше. Это объясняют пиролизом и газификацией в печи вторичного нагрева неразложившихся компонентов и смолы, перенесенных газом-носителем из печи первичного нагрева.

Объемы, составы газов, полученных при пиролизе полиэтилена и полипропилена, имеют большое сход-ство, что объясняют химической структурой пласти-ков. Считают, что в обоих случаях протекают одинаковые реакции разложения.

В экспериментах с полистиролом регистрировали пик компонента, имеющего структуру с бензольными кольцами, но количественно определить бензол в этих экспериментах не удалось. При разложении полистирола происходит деполимеризация отдельных мономеров. Предполагают, что под действием тепла в печи вторичного нагрева к мономерам присоединя-ется водород, и через стирол и этилбензол происхо-дит разложение до бензола, С2Н4 и СН4.

Провели эксперименты образования газообразных продуктов пиролиза полиэтилена в печи вторичного нагрева при температуре 800, 850, 900 и 1000 °C (рис. 2).

На рис. 2 видно, что при 800 °C степень конверсии пластика невысокая, а при 850 °C и выше достигла почти 100 %. По мере повышения температуры в печи вторичного нагрева снижалось содержание С2Н4 и повышалось — СН4. Это указывает на то, что при увеличенном теплоподводе к пластику водород присоединяется к С2Н4 и активизируется разложение до СН4. Выяснили, что при более высоких температу-рах в печи вторичного нагрева образуется газ с мень-шей молекулярной массой.



Рис. 2. Конверсия углерода полиэтилена в газооб-разные продукты при различной температуре в печи вторичного нагрева

Определили состав газа, выделенного из пласти-

ков в период повышения температуры в печи первич-ного нагрева. Пик количества газа, выделенного из полиэтилена, приходится на температуры, близкие к 450 °C, у полипропилена — около 440 °C, а у полистирола — около 390 °C; газовыделение при пиролизе заканчивается в диапазоне температур ниже 500 °C. Выделение газа при нагреве угля Р началось вблизи температуры 300 °C и после достижения интервала температур размягчения и плавления (при-мерно 400–500 °C) оно усиливалось с повышением температуры, а вблизи 500 °C стала снижаться концентрация СН4 Зарегистрированное повышение концентрации газа (СН4) вблизи 700 °C объясняют взаимодействием смолы и водорода в газе-носителе. В экспериментах убедились, что сконструированная

система позволяет проконтролировать процесс пиро-лиза пластика и состав образующегося газа в функ-ции температуры в реальном времени.

Установили, что при коксовании различных сме-сей угля с пластиком в отношении определения объ-ема и состава образующихся газообразных продук-тов действует принцип аддитивности. Следовательно, в отношении газа, образующегося при пиролизе сме-сей, возможна оценка на основе суммирования газов, образующихся только из пластика и только из угля. Установили также, что при пиролизе смешанных проб отсутствует взаимовлияние компонентов смеси, образуются газы, соответствующие отдельным компонентам. Можно предположить, что и для про-цесса в коксовой печи с поступлением в коксовый газ продуктов пиролиза пластика справедливо правило аддитивности.

Определили влияние добавки пластика на свой-ства коксового газа. Для этого сравнили объемы газа, выделяемого при пиролизе только угля и смеси угля и 2 мас. % отходов пластика типичного состава (табл. 4). В табл. 4 приведен состав типичных отходов пластмассы, подпадающих под действие закона о рециклинге пластмассовой тары и упаковки в Япо-нии. В табл. 5 приведены содержание СН4, С2Н4, СО и СО2 в коксовом газе, полученном при пиролизе пластика, угля и угля с добавкой пластика в экспериментальной системе: А — выход газа из отхо-дов пластика массой 2 мг; В — выход газа из 102 мг каменного угля Р; С — аддитивные величины газовыделения из 100 мг угля Р с добавкой 2 мг отхо-дов пластика.

ТАБЛИЦА 4. ТИПИЧНЫЙ СОСТАВ ОТХОДОВ ПЛАСТИКА

Компоненты, мас. %

полиэтилен полистирол полипропилен поливинил-хлорид

поливинили-денхлорид

полиэтилен- терефталат прочее

20 30 15 4,5 0,5 10 20

ТАБЛИЦА 5. ОБЪЕМЫ ВЫДЕЛЕННЫХ ГАЗОВ ИЗ ПРОБ А, В И С ПРИ ПИРОЛИЗЕ В ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЙ СИСТЕМЕ

Объем выделенных газов, мл Пробы СН4 С2Н4 СО СО2 всего

А 0,98 0,17 0 0 1,15 В 13,00 0,75 1,41 0,16 15,32 С 13,73 0,90 1,38 0,16 16,17

Из табл. 5 следует, что при добавке к углю 2 мас.

% отходов пластика (проба С) по сравнению с одним углем (проба В) объем выделенного при пиролизе СН4 увеличился приблизительно на 5,6 %, С2Н4 — на 20,4 %, а объем газа ⎯ на 5,6 %, что обусловлено высокой степенью газификации пластика, равной около 40 %. Увеличение выхода объема СН4 и С2Н4 при добавке в уголь для коксования отходов пластика

повышает теплотворную способность коксового газа на ~9,5 % по сравнению с газом только из угля.

Таким образом, переработка отходов пластмассы в коксовых печах эффективна для их утилизации и повышает теплотворную способность коксового газа.


АГЛОДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО


СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЕТА С ПРОИЗВОДСТВЕННЫМИ ПОКАЗАТЕЛЯМИ РАБОТЫ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ

Специалистами кафедры металлургии Шведского королевского института технологии, Стокгольм, при финансовой поддержке Шведского энергетического агентства и Шведской ассоциации производителей стали Jernkontoret проведены термодинамические расчеты химических реакций с участием находящихся в равновесии чугуна, шлака и газа с целью определения поведения кремния в горне доменной печи (ДП). Хотя состояние равновесия между различными фазами, участвующими в реакциях в горне ДП, вероятно, не достигается, однако, расчет равновесного состояния важен как первый шаг моделирования поведения кремния.

Расчеты равновесия реакций выполнили на персо-нальном компьютере в среде Windows, с примене-нием программного продукта Thermo-Calc Classic, версия Q (редакция “Альфа”). Эта программа исполь-зует термодинамические данные из нескольких баз. В настоящей работе подключили и использовали одновременно три базы данных:

1. Slag1 — база данных железосодержащего шлака (TC Fe containing Slag Database), версия 1.2, 1992/1998 — использовалась для расчетов шлаковой и твердой фаз . Обогащенная желе-зом жидкая фаза описана с применением мо-дели разбавленного раствора согласно предложению Хиллерта с коэффициентами взаимодействия из работы Сигворта и Эл-лиота. Фаза жидкого шлака рассчитывалась по модели IRSID, в основе которой — модель квазихимической ячейки Капура-Фроберга (Kapoor-Frohberg), модифицированная Геем (Gaye).

2. TCFe3 — TCSAB Steels/Fe Alloys Database version 3.0, 2002 — включает модель легирования для обогащенной железом жид-кой фазы. Она была разработана для расчетов

в области высокого содержания железа и базируется на экспери-ментальных данных для двойных и тройных систем, экстра-полированных на системы более высокого порядка.

3. SSub3 — SGTE Substance Database version 3.1, 2001/2002 — применялась для расчета газо-вой фазы. Эта база создана научной группой SGTE (Scientific Group Thermodata Europe).

Коэффициенты активности наиболее важных растворенных элементов в расплаве типичного со-става рассчитали следующими четырьмя методами:

1) пользуясь уравнением Вагнера для разбавлен-ных растворов с коэффициентами взаимодействия первого порядка при 1600 °С;

2) с помощью базы Slag1 в программном продукте Thermo-Calc, основанной на расчетах по моделям раз-бавленного раствора;

3) с использованием пакета Thermo-Calc и базы данных TCFe3, которая может оперировать более высокими концентрациями элементов в железном расплаве;

4) с Thermo-Calc и базой данных TCFe3, как и в варианте 3, но с исключением второстепенных элементов (P, Cr, Ni, Cu, Mo).

В варианте 1 уравнения расчета коэффициентов активности можно представить как:

[% ]i ia f i= ; (1)

2

log [% ]k

ji i

jf e j

=

= ∑ , (2)

где ai ⎯ активность i-го компонента; fi ⎯ коэффициент активности i-го компонента; [% i] ⎯ химическая концентрация i-го компонента в жидкости, мас. %; j

ie ⎯ коэффициент влияния j-го компонента на i-й (коэффициент взаимодействия); k ⎯ количество компонентов в системе.

Активность железа принимали равной единице. В этой модели использовали параметры взаимодействия первого порядка при 1600 °С в компиляции Энга, представленные в табл. 1.

Comparison of calculated equilibrum and operation data for blast furnace with focus on silicon / J. Gustavsson, M.A.T. Andersson, P.G. Jonsson // Ironmaking and Steelmaking. 2009. 36. № 5. С. 341–353. Англ. _______________________________________________________



ТАБЛИЦА 1. ПАРАМЕТРЫ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ПЕРВОГО ПОРЯДКА ПРИ 1600 °С

Эле-мент С Si Mn P S Cr Ni Cu V Al Mo Ti

С 0,124 0,08 −0,012 0,051 0,046 −0,024 0,012 0,016 −0,077 0,043 0,008 ⎯

Si 0,18 0,11 ⎯ 0,11 0,056 −0,0003 0,005 0,014 0,025 0,058 ⎯ ⎯

Mn −0,07 ⎯ ⎯ −0,0035 −0,048 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

P 0,13 0,12 ⎯ 0,062 0,028 −0,03 0,0002 0,024 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

S 0,11 0,063 −0,026 0,29 −0,028 −0,011 ⎯ −0,008 −0,016 0,035 0,003 −0,072

Cr −0,12 −0,0043 ⎯ −0,053 −0,02 ⎯ 0,0002 0,02 ⎯ ⎯ −0,002 0,059

Ni 0,042 0,0057 ⎯ −0,0035 −0,0037 −0,0003 0,0009 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

Cu 0,066 0,027 ⎯ 0,044 −0,021 0,018 ⎯ 0,023 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

V −0,34 0,42 ⎯ ⎯ −0,028 ⎯ ⎯ ⎯ 0,015 ⎯ ⎯ ⎯

Al 0,091 0,0056 ⎯ ⎯ 0,03 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

Mo 0,1 ⎯ ⎯ ⎯ −0,0005 −0,0003 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯

Ti ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ −0,11 0,055 ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ 0,013

Коэффициенты активности в вариантах 2)–4)

рассчитали по программе Thermo-Calc. В этой про-грамме используются стандартные состояния, когда чистый элемент имеет активность, равную единице. Чтобы иметь возможность сравнивать полученные результаты с результатами в варианте 1, произвели замену: стандартным считали состояние при концентрации 1 мас. %. При 1 %-ном стандартном со-стоянии для разбавленных растворов железа рассчитывали активность компонента по уравнению (1). Коэффициент активности достигает 1, когда содержание элемента, мас. %, приближается к нулю в чистом жидком железе. Для замены стандартного со-стояния воспользовались значениями ΔG° по Хаесу, представленными ниже:

Реакция ΔG°, J mol−1 С (графит) = С 22 594 − 42,258 T Si(I) = Si −131 503 − 17,238 T Mn(I) = Mn 4084 − 38,158 T 1/2[P2(g)] = P −122 173 − 19,246 T 1/2[S2(g)] = S −135 060 + 23,43 T Cr(I) = Cr 0 − 37,698 T Ni(I) = Ni −20 920 − 31,045 T Cu(I) = Cu 33 472 − 39,371 T V(I) = V −42 258 − 35,982 T Al(I) = Al −63 178 − 27,907 T Mo(I) = Mo 0 − 42,802 T Ti(I) = Ti −46 024 − 37,028 T

Расчеты были проведены для условий двух ДП,

некоторые характеристики и показатели работы кото-рых, а также состав шлака и чугуна приведены в табл. 2 и 3.

ТАБЛИЦА 2. ТЕХНИЧЕСКИЕ ДАННЫЕ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ

Показатели Печь № 3 SSAB, Лулеа, Швеция

Печь № 4, SSAB, Окселезунд, Швеция

Суточная производительность, т/сут 7000 3000 Дата капительного ремонта, год 2000 1996 Диаметр горна, м 11,4 8,6 Рабочий объем, м3 2540 1339 Число фурм 32 20 Число леток 2 1 Система загрузки Бесконусное устройство с

центральной подачей Вращающийся лоток

Максимальное избыточное давление на колошнике, атм 1,5 0



ТАБЛИЦА 3. СРЕДНИЙ СОСТАВ ПРОДУКТОВ ПЛАВКИ И ТЕМПЕРАТУРА ЧУГУНА НА ДВУХ ВЫПУСКАХ ДП № 3 НА ЗАВОДЕ ФИРМЫ SSAB В ЛУЛЕА

Но-мер вы-пуска чу-гуна

Тем-пера-тура чу-гуна в же-лобе, °С

Число заме-ров тем-пера-туры

[%C] [%Si] [%Mn] [%P] [%S] [%Cr] [%Ni] [%V] [%Al] [%Ti] [%Fe]

6027 1478 6 4,45 0,28 0,38 0,035 0,055 0,027 0,031 0,29 0,11 0,07 94,29

6984 1496 3 4,53 0,33 0,33 0,038 0,037 0,028 0,031 0,32 0,05 0,11 94,21

Номер вы-пуска шлака

(%Fe)tot (%CaO) (%SiO2) (%MnO) (%P2O5) (%S) (%Al2O3) (%MgO) (%Na2O) (%K2O) (%V2O5) (%TiO2)

Коли-че-ство проб шлака

6027 0,17 33,0 32,8 0,56 0,010 1,11 12,01 17,04 0,67 0,46 0,08 2,50 4

6984 0,11 33,2 32,4 0,33 0,010 1,44 11,90 17,87 0,54 0,52 0,64 2,22 5

Расчет равновесия выполнили на базе 21 выпуска

на печи в Окселезунде и двух выпусков на печи в Лулеа. Равновесие между чугуном и шлаком рассчитали при измеренной температуре чугуна и трех величинах полного давления газа: 1 бар; полное давление газа в кольцевом воздухопроводе; расчетное полное давление, при котором газовая фаза термодинамически стабильна. Азот в расчетах не учитывался.

Составы чугуна и температуры, а также выход шлака, для которых был проведен расчет коэф-фициентов активности элементов, растворенных в чугуне, приведены в табл. 4.

Из результатов расчета по четырем вышеприведенным методам, представленных для печи в Окселезунде на рис. 1, а для печи в Лулеа — на рис. 2, можно сделать следующие выводы:

- различие методов расчета сильно влияет на прогнозируемые величины коэффициентов активно-сти. Наибольшее отличие абсолютных значений коэффициентов активностей обнаружено для кремния и фосфора: от 3,2 до 12,5 и от 3,8 до 14,0, соответст-венно. Наибольшее относительное различие отмечено у молибдена и ванадия — от 6 до 12 раз;

- расчетные коэффициенты активности для домен-ной печи № 4 в Окселезунде и для печи № 3 в Лулеа не равны. Максимальное различие между составило ±23 %. С учетом этого нельзя рекомендовать созда-

ние моделей, где коэффициенты активности счита-ются константами.

- расчетные коэффициенты активности жидкого железа в чугуне по отношению к чистому жидкому железу составили: для печи в Окселезунде — 0,66, а для печи в Лулеа — 0,69.

ТАБЛИЦА 4. СОСТАВ И ТЕМПЕРАТУРА ЧУГУНА, ИСПОЛЬЗОВАННЫЕ ПРИ РАСЧЕТЕ КОЭФФИЦИЕН-ТОВ АКТИВНОСТИ

Элемент Окселезунд,

выпуск № 42521, мас.

%

Лулеа, выпуск

№ 6027, мас. %

С 4,5515 4,4500 Si 0,6169 0,2544 Mn 0,3092 0,3756 P 0,0384 0,0350 S 0,0415 0,0562 Cr 0,0378 0,0268 Ni 0,0223 0,0313 Cu 0,0052 ⎯ V 0,2781 0,2896 Mo 0,0008 ⎯ Ti 0,1598 0,0642 Fe 93,9385 94,4168 Температура, °С 1493 1478 Выход шлака, кг/т чугуна 172 163



Рис. 1. Расчетные коэффициенты активности химических элементов в чугуне в; выпуск № 52521, печь в Окселезунде: 1–4 — методы расчета коэффициента активности Рис. 2. Расчетные коэффициенты активности химических элементов в чугуне в; выпуск № 6027, печь в Лулеа: 1–4 — методы расчета коэффициента активности

Исходя из полученных результатов, в дальнейшем для расчетов использовали только базу данных TCFe3. Элементами-примесями, показанными на рис. 1 и 2, пренебрегли.

Расчеты, выполненные в этой работе, в значитель-ной степени связаны с активностью кремния. Туркдо-ган предположил, что коэффициент активности крем-ния в расплавах, насыщенных углеродом и содержа-щих кремний в количестве менее 2 мас. %, равняется около 13 при условии 1 %-ного стандартного состоя-ния. Также были проведены измерения активности в тройной системе Fe−Si−C. Активность кремния по отношению к чистому жидкому кремнию рассчитали с использованием базы данных TCFe3 и результат сравнили с измеренной активностью. Как видим из рис. 3, измеренные значения активности хорошо согласуются с расчетными.

Результаты расчета равновесия, относящиеся к выпускам № 6027 (печь № 3 в Лулеа) и № 42517

(печь № 4 в Окселезунде), представлены в табл. 5 и 6 соответственно.

Рис. 3. Результаты расчетной активности кремния по отношению к чистому кремнию в срав-нении с данными: а ⎯ Чипмена; б ⎯ Чипмена и Башвитца; в ⎯ Смита и Тейлора



ТАБЛИЦА 5. РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА РАВНОВЕСИЯ ПО ПРОГРАММЕ Thermo-Calc ПРИ РАЗНЫХ ВЕЛИЧИНАХ ПОЛНОГО ДАВЛЕНИЯ ДЛЯ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ В ЛУЛЕА (СРЕДНИЕ ЗНАЧЕНИЯ ДЛЯ ВЫПУСКА № 6027)

Полное давление газа 0,987 атм


(давление в коль-цевом трубопро-

воде)

Полное давление газа 4,850 атм (без газообразования) Компо-

нент Нормализован-ный измеренный состав, мас. %

Расчетная актив-

ность при 0,987 атм равно-

весный состав, мас. %

равно-весная актив-ность

равно-весный состав, мас. %


равно-весный состав, мас. %


Ис-ход-ное сос-тоя-ние ак-тив-ности

Чугун: [С] 4,41 6,83Е-01 3,87 5,40Е-01 4,34 6,64Е-01 4,41 6,85Е-01 Графит[Si] 0,25 1,15Е-05 0,82 3,88Е-05 0,34 1,60Е-05 0,27 1,24Е-05 Si(I) [Mn] 0,37 1,42Е-03 0,43 1,76Е-03 0,39 1,53Е-03 0,38 1,47Е-03 Mn(I) [S] 0,06 3,25Е-08 0,014 1,76Е-09 0,051 6,80Е-09 0,059 7,29Е-09 S2(g) [V] 0,296 8,15Е-05 0,29 1,04Е-04 0,29 8,44Е-05 0,29 8,16Е-05 V(I) [Al] ⎯ ⎯ 0,0011 1,60Е-06 0,0003 3,99Е-07 0,0002 3,00Е-07 Al(I) [Ti] 0,06 2,20Е-06 0,061 2,82Е-06 0,061 2,28Е-06 0,061 2,20Е-06 Ti(I) [Fe] 94,56 6,85Е-01 94,52 7,09Е-01 94,53 6,88Е-01 94,53 6,84Е-01 Fe(I)

Выход шлака, кг/т чугуна 163 149 161 163 Шлак:

(Fe)tot 0,17 7,23Е-04 0,16 8,98Е-04 0,48 2,72Е-03 0,56 3,33Е-03 Вюстит(CaO) 33,9 37,0 5,36Е-02 34,3 2,44Е-02 33,9 2,22Е-02 CaO(s)

(SiO2) 33,7 6,58Е-02 28,6 1,29Е-02 32,8 5,19Е-02 33,5 6,10Е-02 SiO2 (кварц)

(MnO) 0,58 4,35Е-03 0,08 1,26Е-03 0,38 3,42Е-03 0,47 4,05Е-03 MnO(s)(S) 1,14 2,40Е-09 1,55 1,76Е-09 1,20 6,80Е-09 1,13 7,29Е-09 S2(g) (Al2O3) 12,3 9,25Е-02 13,5 4,40Е-02 12,5 8,31Е-02 12,3 8,73Е-02 Al2O3(s)(MgO) 17,5 2,86Е-01 19,1 6,37Е-01 17,7 3,24Е-01 17,5 2,98Е-01 MgO(s)(Na2O) 0,69 5,45Е-07 0,02 5,40Е-08 0,65 6,54Е-07 0,69 5,88Е-07 Na2O(s)

Выход газа, кг/т чугуна 0 13,5 1,8 0 Газ:

CO 9,27Е-01 9,61Е-01 9,73Е-01 CO(g) Na 7,26Е-02 3,87Е-02 2,63Е-02 Na(g) CO2 1,62Е-04 5,24Е-04 6,53Е-04 CO2(g)Na2 5,62Е-05 5,29Е-05 3,08Е-05 Na2(g) COS 2,19Е-06 8,59Е-06 1,01Е-05 COS(g)Mg 2,54Е-04 1,12Е-05 6,68Е-06 Mg(g) Mn 3,25Е-05 7,65Е-06 5,86Е-06 Mn(g) SiO 1,53Е-05 5,31Е-06 4,04Е-06 SiO(g) Fe 1,16Е-05 3,04Е-06 2,41Е-06 Fe(g) SiS 1,87Е-06 7,88Е-07 5,65Е-07 SiS(g) CS 4,25Е-07 5,33Е-07 5,09Е-07 CS(g) CS2 4,35Е-09 2,06Е-08 2,28Е-08 CS2(g)S 2,04Е-08 2,08Е-08 1,93Е-08 S(g) S2 1,76Е-09 6,80Е-09 7,29Е-09 S2(g) MgS 5,86Е-08 9,74Е-09 6,74Е-09 MgS(g)O2 4,38Е-16 1,15Е-15 1,39Е-15 O2(g)

Коэффициенты распреде-ления:

LFe 0,0018 0,0017 0,0051 0,0059 LSi 63 16 45 59 LMn 1,2 0,15 0,75 0,96 LS 20 114 23 19



ТАБЛИЦА 6. РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТА РАВНОВЕСИЯ ПО ПРОГРАММЕ Thermo-Calc ПРИ РАЗНЫХ ВЕЛИЧИ-НАХ ПОЛНОГО ДАВЛЕНИЯ ДЛЯ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ В ОКСЕЛЕЗУНДЕ (СРЕДНИЕ ЗНАЧЕНИЯ ДЛЯ ВЫПУСКА № 42517)


Полное давление газа 1,97 атм (дав-ление в кольце-вом трубопро-

воде)

Полное давление газа 3,82 атм (без газообразования

Компонент Нормализо-ванный изме-

ренный состав, мас. %

Расчетная актив-

ность при 0,987 атм равнов

есный состав, мас. %

равновесная активность

равновесный состав, мас. %


равновесный состав, мас. %


Ис-ход-ное сос-тоя-ние ак-тив-но-сти

Чугун: [С] 4,55 7,63Е-01 4,02 6,12Е-01 4,27 6,84Е-01 4,55 7,67Е-01 Графит[Si] 0,51 2,67Е-05 1,10 5,88Е-05 0,83 4,39Е-05 0,54 2,82Е-05 Si(I) [Mn] 0,30 1,13Е-03 0,36 1,43Е-03 0,35 1,34Е-03 0,33 1,21Е-03 Mn(I) [S] 0,056 2,38Е-08 0,017 3,28Е-09 0,037 7,53Е-09 0,061 1,03Е-08 S2(g) [V] 0,28 7,58Е-05 0,28 9,63Е-05 0,28 8,58Е-05 0,28 7,59Е-05 V(I) [Al] ⎯ ⎯ 0,0011 1,78Е-06 0,0006 9,17Е-07 0,0003 4,48Е-07 Al(I) [Ti] 0,14 3,86Е-06 0,14 5,93Е-06 0,12 4,57Е-06 0,10 3,39Е-06 Ti(I) [Fe] 94,06 6,65Е-01 94,08 6,86Е-01 94,11 6,75Е-01 94,15 6,63Е-01 Fe(I)

Выход шлака, кг/т чугуна 164 147 155 163 Шлак:

(Fe)tot 0,22 5,71Е-04 0,21 8,38Е-04 0,40 1,47Е-03 0,60 2,50Е-03 Вюстит(CaO) 32,25 1,61Е-02 35,79 4,21Е-02 33,88 2,57Е-02 32,32 1,73Е-02 CaO(s)

(SiO2) 34,32 9,43Е-02 29,59 1,88Е-02 31,73 4,49Е-02 34,08 8,61Е-02 SiO2 (кварц)

(MnO) 0,56 3,07Е-03 0,08 9,95Е-04 0,20 1,67Е-03 0,39 2,60Е-03 MnO(s)(S) 1,41 4,10Е-09 1,82 3,28Е-09 1,56 7,53Е-09 1,30 1,03Е-08 S2(g) (Al2O3) 12,89 1,03Е-01 12,73 5,18Е-02 13,11 7,88Е-02 12,91 9,70Е-02 Al2O3(s)(MgO) 18,36 2,51Е-01 19,76 5,59Е-01 19,13 3,68Е-01 18,40 2,64Е-01 MgO(s)

Выход газа, кг/т чугуна 0 12,4 6,4 0

Газ: CO 9,995Е-01 9,996Е-01 9,994Е-01 CO(g) CO2 1,68Е-04 3,01Е-04 5,20Е-04 CO2(g)COS 3,25Е-06 6,96Е-06 1,13Е-05 COS(g)Mg 2,23Е-04 4,12Е-05 8,82Е-06 Mg(g) SiO 2,21Е-05 1,48Е-05 8,48Е-06 SiO(g)Mn 2,59Е-05 1,21Е-05 5,65Е-06 Mn(g) Fe 1,09Е-05 5,36Е-06 2,72Е-06 Fe(g) SiS 3,88Е-06 3,11Е-06 1,68Е-06 SiS(g) CS 6,45Е-07 7,74Е-07 7,28Е-07 CS(g) CS2 9,18Е-09 2,36Е-08 3,61Е-08 CS2(g)S 2,73Е-08 2,93Е-08 2,46Е-08 S(g) S2 3,28Е-09 7,53Е-09 1,03Е-08 S2(g) MgS 7,07Е-08 2,79Е-08 9,71Е-09 MgS(g)FeS 4,34Е-09 4,58Е-09 3,77Е-09 FeS(g)Са 9,78Е-08 1,67Е-08 3,36Е-09 Са(g) O2 3,89Е-16 6,22Е-16 9,58Е-16 O2(g)

Твердые Вещества, кг/т чугуна

MgO⋅Al2O3 3,2 0,9 ⎯ Ti4C2S2 ⎯ 0,3 0,6

Коэффициенты распределения:

LFe 0,0023 0,0022 0,0042 0,0064 LSi 31 13 18 30 LMn 1,4 0,18 0,44 0,92 LS 25 105 42 21



Все равновесные активности приведены по отношению к чистым веществам, как указано в столбце “исходное состояние активности”. Считают, что чистые вещества при фактическом полном давле-нии газа имеют единичную активность. Коэффици-енты распределения определены как:

(% )[% ]x

xLx

= , (3)

где Lx — коэффициент распределения элемента х; (% x) — содержание элемента х в шлаке, мас. %; [% x] — содержание элемента х в чугуне.

Из расчета при отсутствии газообразования сле-дует, что равновесное парциальное давление СО в условиях выпуска чрезвычайно высокое. А именно, оно выше приблизительно на 25 и 94 %, чем полное давление газа в кольцевом воздухопроводе на домен-ной печи в Лулеа и в Окселезунде, соответственно. Коэффициенты равновесного распределения LSi, LMn и LS в столбце, где отсутствовало газообразование, соответствуют измеренным значениям. Содержание Fe в шлаке, однако, выше измеренного. Так как об-разцы шлака, которые подвергали анализу, содержали корольки металла, измеренное содержание железа в шлаке должно было оказаться выше, чем соответствующее расчетное.

Одной из причин того, что в анализируемых образцах шлака содержание железа оказалось ниже, чем при расчете, могло быть то обстоятельство, что база данных Slag1 не была адаптирована к сильно восстановительной среде в доменной печи. Измерен-ное распределение железа более соответствовало равновесному LFe при полном давлении 0,987 атм (приблизительно равно полному давлению газа в ка-нале летки), чем при более высоком давлении. Это может указывать на восстановление некоторой части вюстита в шлаке во время выпуска, вне печи. Еще одна причина может состоять в том, что вюстит восстанавливается графитом или коксом в печи в сле-дующей реакции:

FeO + C (кокс или графит) = Fe + CO. (4)

Fe CO

FeO C

PaK

a a= , (5)

где К ⎯ константа равновесия; aFe, aFeO ⎯ активность железа и его оксида; РСО ⎯ парциальное давление СО.

Повышенная активность углерода есть результат пониженной активности FeO при постоянных прочих величинах.

При расчетах принимали, что вюстит восстанавли-вался растворенным в металле углеродом при активности 0,69 или 0,77 по отношению к графиту.

Материальный баланс шлака и металла при 3,65 атм (давление в кольцевом воздухопроводе) и 4,58 атм (давление при отсутствии газообразования) в табл. 5 показывает, что кислород, составляющий газовую фазу, образуется главным образом из SiO2. При рас-чете материального баланса считали, что кислород, образующий газообразный СО, является результатом: восстановления SiO2 ~87 %; восстановления FeO ~4 %; увеличения содержания серы в шлаке (ионы S2− в шлаке замещают ионы О2−) ~4 %; восстановления MnO ~3 %;восстановления Na2O ~2 %. Вероятно, восстанавливается и К2О, но так как К2О не рассматривается в базе данных, его не включили в расчет.

Из результатов расчета, приведенных в табл. 5 и 6 видно, что главным источником кислорода, вероятно, является восстановление SiO2, откуда можно заклю-чить, что главная равновесная реакция между шла-ком, металлом и газом приведена ниже:

SiO2 + 2С = Si + 2СО; (6)

Si CO2

FeO C

PaK

a a= . (7)

Так как расчетное равновесное давление моноок-

сида углерода РСО было выше, чем измеренное в ДП, можно сделать вывод о невозможности окисления кремния в реакции с газообразным СО в горне.

Высокое содержание кремния, обнаруженное в околофурменной зоне доменной печи, по-видимому, может быть связано со следующими причинами. Из-за сложного движения газа в объеме печи отдельные капли могут перемещаться через эту зону по разным траекториям, и скорость массообмена между разными каплями может различаться. Результатом этого может быть различающееся содержание кремния в каплях. При равновесных условиях содержание кремния должно быть высоким, тогда медленно движущиеся капли имеют достаточно времени для приобретения более высокого содержания кремния, чем капли, которые движутся быстро. Так как медленно движу-щиеся капли проходят через зону в течение более длительного времени, чем движущиеся быстро, соотношение между медленными и быстрыми кап-лями, одновременно присутствующими в зоне, должно быть выше, чем соотношение между медлен-ными и быстрыми каплями, проходящими через эту зону. Более подробное объяснение этого факта, по-видимому, должно стать предметом изучения в буду-щем.

Используя измеренные величины содержания компонентов химического состава доменного чугуна и шлака, рассчитали равновесный состав газовой



фазы. Обнаружили, что равновесное давление газа значительно выше, чем полное давление газа во всех частях доменной печи. Из этого можно заключить, что с точки зрения термодинамики, при химическом взаимодействии шлака и чугуна в нижней части доменной печи должен образовываться газообразный СО. В этих реакциях может повышаться содержание кремния. Так как реакции охватывают несколько фаз, они, вероятно, протекают медленно, и препятствием может служить образование зародышей газа. С дру-гой стороны, можно заключить, что содержание кремния в нижней части доменной печи не может снижаться из-за реакций между газом, чугуном и шлаком, так как уменьшению количества кремния должно предшествовать уменьшение содержания оксидов, которые окисляют кремний.

Проведенные исследования позволяют сделать следующие выводы.

1. Коэффициенты активности химических элемен-тов в чугуне различны в зависимости от состава чу-гуна. Поэтому нельзя рекомендовать создание общих

моделей, где коэффициенты активности приняты постоянными.

2. Кремний не подвергается окислению в реакции с газообразным СО в нижней части доменной печи.

3. Главным источником кислорода в нижней части доменной печи при выпуске может служить восстановление диоксида кремния.

4. Реакции, включающие газообразование, не достигают равновесного состояния в нижней части доменной печи.

5. Реакции между шлаком, чугуном и газом оказа-лись ближе к равновесию в условиях доменной печи № 3 на заводе фирмы SSAB в Лулеа, чем в доменной печи № 4 в на заводе фирмы в Окселезунде.

6. Фактическое распределение элементов между шлаком и металлом ближе к равновесному при более высоком потенциале кислорода, что соответствует высокому расчетному парциальному давлению СО при отсутствии газообразования.

Реф. А.С. Близнюков

СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО


Конвертерное производство

ПОВЕДЕНИЕ ПУЗЫРЬКОВ Ar-1 % Mg ПРИ ДЕСУЛЬФУРАЦИИ ЧУГУНА ВДУВАНИЕМ МАГНИЯ

Магний — один из наиболее эффективных десульфураторов. Процесс десульфурации жидкого чугуна магнием являлся предметом многочисленных исследований. Однако интерпретация результатов экспериментов выглядит до сих пор несколько поверхностной, а в ряде случаев — взаимно противоречивой. Вероятно, объем достоверных зна-ний об одновременном протекании десульфурации, раскисления, растворения и испарении магния не достаточен для описания реакционной системы, кото-рая формируется в процессе вдувания магния. Чтобы достичь более глубокого понимания этого процесса авторы настоящей публикации — сотрудники компа-нии “China Steel Corporation” (отдел исследований и разработок по стали и алюминию), Каосюн, Респуб-лика Китай (Тайвань), — разработали математиче-скую модель, охватывающую его кинетику, термо- и гидродинамику. Цель исследования — описание химического и физического поведения пузырька ар-гона, содержащего пары магния, от момента его образования на конце фурмы до разрушения на поверхности ванны чугуна. В настоящей работе обсуждаются результаты расчетов по данной математической модели.

Состав металла в процессе вдувания Mg. На рис. 1 показаны концентрации кислорода и серы, равновесные с магнием, растворенным в чугуне при температуре 1350 °C. Эти соотношения позволяют описать состав металла в процессе вдувания магния. Весь процесс можно разделить на три стадии: началь-ную, промежуточную и конечную. С другой стороны, поскольку процесс вдувания динамичен и протекает быстро, чугун в это время далеко не однороден, осо-бенно на начальной стадии процесса. Поэтому про-цесс можно пространственно разделить на две зоны: активную, которая находится вблизи фурмы, и неактивную — ближе к стенке ковша.

Для интерпретации полученных данных приняли, что типичный доменный чугун содержит 300 млн−1 серы и 10 млн−1 кислорода. На начальной стадии обработки расплава уровень магния в чугуне низок и в термодинамическом отношении растворение магния в металле имеет преимущество перед его взаимодействием с серой и кислородом. С точки зре-ния кинетики процесса растворения магния, десульфурация и раскисление могут протекать одновременно, потому что концентрация магния на

стороне металла на поверхности раздела газ–металл может быть значительно более высокой. Когда уровень магния в чугуне достигает 0,54 млн-1, что является равновес-ным для 300 млн−1 серы в чугуне,

активизируется реакция десульфурации. Когда концентрация магния продолжает повышаться до 0,58 млн−1, что составляет равновесное значение для 10 млн−1 кислорода в чугуне, активизируется раскисле-ние. Когда концентрация магния повышается до 0,60 млн−1, равновесное содержание серы и кислорода равняется соответственно 240 и 9,7 млн−1, и процесс переходит во вторую (промежуточную) стадию. При дальнейшем повышении содержания магния до 1,46 млн−1 за счет его поступления в металл через фурму, концентрации серы и кислорода снижаются до 80 и 4,9 млн−1 соответственно, и процесс вдувания перехо-дит в конечную стадию и достигает конечной точки с концентрацией магния, серы и кислорода соответственно 2,23; 50 и 2,73 млн−1. В активной зоне (зоне пузырькового шлейфа) содержание магния в чугуне может быть значительно выше, а серы и кислорода — значительно ниже, чем в неактивной зоне ванны металла даже на начальной и промежуточной стадиях процесса. Например, когда в активной зоне уровень магния достигает 103 млн−1, сера и кислород остаются на низком уровне — 1 и 0,68 млн−1 соответственно.

Рис. 1. Концентрации [S] и [O] при термодина-мическом равновесии с магнием, растворенным в чугуне, при температуре 1350 °C

Behaviour of Ar-1%Mg bubbles in desulphurization of hot metal by magnesium injection / Haping Sun, Yungchang Liu, Muhjung Lu // Steel Research International. 2009. 80. № 3. С. 209–217. Англ. ____________________________________________________________



Физические и химические изменения в пузырь-ках аргона в жидком чугуне. В настоящей работе содержание магния в пузырьках, образующихся на срезе фурмы при продувке жидкого чугуна приняли равным 1 объемн. %.

Изучили физические и химические свойства пузырьков аргона с 1 объемн. % магния во время всплытия в чугуне на разных стадиях процесса вдува-ния и в разных зонах ванны. Установили, что продолжительность существования пузырька в рас-плаве равна ~2 с. Радиус пузырька увеличивается от 0,02 м на глубине 3,5 м до 0,03 м на поверхности ванны, т. е. по сравнению с исходным состоянием на глубине 3,5 м объем пузырька увеличивается в 2 раза, а площадь поверхности — в 3 раза. С учетом эффекта “эрлифта”, который создают газовые пузырьки, можно предполагать наличие восходящего потока чу-гуна в зоне пузырькового “шлейфа”, поэтому ско-рость всплытия пузырьков может быть выше указан-ной, а продолжительность существования пузырьков — меньше. Давление в пузырьке снижается с 3,37 атм на глубине 3,5 м до 1,0 атм на поверхности ванны, что обусловлено снижением ферростатического давления и уменьшением кривизны поверхности пу-зырька при его росте.

На рис. 2 показана кривая изменения содержания парообразного магния в пузырьке аргона с радиусом 0,02 м при всплытии с глубины 3,5 м на поверхность ванны с температурой 1350 °C. В расчете приняли, что чугун содержит 2,23 млн−1 магния, 50 млн−1 серы и 2,73 млн−1 кислорода, а также другие химические элементы, характерные для обычного доменного чу-гуна. Этот состав соответствует конечной стадии про-цесса вдувания магния (рис. 1).

Рис. 2. Изменение содержания парообразного магния в пузырьке аргона в процессе всплытия пузырька в чугуне

Содержание парообразного магния в пузырьке,

первоначально равное 1 объемн. %, в результате взаимодействия с чугуном при всплытии быстро снижается до минимума 0,019 объемн. % на глубине

2,3 м, а затем повышается до 0,039 объемн. % у поверхности ванны. Это объясняется повышенным давлением в пузырьке, находящимся в ванне на глубине, и более высоким давлением паров магния, что способствует ускорению процесса растворения магния в расплаве, а также реакций раскисления и десульфурации за счет паров магния, протекающих на поверхности пузырька.

На малых глубинах давление паров магния значительно ниже, так как в это время понижено и содержание магния в пузырьке, и давление внутри пузырька. При этом создаются условия для испарения магния в пузырек из чугуна, вследствие чего происходит повышение содержания парообразного магния во второй половине периода существования пузырька. Изменение массы пузырька во время его всплытия незначительно, так как большую часть его содержимого составляет аргон, не вступающий в химические реакции.

Баланс парообразного магния в пузырьке. Установили, что доля магния, растворившегося в чугуне за время всплытия пузырька, составляет около 37 %; израсходованного на десульфурацию, — около 44 %; израсходованного на раскисление расплава — около 15 %; потери магния, связанные с завершением всплытия пузырька, — 4 %. На рис. 3 показано изменение долей магния, связанных с различными статьями расхода, по ходу обработки чугуна.



Основная часть парообразного магния в исходном пузырьке на начальных стадиях вдувания расходуется на десульфурацию и раскисление. На конечной стадии резко увеличивается потребление магния на растворение в чугуне и остаточное содержание парообразного магния в пузырьке у поверхности ванны. В активной зоне ванны в пузырьке у

поверхности остается значительное количество магния. Интенсивное перемешивание ванны металла уменьшает потери магния в атмосферу и на побочные реакции.

Реф. С.А. Ивлев

УПРЕЖДАЮЩЕЕ УПРАВЛЕНИЕ ПО МОДЕЛИ В ДИНАМИЧЕСКОЙ СИСТЕМЕ: ПРИМЕНЕНИЕ К КИСЛОРОДНО-КОНВЕРТЕРНОМУ ПРОЦЕССУ

В докладе Индийского института технологии, Канпур, Индия, представлены результаты работы над динамической моделью управления кислородно-конвертерной плавкой. Модель динамической реакционной зоны с высокой степенью достоверности позволяет количественно оценить почти все наблюдаемые характерные особенности кислородно-конвертерного процесса, в том числе динамику изменения содержания FeO в шлаке, скорость обезуглероживания в различные периоды продувки, изменение состава шлака, изменение объема отходящего газа, влияние шлака, оставленного в конвертере, а также размера кусков лома на динамику изменения состава металла и шлака, скорость обезуглероживания, изменение температурного профиля ванны. Имеется возможность оценить температуру реакционной зоны.

В докладе показано, что данное представление о реакционной зоне открывает новые возможности для динамического управления кислородно-конвертер-ным процессом по модели упреждающего управле-ния.

Теоретическое обоснование. В настоящей модели рассматривают три важные реакционные зоны: зону удара струи; межфазную границу шлак-металл в объ-еме ванны; межфазную границу капельно-жидкого металла (корольков) в шлаке. Для более ясного пред-ставления разработанной авторами концепции и для упрощения аналитических выкладок в докладе основ-ное внимание уделяется только процессам окисления кремния и углерода. Вообще же эта модель охваты-вает протекающие одновременно процессы окисле-ния и других растворенных элементов.

Процесс окисления кремния и углерода по ходу продувки рассматривают как сумму соответствую-

щих реакций, протекающих в указан-ных реакционных зонах. При этом скорость процесса представляет со-бой сумму скоростей этих реакций. Уравнение скорости процесса окисления примеси имеет вид суммы

простых кинетических уравнений, в которых в каче-стве переменных указаны содержание примеси в ме-талле или FeO в шлаке. В качестве коэффициентов пропорциональности в кинетических уравнениях используются константы скорости химических реак-ций, относящиеся к соответствующим реакционным зонам. Для каждой кинетической константы установ-лено влияние технологических факторов. Так, ско-рость окисления примесей в зоне удара струи зави-сит, в частности, от высоты подъема фурмы и интенсивности продувки. Те же факторы оказывают меньшее влияние на скорость реакций, протекающих на поверхности шлак-металл. В то же время авторы признают, что относительный вклад реакционной зоны в процесс обезуглероживания и обескремнива-ния по отношению к суммарному вкладу межфазной поверхности в основном объеме металла и шлака и в капельном металле и шлаке можно оценить только путем воспроизведения данных, относящихся к про-мышленному агрегату.

В данной работе для простоты расчетов темпера-туру в реакционной зоне принимали равной темпера-туре в объеме металла. В то же время авторы допус-кают существование температурных градиентов как в ванне металла и в объеме шлака, так и в реакционной зоне.

Допущения в модели реакционной зоны и проце-дура расчета. При выполнении расчетов по представленной модели принимали, что тепло, генерируемое в реакционной зоне за каждый времен-ной интервал, равномерно распределяется в объеме металла и шлака, в результате чего по истечении каж-дого промежутка времени температура металла и шлака достигает некоторых новых значений. Температурную зависимость кинетических констант

Application of model predictive control in a dynamic system: an application to BOF steelmaking process / Brahma Deo, Balakrishnan V. et al. // AISTech 2009 Proceedings. 2009. № 1. C. 801−810. Англ. __________________________________________________________



химических реакций представляли в виде уравнения Аррениуса.

Процедура расчета включала в себя следующие операции.

1. Определение констант скорости реакций обес-кремнивания и обезуглероживания путем обра-ботки реальных производственных данных.

2. Моделирование реальных данных с целью определения приближенной исходной массы реакционной зоны, а также соотношения дейст-вующей массы в реакциях и объема отходящего газа.

3. По количеству кремния, присутствующего в ре-акционной зоне данной массы, рассчитывают количество кремния, окисленного в реакцион-ной зоне.

4. Рассчитывают количество углерода, окислен-ного в зоне удара струи.

5. Определенное количество поступающего кислорода (2 %) выделяют на окисление железа в верхнем слое реакционной зоны за время про-дувки. Кислород также потребляется на окисле-ние СО до СО2. Затем можно рассчитать потери железа за данный временной интервал. После всех этих расчетов и определения потребления кислорода на окисление кремния и углерода остаточный кислород считают израсходован-ным на окисление железа.

6. По материальному балансу в каждом интервале времени рассчитывают состав металла и шлака в основном объеме.

7. По тепловому балансу определяют температуру реакционной зоны, основного объема металла и шлака в конце каждого шага по времени. Для упрощения температуру шлака принимают рав-ной температуре металла, хотя фактически она выше на 50 °C.

8. В каждом шаге по времени рассчитывают рас-ход газа (м3/мин); для определения эффективно-сти использования газа вычисляют отношение фактического, по модели в реальном времени, расхода газа к расчетному.

Модель упреждающего управления: применение модели к воспроизведению данных промышленного агрегата. Влияние расхода кислорода. Расчеты по представленной модели позволили произвести оценку влияния интенсивности продувки и состава чугуна на скорости обезуглероживания и окисления кремния, на динамику изменения температуры и химического состава металла и шлака. В частности, было установ-лено, что в промежуточный период продувки ско-рость обезуглероживания повышается с повышением расхода кислорода (рис. 1); соответственно, время, необходимое для завершения рафинирования, тем ко-роче, тем выше расход кислорода. Скорость обескремнивания зависит главным образом от массы реакционной зоны (рис. 2), которая, в свою очередь, связана с совместным влиянием энергии перемешива-

ния кислородной струей и газообразным СО, образованным в ходе реакции окисления углерода.

Рис. 1. Скорость обезуглероживания в функции времени при разных расходах кислорода

Рис. 2. Расчетная масса реакционной зоны в функции времени продувки: зона 1 — режим массопереноса при окислении кремния; зона 2 — нулевой порядок реакции окис-ления углерода; зона 3 — режим массопереноса при окислении углерода

Температура ванны и температура реакционной

зоны повышаются с повышением расхода кислорода. При повышении расхода кислорода усиливается также окисление железа и в результате повышается содержанием FeO в шлаке. В период повышения содержания FeO в начале продувки увеличивается относительная доля реакции между основным объе-мом металла и шлака в общем процессе обезуглероживания и обескремнивания. В промежуточный период продувки относительная доля участия реакционной зоны в обезуглероживании составляет 90 %.

Влияние исходного содержания кремния в чу-гуне. В зависимости от содержания кремния в чугуне минимальная (расчетная) скорость поступления ме-талла в реакционную зону находится в диапазоне 1000–1400 кг/с. При более высоком исходном содержании кремния в металле максимальная температура в реакционной зоне (соответствующая расчетной минимальной массе реакционной зоны) сначала несколько выше вследствие повышенной



скорости окисления кремния. Потери железа с пылью также максимальны на начальной стадии продувки из-за высокой температуры реакционной зоны и отсутствия достаточной защиты металла жидким шлаком на поверхности ванны. Расчеты с использова-нием представляемой модели позволили спрогнозировать раннее образование FeO в шлаке и высокое содержание FeO в конце первого периода продувки при более низком содержании кремния в металле. В зависимости от исходного содержания кремния расчет по модели показывает некоторую за-держку образования FeO в начальный период (первые 30 с) продувки (его называют периодом зажигания); из-за высокой скорости окисления кремния остается меньше кислорода на окисление железа, и это также часто наблюдают на практике. Однако влияние исходного содержания кремния на образование FeO может оказаться замаскированным наличием остаточ-ного шлака (в зависимости от массы шлака, оставше-гося от предшествующей плавки) в конвертере.

Совместное влияние остаточного шлака и крупности лома, загруженного в конвертер. При за-грузке легковесного лома обезуглероживание в на-чале продувки несколько задерживается; температура ванны временно снижается из-за теплоотвода, а содержание FeO в шлаке повышается. Эти явления наблюдают и в промышленной практике. Остаточный шлак при легковесном ломе способствует снижению содержания FeO в шлаке. Таким образом, если предполагается загружать легковесный лом, то, со-гласно расчету по модели, целесообразно оставлять в конвертере шлак (и наоборот).

Применение модели упреждающего управления на промышленном агрегате. На основе анализа не-скольких реальных конвертерных плавок, проведен-ных в условиях завода фирмы “Visakhpatnam Steel” (масса чугуна 140 т; содержание углерода 4,6 %; кремния — 0,57 %; 15 т тяжеловесного лома; 3 т железной руды; расход кислорода 450 м3/мин.) выработали логику управления процессом путем изменения положения фурмы и расхода кислорода по ходу продувки. Для управления в реальном времени

на основе измеренных и расчетных динамических параметров процесса (по модели реакционной зоны) была сформирована таблица решений и выполнены оценки с интервалом 30 с. Параметры, учитываемые в таблице, и относительные весовые коэффициенты, присваиваемые разным параметрам и их изменению во времени, определяли по результатам тщательных заводских испытаний агрегата. Наиболее важный эле-мент процесса внедрения подобной модели — обуче-ние персонала, так как в 40 % случаев оператор мо-жет получить запрос на выбор или подтверждение того или иного действия, предложенного моделью. Кислородно-конвертерный процесс по своей природе хаотичен приблизительно на 20 %, поэтому ручное вмешательство и подтверждение принятых решений необходимо из условия безопасности. Положительная сторона такого подхода в том, что в 95 % случаев удается избежать образования малоподвижного шлака. Удается также преодолеть неустойчивость продувки, связанную с выплесками шлака и с количеством сохраненного шлака (шлак, оставшийся от предыдущей плавки). Есть возможность прогнозировать массу сохраненного шлака на самой начальной стадии продувки, исходя из наблюдаемых параметров процесса. Корректирующие действия предпринимаются по схеме с прямой связью. Боль-шой объем шлака приводит к изменению режима дожигания, а также к изменению кривой роста температуры воды в фурме. Одно только предотвращение образования малоподвижного шлака позволяет в отдельных плавках уменьшить угар ме-талла на 5–15 кг/т чугуна.

Модель реакционной зоны применили на нескольких плавках в конвертерном цехе завода фирмы “Vishakapatnam Steel”. В период испытаний коррекцию положения фурмы и/или расхода кисло-рода предлагали оператору в автономном режиме на основе главным образом контроля объема отходя-щего газа и температуры охлаждающей воды в фурме в процессе продувки.

Реф. С.А. Ивлев



Электросталеплавильное производство

ВВОД В ЭКСПЛУАТАЦИЮ И ПЕРВЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ ПРИМЕНЕНИЯ СИСТЕМЫ CONSTEEL В СТАЛЕПЛАВИЛЬНОМ ЦЕХЕ ЗАВОДА “SOVEL”, ГРЕЦИЯ

Металлургический завод фирмы “Sovel”, входящей в группу “Sidenor”, Греция, работает с 2001 г. Первоначально завод, построенный компанией “Danieli”, включал электросталеплавильный и прокатный цехи и был оборудован дуговой электропечью вместимостью 100 т с трансформатором мощностью 100 МВА, агрегатом ковш-печь (АКП) и шестиручьевой машиной

непрерывного литья заготовок (МНЛЗ, использовалось пять ручьев) для отливки, главным образом, заготовок сечением 140×140 мм. Через несколько лет после пуска достигли производительности 600

тыс. т/год, после чего приняли решение о реконструкции электропечи.

Реконструкция заключалась в увеличении вместимости печи до 130 т по выпуску и мощности трансформатора до 120 МВА. Также произвели замену загрузочных корзин и сталеразливочных ковшей. Характеристики новой электропечи представлены в табл. 1.

ТАБЛИЦА 1. ХАРАКТЕРИСТИКИ ЭЛЕКТРОПЕЧИ НА ЗАВОДЕ “SOVEL”, ГРЕЦИЯ, ПОСЛЕ РЕКОНСТРУКЦИИ

Параметры Значение Тип печи Дуговая, трехфазная, с эркерным выпуском Мощность трансформатора, МВА 120 Диаметр кожуха, мм 7000 Максимальные значения параметров первичной цепи 2,3 кА; 30 кВ Максимальные значения параметров вторичной цепи 63 кА; 1200 В Диаметр электрода 600 мм Диаметр распада электродов 1250 мм Мощность трех кислородно-топливных горелок 4 МВт каждая Три углеродных модуля Расход 15 кг/мин через каждый

В результате проведенной модернизации, а также

повышения квалификации персонала компании, через три года завод вышел на производительность 770 тыс. т/год. Из-за местных цен на электроэнергию годовой фонд рабочего времени, включая ночные смены и выходные дни, составляет около 5 тыс. ч/год.

Изначально при строительстве электросталепла-вильного цеха и реконструкции печи ориентирова-лись на установку в будущем системы непрерывной подачи шихты в печь Consteel. Это требовало особого подхода к проектированию шихтового пролета и конструкции электропечи.

Установку системы Consteel осуществляли в четыре этапа:

1. Монтаж загрузочного конвейера длиной 60 м и шириной 2400 мм в шихтовом пролете. Загрузку конвейера планировалось осуществлять при помощи двух магнитных кранов грузоподъемностью 10 т каждый. Также установили новую систему отвода газов от нагревательной части конвейера и пылеосадительную камеру. Работы на этом этапе не повлияли на производительность завода.

2. Строительные работы в печном пролете, выз-вавшие незначительное снижение производит-ельности цеха.

3. Установка некоторых элементов оборудования. При этом производительность цеха несколько снизилась.

4. В последние 15 сут до пуска системы Consteel производство было полностью остановлено для монтажа соединительной секции конвейера, посредством которой лом загружается в печь. За это время также была произведена доработка нижней части корпуса печи, установлен новый свод без отверстия для удаления отходящих газов. Для согласования возросшей производительности печи с МНЛЗ на последней был введен в действие 6-й ручей.

В целом потребовалось около месяца с момента от остановки производства до горячего опробования, и в конце августа 2007 г. система Consteel была введена в эксплуатацию.

Авторы отмечают улучшение целого ряда характеристик после установки системы Consteel. Сравнение эксплуатационных характеристик электропечи до и после ввода системы Consteel приведено в табл. 2.

Start-up experience and results of Consteel at the SOVEL meltshop / G. Bouganosopoulos, V. Papantoniou, P. Sismanis // Iron & Steel Technology. 2009. February. С. 38–46. Англ. __________________________________________________________



ТАБЛИЦА. 2. СРАВНЕНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ЭЛЕКТРОПЕЧИ ДО И ПОСЛЕ ВВОДА В ЭКСПЛУАТАЦИЮ СИСТЕМЫ CONSTEEL НА ЗАВОДЕ “SOVEL”, ГРЕЦИЯ

Параметры До применения Consteel

С применением Consteel

Продолжительность плавки “от выпуска до выпуска”, мин 56 48 Продолжительность работы под током, мин 41 40 Продолжительность бестоковых пауз, мин 15 8 Часовая производительность, т/ч 138 160 Удельный расход:

электроэнергии, кВт⋅ч/т 430 395 кислорода, м3/т 32 32 природного газа, м3/т 4 0 углерода, кг/т 10 18

Выход годного, % 87 88 FeO в шлаке, % 37 23 Средняя активная мощность, МВт 81 77 Удельный расход электродов, кг/т 1,77 1,75 Стойкость огнеупоров центральной части свода, плавок 300 200 Часовая производительность на единицу электрической мощности, т/ч/МВт 1,68 2,14

Металлошихта состоит на 50 % из шредерного

очищенного лома, 45 % тяжеловесного лома и до 5 % горячебрикетированного железа. Следует отметить, что на длину лома существует ограничение до 2 м. Тяжеловесный лом подвергается сортировке на грохоте.

Из особенностей технологии следует отметить, что начальный период расплавления ведут при непрерывной загрузке лома в печь с массовой скоростью 3,2–4,5 т/мин и средней активной мощности около 62–78 МВт. Для поддержания требуемой основности шлака (2,2–2,3) через четвертое отверстие в своде печи загружают известь и оливин (содержание MgO ⎯ 55 %) с расходами, соответственно, 47 и 4 кг/т. На протяжении большей части плавки в печь вдувают антрацит для поддержания шлака во вспененном состоянии. Низкое содержание FeO и более полное отсекание печного шлака на выпуске плавки из печи привели к увеличению срока службы футеровки сталеразливочных ковшей до 105 наливов. Отсеканию шлака способствует работа электропечи на “болоте”, что является обязательным условием для печей, оборудованных системой Consteel. После выпуска в электропечи оставляют около 50 т жидкого расплава и шлака.

При эксплуатации печи, оборудованной системой загрузки Consteel, столкнулись со снижением стойкости футеровки центральной части свода, в связи с чем рассматривается вопрос об использовании монолитной футеровки.

Авторы отмечают также снижение выбросов пыли на 33 %.

Для обоснования дальнейшей модернизации исследовали влияние КПД секции подогрева и степени дожигания CO до CO2 на температуру предварительного нагрева лома, расход электроэнергии на плавку и кислорода для дожигания оксида углерода. Для этого была создана модель материального и теплового балансов электропечи и секции подогрева лома.

При помощи разработанной модели определили оптимальные, с термодинамической точки зрения, условия протекания реакции дожигания оксида углерода в подогревательной секции конвейера. Для осуществления дожигания в секции подогрева планируют установить створчатые клапаны для подачи воздуха. В настоящее время температура лома перед попаданием в печь составляет около 320 °С, за счет чего экономят значительную часть энергии при выплавке полупродукта в электропечи.

Реф. А. Г. Белковский



АЛЮМИНИЕВЫЕ РУКАВА ЭЛЕКТРОДОДЕРЖАТЕЛЕЙ ⎯ ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ НАДЕЖНОЙ ТЕХНОЛОГИИ

В июне 2009 г. германская компания BSE (“Badische Stahl Engineering”) представила новое поколение алюминиевых токопроводящих рукавов электрододержателей для дуговых электропечей.

Первая модель токопроводящего электродо-держателя была установлена на дуговой электропечи с трансформатором мощностью 36 МВА в 1984 г. Она представляла из себя медную пластину на стальной основе и была лишена главного недостатка традиционных рукавов электрододержателей — сложности в обслуживании, а также характери-зовалась сниженными электрическими потерями и реактивным сопротивлением.

В ходе дальнейшего совершенствования рукава электрододержателей стали целиком изготавливать из алюминия, а зажим электрода сделали отделяемым.

Последняя модель алюминиевых токопроводящих электрододержателей отвечает самым современным требованиям, таким как:

- жесткие экологические нормы для электро-сталеплавильных заводов;

- высокая надежность; - простота в обращении и техническом обслу-

живании; - отсутствие специальных требований к качеству

охлаждающей воды; - минимальные электрические потери и

оптимальное реактивное сопротивление. Кроме того, при массе на 30−40 % меньшей, чем у

моделей из других материалов, алюминиевые

электрододержатели обладают вы-сокой механической прочностью, коррозионной стойкостью и электропроводимостью.

Самая чувствительная к механическим повреждениям часть

электрододержателя — механизм зажима электрода — выполнена съемной. Это облегчает и ускоряет техническое обслуживание электрододержателей BSE.

На заводе BSW (“Badische Stahlwerke”) в городе Кёль (Kehl), Германия, техническое обслуживание электрододержателей производят во время плановых простоев. В случае визуального обнаружения поломки механизм зажима электрода меняется в сборе. На заводе BSW эта процедура занимает не более двух часов.

Механизм зажима электрода часто служит свыше 20000 плавок, что соответствует 18 месяцам непрерывной эксплуатации, а в среднем — 15000 плавок.

На заводе компании BSW уже более 20 лет используют алюминиевые токопроводящие электро-додержатели. В настоящее время вместимость обеих дуговых электропечей увеличена до 100 т, а мощность трансформаторов — до 90 МВА. Средняя продолжительность цикла плавки (от выпуска до выпуска) в 2008 г. составила 39 мин при продолжительности простоев менее 3 мин за плавку. Доля простоев по причине поломки механизма электрододержателя незначительна.

Реф. А. Г. Белковский

Aluminium electrod arms – experience with a convincing technology / Alfonso Tejerina, Marie Verpilleux, Mungo Smith // Steel Times International. 2009. November/December. С. 21–22. Англ. ____________________________________________________________



Внепечная обработка стали

ОСОБЕННОСТИ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ ВАННЫ В 170-т СТАЛЕРАЗЛИВОЧНОМ КОВШЕ

Перемешивание стали аргоном является одним из важнейших способов удаления неметаллических включений. На заводе фирмы “Saarstahl AG”, Германия провели исследование потоков, возникающих в сталеразливочном ковше при разных значениях расхода аргона. В работе было использовано трехмерное численное моделирование методом вычислительной гидродинамики и промышленные эксперименты. Картина потоков в 170-т ковше без вдувания газа характеризуется наличием двух контуров циркуляции. Вдувание газа с расходом 3 м3/ч приводит к усилению циркуляции с восходящим потоком в зоне вдувания и нисходящим потоком вдоль стен ковша. Максимальная скорость течения стали равна 0,9 м/с и развивается вблизи стенки, а также в центральной части свободной поверхности ванны. Самая низкая скорость, равная 0,01 м/с, предположительно имеет место у днища — в центре и вблизи боковой стенки. На последней стадии моделирования рассчитали переменные потока при интенсивном перемешивании с расходом газа 27 м3/ч, что соответствует условиям перемешивания после выпуска и в процессе легирования. Картина потоков характеризуется развитым контуром циркуляции с восходящей ветвью вблизи стенки. В этом случае максимальная скорость достигает 1,6 м/с и развивается в зоне пузырькового шлейфа. Эксцентричное положение пористой пробки создает эксцентриситет потока стали, а пузырьки аргона следуют за потоком стали по такой траектории, что чем выше скорость газового потока, тем ближе восходящая ветвь контура циркуляции к стенке ковша. При продувке газом с высоким расходом газовые пузырьки, всплывающие над пористой пробкой по вертикали, испытывают действие кинетического момента потока стали, и их траектория искривляется. В результате зона выхода пузырьков на поверхность ванны оказывается больше, чем при продувке малыми расходами. Повышение скорости вдувания газа через днище ковша приводит к образованию на поверхности ванны открытого участка — бесшлакового “окна”. Трехмерное моделирование показало, что средняя и максимальная скорости потока стали изменяются соответственно расходу вдуваемого газа. Движение

металла может приводить к такому нежелательному явлению, как эмульгирование шлака с последующим захватом капель шлака металлом, что происходит при достижении критической величины скорости движения шлака

— 0,7 м/с. Теоретически это происходит, когда расход газа превышает 15 м3/ч.

Чтобы оценить характеристики промышленной пористой пробки, используемой “Saarstahl AG”, провели эксперименты на водяной модели, воспроизводящей нижнюю часть 170-т сталеразливочного ковша в масштабе 1:1. Целью экспериментов была оценка образования газовых пузырьков при различных расходах газа в диапазоне 0–40 м3/ч. При низких расходах газа от пористой пробки отрываются отдельные пузырьки в виде шариков диаметром около 4 мм, которые во время всплытия трансформируются в шаровые сегменты и создают пузырьковый шлейф. С повышением расхода газа размер пузырьков увеличивается, расстояние между соседними пузырьками, отрывающимися от пористой пробки, уменьшается, что ведет к объединению все большего количества пузырьков. В экспериментах на водяной модели при превышении расхода газа 7 м3/ч пузырьковый шлейф превращался в газовую струю. Эксперименты на водяной модели позволяют заключить, что используемая пористая пробка при малых расходах газа генерирует мелкие пузырьки, благоприятные для всплытия включений. Вместе с тем пористая пробка имеет тот недостаток, что крупные пузырьки могут с высокой вероятностью образовать интенсивную газовую струю, что служит причиной возникновения бесшлакового “окна”. Результаты моделирования были подтверждены промышленными экспериментами. В ходе промышленных опытов расход газа систематически повышали от 0 до 35 м3/ч. При продувке с расходом 15 м3/ч всегда возникало круглое “окно” приблизительно через 2 мин после открытия клапана подачи аргона. “Окна” больших размеров и овальной формы образуются при расходе газа на уровне 25 м3/ч. Дальнейшее увеличение расхода до 35 м3/ч приводит к интенсивному перемещению расплава, турбулентности на границе раздела металл−шлак, выплескам и выделению дыма. При высоких расходах газа наблюдали даже круговые волны на поверхности ванны.

Для изучения влияния газовой продувки на перемешивании ванны отбирали пробы сразу после ввода легирующих и в интервалы времени 5–20 мин и

Influence of stirring gas in a 170-t ladle on mixing phenomena – Formation and on-line control of open-eye at industrial LD steel plant / Valentin P., Bruch C., Kyryenko Y. / Steel research International. 2009. 80. № 8. С. 552–558. Англ. ___________________________________________________________



30–50 мин после выпуска плавки. Выявлена зависимость времени полного перемешивания ванны от расхода аргона. Содержание углерода обычно повышалось после добавки и достигало заданного уровня обычно через 2–3 мин. Время легирования увеличивалось в следующей последовательности: Al, C, Mn, Si (рисунок).

Продолжительность легирования до полного

перемешивания ванны: 1 — интервал 5–20 мин после выпуска,

температура 1680 °С; 2 —- интервал 30–50 мин после выпуска, температура 1660 °С

В интервале времени 5–20 мин после выпуска продолжительность легирования составляла порядка 4–8 мин, а в период 30–50 мин после выпуска требовалось всего 3–5 мин. В более ранний период обработки в ковше время, необходимое для полного перемешивания, могло оказаться больше из-за влияния легирующих, в особенности из-за активных реакций раскисления в сочетании с удалением образовавшихся включений.

В ходе экспериментов предприняли попытку минимизировать размер «окна» в слое шлака путем снижения расхода газа в конце ковшевой обработки. Результаты экспериментов демонстрируют очень хорошую корреляцию размеров “окна” в шлаковом слое с индексом плотности включений и индексом КО оксидов. Показано, что существует лишь слабая зависимость между энергией перемешивания и индексом протяженности включений, но как только в шлаковом слое образуется “окно”, протяженность включений оказывается больше, чем в плавках, обработанных под сплошным слоем шлака.

Реф. К.А. Корчагин

Непрерывная разливка стали

КОНЦЕПЦИИ И ОПЫТ МОДЕРНИЗАЦИИ ТОНКОСЛЯБОВЫХ УСТАНОВОК НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ

Первый в мире агрегат для компактного производства полосы был введен в эксплуатацию в 1989 г. на заводе фирмы “Nucor” в Кроуфордсвилле, США. Затем подобные УНРС были построены в ряде других государств. Основа концепции такого агрегата фирмы “SMS Demag AG” — вертикальная УНРС с изгибом заготовки в горизонтальное положение и двумя парами тянущих роликов. Вертикальная направляющая система имела 2–5 сегментов, затравка снабжена простой жесткой стальной плитой, которая гарантирует целый ряд преимуществ, в том числе простоту обслуживания (рис. 1). По прошествии времени некоторые заказчики для повышения производительности решили модернизировать блоки,

разработанные фирмой “SMS Demag AG”. Это прежде всего касалось увеличения металлурги-ческой длины УНРС, замены электромеханического устройства качания с четырьмя эксцентриками

на гидравлические устройства и соз-дания системы контроля кристаллизатора для повышения коэф-фициента использования УНРС и качества продукции.

С целью увеличения металлургической длины из опыта, полученного на различных агрегатах CSP, установили, что вытягивание заготовки можно осуществлять с использованием только одной пары тянущих роликов. В связи с этим появляется возможность использования свободного пространства в нижней части направляющей системы для ввода дополнительного сегмента. В зависимости от имеющегося пространства и от требований

Modernization of CSP Thin Slab Casters Realized Concepts and Experience / J. Muller, D. Lieftucht, W. Emling et al. // AISTech 2009 Proceedings. 2009. 1. C. 1241–1250. Англ. ____________________________________________________________



заказчиков рассматриваются различные концепции расположения приводов: 1 или 2 пары тянущих роликов, установленные в новом сегменте; отдельный сегмент тянущих роликов и независимая 1 пара тянущих роликов. Замена тянущих роликов может производиться в горизонтальном или в вертикальном положении

Рис. 1. Cхема вертикальной УНРС с изгибом

заготовки в горизонтальное положение, используемой в агрегате компактного производства полосы CSP

Фирма “Baotou Steel” была первой фирмой в

Китае, на которой в июне 2001 г. ввели в эксплуатацию агрегат CSP. В 2003 г. его производительность уже более чем на 15 % превышала проектную производительность. Данная фирма заключила контракт на удлинение направляющего устройства в 2004 г. При этом длина роликовой проводки была увеличена с 7265 до 8215 мм (на 950 мм). Устройство изгиба было укорочено. Горячую заготовку вытягивают с использованием только одной пары тянущих роликов. Тянущие ролики, находящиеся за пределами охлаждающей камеры, заменяют в горизонтальном положении.

После модернизации УНРС ввели в эксплуатацию в сентябре 2005 г. Остановка первого ручья составила всего лишь восемь суток, а через сутки ввели в эксплуатацию второй ручей. Одновременно заменили устройство качания и начали работать с гидравлическим приводом. Фирма “Baotou Steel” отливала слябы толщиной 72 мм (на выходе из кристаллизатора). Благодаря обжатию сляба с жидкой сердцевиной она производила слябы толщиной 55–70 мм. В настоящее время на УНРС можно отливать слябы толщиной 70 мм из среднеуглеродистых сталей с более высокой скоростью разливки (4,5 м/мин). После увеличения длины направляющего устройства фирма достигла производительности 2,86 млн т/год (в 2006 г.), а в 2007 г. она произвела 2,90 млн т слябов; последним рекордным месяцем был июнь 2008 г.,

когда было выпущено 267 тыс. т слябов. Концепция модернизации УНРС на фирме “Baotou Steel” в Китае приведена на рис.2, а.

Рис. 2. Концепция модернизации УНРС на

фирмах: “Baotou Steel” (а), “SDI ”(б), “Ternium” (в) Фирма “SDI” в США при реконструкции

подобной УНРС исходила из иной концепции — тянущие ролики должны стать составной частью нового сегмента № 4 для максимального ис-пользования свободного пространства. При этом первоначальная длина роликовой проводки была увеличена с 6340 до 7767 мм (на 1427 мм). Однако чистое увеличение длины ручья составляет 1207 мм, поскольку горячая заготовка должна затвердевать у последнего тянущего ролика (рис. 2, б). Фирма “SDI” реально отливает слябы толщиной 58 мм (на выходе из кристаллизатора). После модернизации стана горячей прокатки толщина отливаемых слябов будет увеличена. Будет также проведена вертикальная замена сегмента № 4 после отсоединения валов приводов. Поскольку износ в нижней части УНРС незначительный и сталь при прорыве не достигает нижних сегментов, замена сегмента № 4 будет осуществляться приблизительно два раза в год. Новый сегмент № 4 не оборудован устройством для обжатия сляба с жидкой сердцевиной. В процессе модернизации система возвратно-поступательного движения кристаллизатора на установке переоборудована на устройства с гидравлическим приводом.

УНРС на фирме “SDI” в США введена в декабре 1995 г. (первый ручей) и в мае 1998 г. (второй ручей). Модернизация ручья № 1 проведена в период с 19 июня по 26 июня 2006 г., второго ручья — с 10 по 14 октября 2006 г. (приблизительно через 4,5 сут).

Фирма “Ternium” (бывшая “Hylsa”) была первой фирмой в Мексике, применившей агрегат CSP, выпускающий горячекатаную полосу толщиной до 0,91 мм из слябов толщиной 54 мм. В феврале 1995 г



был введен первый ручей УНРС, ввод в эксплуатацию второго ручья состоялся в сентябре 1998 г. Эта фирма приняла решение по увеличению длины направляющей роликовой проводки с дополнительным размещением оборудования для обжатия сляба с жидкой сердцевиной и центрирования сегмента для отливки слябов с переменной толщиной в соответствии с требуемым сортаментом продукции (рис. 2, в). При этом сегмент № 1 для уменьшения инвестиций остался неизменным, мини-обжатие при проведении переменного обжатия сляба с жидкой сердцевиной от сегмента № 2 и ниже с новым интервалом толщины 52–64 мм, вводится новый сегмент № 3 с устройством для обжатия сляба с жидкой сердцевиной и увеличением металлургической длины на 1000 мм, укороченное устройство изгиба, вертикальная замена сегмента № 3 и тянущих роликов. Таким образом, длина роликовой проводки увеличивается с 6020 до 7020 мм. Бесступенчатое обжатие сляба с жидкой сердцевиной осуществляется с использованием цифрового динамического позиционного управления и силового управления регулирующими клапанами гидравлических цилиндров. При этом учитывается тепловая усадка сляба.

Модернизация существующей системы автоматизации была проведена фирмой “Ternium” с участием фирмы “SMS Demag”. Через месяц после модернизации, которая была проведена в период сентябрь–декабрь 2008 г., на УНРС была достигнута производительность 3297 т/сут.

Гидравлическое устройство качания кристаллизатора. Авторы отмечают следующие основные причины принятия решения об установке нового устройства качания кристаллизатора: повышение надежности процесса разливки за счет предотвращения необъяснимых прорывов стали (укороченные шаги в течение нескольких первых циклов качания, обеспечиваемые гидравлическим устройством качания кристаллизатора, улучшают условия смазки при запуске ручья); улучшение защиты окружающей среды; улучшение технического обслуживания за счет сокращения количества перенастроек; повышение качества продукции. Отмечено также, что в данном случае применение этой системы осложнено ограниченностью имеющегося пространства. Для гарантирования короткой остановки и решения концепции быстрозаменяемого устройства в техническом решении фирмы “SMS Demag” основную раму оставили без изменений, а четыре гидравлических цилиндра располагаются вне камеры охлаждения.

Завод фирмы “Nucor” в Кроуфордсвилле ввел в эксплуатацию новое 4-цилиндровое гидравлическое

устройство качания кристаллизатора. В ходе холодных испытаний устройство качания работало при 400 циклах/мин с шагом 7 мм и при 340 циклах/мин с шагом 10 мм. Движение осуществлялось по синусоидальной кривой. Такие данные находятся далеко за обычными рабочими интервалами. Первая плавка была разлита со скоростью 205 дюймов / мин (5,2 м/мин). Резонанс не был обнаружен.

Результаты, полученные на других агрегатах с асимметричным синусоидальным движением, показывают благотворное влияние такого режима качания кристаллизатора на складчатость на поверхности заготовок и возможность более полного удаления окалины и остатков шлакообразующей смеси (ШОС) из следов качания с получением еще более высокого качества поверхности при производстве плоского проката.

Система контроля кристаллизатора включает такие элементы, как: прогноз возможных прорывов; обнаружение продольных поверхностных трещин; составление карт температурных полей кристаллизатора. В данной статье основное внимание уделено опыту обнаружения поверхностных трещин. В разработанной четырехступенчатой модели раннего обнаружения трещин используются показания термопар, устанавливаемых по периметру и высоте кристаллизатора. Такая система установлена и работает на пяти ручьях УНРС трех различных агрегатов CSP. При составлении алгоритма продольных поверхностных трещин основное внимание уделили трещинам, возникающим в кристаллизаторе. Доказательство происхождения дефекта обеспечивается металлографическими исследованиями трещин на присутствие компонентов ШОС и продуктов последующих реакций. Авторы схематически представили продольные трещины по ужиминам, вмятинам и типичные термические трещины с характерной морфологией острой кромки. Для надежной идентификации трещин в промышленных условиях авторы рекомендуют использовать пять термопар в одной колонке. Самые характерные комбинации сигналов возникают тогда, когда дефект появляется прямо перед колонкой термопар. В связи с тем, что в определенной области нарушений теплоотвода наблюдаются беспорядочные изменения в двумерном тепловом потоке в медной плите, можно обнаружить трещины на расстоянии ± 50 мм от следующей колонки термопар. Многоступенчатая модель обнаружения трещин включает четыре ступени: ступень 1 — предварительная обработка сигналов, нормализация и проверка сигналов; ступень 2 — обнаружение дефекта, определение характера распределения



температур в районе дефекта; ступень 3 — выделение дефекта, установление вида и места дефекта и времени его возникновения; ступень 4 — идентификация дефекта. Такая система обеспечивает высокую надежность работы с сигналами и, практически, исключает появление сигналов ложной тревоги.

Системы контроля работы кристаллизатора обеспечивают большой поток информации. При этом данные показаний датчиков и образования продоль-ных поверхностных трещин отображаются на карте дефектов. Накопление сигналов тревоги, связанных с трещинами, говорит оператору о месте возникнове-ния трещин и о действиях обратной связи, связанных с проверкой конусности узкой грани кристаллизатора или с формированием шлака. Разработанная система контроля позволяет даже после непродолжительного эксперимента по разливке с различными ШОС вы-явить тенденции к возникновению продольных поверхностных трещин и принять решение о целесообразности применения той или иной смеси.

Вся важная информация о процессе хранится в базе данных за продолжительный период времени и дает возможность установления статистических корреля-ций между переменными параметрами.

Таким образом, в данной работе показана возможность увеличения длины направляющего устройства вертикальной УНРС, используемой в агрегате для компактного производства полосы.

Разработка уникальных 4-цилиндровых гидравлических устройств качания кристаллизатора свидетельствует об успешной реконструкции старых устройств качания с четырьмя эксцентриками в современные устройства качания при сохранении концепции быстрозаменяемого устройства.

Новый эффективный метод обнаружения продоль-ных поверхностных трещин совместно с системой контроля кристаллизатора внедрен на пяти ручьях тонкослябовых вертикальных УНРС.

Реф. В.М. Паршин

УСТАНОВКА НЕПРЕРЫВНОЙ РАЗЛИВКИ СТАЛИ НА КРУГЛЫЕ ЗАГОТОВКИ БОЛЬШОГО ДИАМЕТРА НА ФИРМЕ “JIANGSU HUAIGANG” В КИТАЕ

Первые сообщения, относящиеся к фирме “Jiangsu Huaigang”, отмечены в 1970 г., когда был основан за-вод “Qingjiang I & S Works”. После нескольких переименований завода, а в дальнейшем фирмы, в де-кабре 2006 г. она приобрела название “Jiangsu Shagang Group Huaigang Special Steel Co., Ltd.”. В на-стоящее время на предприятии с общим объемом фондов стоимостью 9,96 млрд юаней трудится около 3400 человек. В 1998 г. фирма получила сертификат качества в соответствии с международным стандар-том ISO 9002. Основными сталями в марочном сорта-менте являются следующие: подшипниковые, пружинные, легированные, качественные углероди-стые конструкционные и трубные стали, сталь для крепежных изделий, высокопрочные низколегирован-ные, коррозионностойкие стали, сталь для холодной высадки, поверхностноупрочняемые стали. В 2006 г. объемы производства стальных изделий и передель-ного чугуна составили 1,6 и 1,2 млн т соответственно. В декабре 2006 г. на фирме “Jiangsu Huaigang” вве-дена в эксплуатацию новая 6-ручьевая УНРС радиу-

сом 14 м для производства крупных круглых заготовок. Сразу с начала эксплуатации индексы производи-тельности и качества были близки к

величинам, равным единице, что означает высокую надежность работы поставленного фирмой “Danieli” оборудования.

Автор достаточно подробно описывает основные характеристики УНРС:

- промежуточный ковш современной конструкции способствует повышению общей чистоты стали, учи-тывает теплофизические требования, предъявляемые к УНРС, обеспечивает тепловую стабильность (постоянство температуры) в процессе разливки во всем объеме ковша. Промежуточный ковш является буферным устройством при разливке методом плавка на плавку. Время пребывания стали в ковше превышает 10 мин. Рабочий уровень жидкого металла составляет 800 мм;

- охлаждение кристаллизатора улучшено за счет повышения скорости воды и увеличения теплового потока через кристаллизатор. Для обеспечения равно-мерного теплового потока между кристаллизатором и затвердевающей коркой кристаллизатор имеет переменную конусность по длине. Длина

The Danieli Large-size Round Bloom Caster at Jiangsu Huaigang, P. R. of Cina / Travaglini C. // AISTech 2009 Proceeding. Т. 2. С. 23–26. Англ. __________________________________________________________



кристаллизатора для данной установки составляет 780 мм;

- вторичное водовоздушное охлаждение спроектировано таким образом, чтобы избежать чрез-мерных тепловых ударов, повторного разогрева поверхности заготовок, которые могут привести к возникновению наружных и внутренних трещин. Вторичное охлаждение регулируется супервизорным компьютером в динамическом режиме в соответствии со скоростью разливки. В конфигурации системы вторичного охлаждения на фирме “Jiangsu Huaigang” — четыре зоны охлаждения общей длиной 6,46 м;

- разгиб заготовки в нескольких точках, а также точное регулирование давления на правильно-тяну-щем устройстве обеспечивают получение круглых заготовок с высоким качеством и точными разме-рами. Новая УНРС на фирме “Jiangsu Huaigang” оборудована пятью правильно-тянущими клетями мо-дульного типа. Они позволяют вытягивать заготовку и проводить ее правку при начальном радиусе 14 м с радиусами 19 и 34 м.

УНРС оснащена системой автоматизации первого уровня с тремя программируемыми логическими кон-троллерами S7, изготовленными фирмой “Siemens”, а также системой автоматизации второго уровня. Сис-тема автоматизации второго уровня имеет трехслой-ную архитектуру и выполняет функцию управления производством. Она содержит также математические модели операций при разливке, устройство оптимиза-ции процесса резки и систему управления качеством. В новой архитектуре системы автоматизации есть слой управления оборудованием, слой интерфейса оператора, а также слой базы данных и управления технологическим процессом. Три такой архитектуре система автоматизации может работать на любом уровне даже без наличия верхнего уровня (который может не работать по ряду причин), и при этом гарантируются лучшие характеристики и высокая на-дежность при выполнении задания по выпуску

продукции. Программное обеспечение систем автоматизации первого и второго уровня разработано на фирме “Danieli Automation”, причем оно создается с использованием ноу-хау “Danieli Centro Met” в об-ласти технологии разливки.

Установка обеспечивает разливку со скоростями от 0,48 до 0,7 м/мин, от 0,33 до 0,55 м/мин и от 0,27 до 0,45 м/мин круглых заготовок диаметром 380, 450 и 500 мм соответственно с учетом марки стали и перегрева металла в промежуточном ковше.

При оценке качества литых заготовок диаметром 380 мм автор отмечает следующее:

- размерные допуски заготовок (допуск по диа-метру 1,25 % и овальности 1,5 %) полностью соответствуют допускам, предусмотренным контрак-том;

- качество внутренней части заготовок отвечает требованиям дальнейшего передела ( отсутствие внутренних трещин, пористости, ликвационных явле-ний);

- следы качания кристаллизатора мелкие и равно-мерно расположенные, поверхностные дефекты при стабильных условиях разливки отсутствуют.

Автор отмечает, что существенным моментом для дальнейшего развития завода стал ввод в эксплуата-цию нового стана для прокатки прутков из специаль-ной стали, изготовленного фирмой “Danieli”. Производительность стана составляет 800 тыс. т/год. Стан расположен в линии УНРС и рассчитан на про-катку литых заготовок горячим всадом. Такое взаимодействие УНРС и нового прокатного стана стало вторым комплексным агрегатом для разливки и прямой прокатки на фирме “Jiangsu Huaigang” после создания первого модульного мини-завода, оборудование для которого поставила фирма “Danieli”, и который успешно работает с конца 90-х годов прошлого века.


ИЗУЧЕНИЕ СВЯЗИ МЕЖДУ УСЛОВИЯМИ ОХЛАЖДЕНИЯ ПО ШИРИНЕ СЛЯБА И ОСЕВОЙ ЛИКВАЦИЕЙ

Настоящее исследование прове-

дено на заводе Шоугин компании “Shougang Group”, Китай, при разливке стали на слябовой УНРС № 1, основные параметры которой приведены в табл. 1.

Study of the relationship between the cooling condition in width and the centerline segregation of the slab / Quisong Sun, Guangguang Yu, Zhiyuan Zhu // AISTech 2009 Proceedings. 2009. Т. 1. С. 1099–1110. Англ. ___________________________________________________________



ТАБЛИЦА 1. ХАРАКТЕРИСТИКА СЛЯБОВОЙ УНРС № 1 НА ЗАВОДЕ ШОУГИН КОМПАНИИ “SHOUGANG GROUP”, КИТАЙ

Тип машины Криволинейная, R = 9500 мм Размеры поперечного сечения сляба, мм (180, 220, 250) × (1200–1800) Скорость разливки, м/мин 0,6–1,8 Точки изгиба и выпрямления 16340–19539 мм от мениска (7-я и 8-я секции) Длина жидкой сердцевины, мм 31515 Длина кристаллизатора, мм 900 Зона вторичного охлаждения 0–13 секции

С точки зрения ликвации наибольший

интерес представляют центральная часть сляба, зона на 1/4 ширины и зона кристаллизационного треугольника. Изучали слябы с размерами 220 × 1800 мм из сталей 16MnR и Q370qD. Схема отбора образцов показана на рис. 1.

От опытных слябов отбирали по три образца размером 30×220×80 мм. Образцы маркировали как А, В и С. Методом послойной строжки снимали слои металла по толщине образца от поверхности к центру: в центральной зоне толщиной 20 мм снимали слои толщиной 0,5 мм через каждые 2 мм, вне этой зоны снимали слои толщиной 0,5 мм через каждые 10 мм. Анализатором CS300 компании LECO определяли серу и углерод, выявляя распределение элементов в направлении по толщине сляба.

Рис. 1. Схема отбора образцов для исследования осевой ликвации

Химический состав исследуемых марок стали

приведен в табл. 2.

ТАБЛИЦА 2. ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ ИССЛЕДУЕМЫХ МАРОК СТАЛИ

Химический состав, % Номер сляба

Марка стали C Si Mn P S Al Nb

1 Q370qD 0,15 0,34 1,41 0,012 0,005 0,042 0,024 2 Q370qD 0,15 0,32 1,41 0,014 0,005 0,042 0,026 3 16MnR 0,16 0,35 1,40 0,014 0,009 0,043 4 16MnR 0,16 0,34 1,40 0,013 0,008 0,034

Распределение углерода по толщине сляба на трех

образцах показано на рис. 2. Полученные данные показывают, что содержание

углерода в центральной зоне сляба на толщине 20 мм сильно изменяется. Согласно графикам, эта зона располагается по координате Х в интервале 100–120 мм. Вне этой зоны углерод распределен равномерно. Две выявленные области определили как центральную и внешнюю зоны. Авторы показали, что во внешней зоне среднее содержание углерода одинаково для всех трех образцов, тогда как в центральной зоне оно имеет существенные различия. То есть имеет место прямая (позиция А и С) и обратная (позиция В) ликвация углерода.

Подобную картину авторы наблюдали при исследовании ликвации и на других подобных образцах от слябов изучаемых плавок.

Проведено измерение температуры поверхности слябов по ширине в позициях, из которых брали образцы для химического анализа. Усредненные значения температур за определенный период вре-мени в середине широкой грани (позиция А), на расстоянии 1/4 ширины (позиция В) и на расстоянии 150 мм от узкой грани (позиция С) имели величины 840, 810 и 880 °С соответственно.

Изменение температур по ширине сляба обусловлено неравномерностью водяного охлажде-ния. В зоне вторичного охлаждения последние пять секций вблизи участка окончания кристаллизации имеют одинаковое расположение форсунок (рис. 3).



Рис. 2. Распределение углерода по толщине сляба в образцах А, В и С Рис. 3. Расположение форсунок вторичного охлаждения

Моделирование, имитирующее производственные

условия охлаждения сляба, показало, что область орошения двух форсунок имеет ширину 1300 мм, центр этой области перекрывается двумя

форсунками, участки, прилегающие к узким граням, не орошаются.

Анализ осевой ликвации, температуры поверхности и распределения воды в зоне вторичного охлаждения позволяет авторам заключить, что:

• под форсункой и вокруг геометрической оси форсунки находится область интенсивного охлаждения, а температура в этой области самая низкая. Область под форсункой — это зона обратной ликвации углерода;

• в зоне перекрытия, охватываемой струями воды из двух форсунок, температура выше, чем в области под форсункой, и в этой зоне имеет место прямая ликвация углерода;

• в области узкой грани сляба, куда не распространяется поле орошения, температура наиболее высокая и имеет место прямая ликвация углерода.

В связи с этим равномерное охлаждение по ширине сляба является эффективным способом ослабления или устранения осевой ликвации.

Основываясь на процессе последовательной кристаллизации от поверхности к центру сляба с образованием первоначально мелких равноосных кристаллов и последующим формированием структуры столбчатых кристаллов, авторы объясняют механизм возникновения макроликвации. Ликвация возникает главным образом на конечной стадии кристаллизации, там, где жидкая сталь затвердевает в последнюю очередь. Одновременно авторы подчеркивают большое значение в образовании ликвации роликовой проводки. Отмечают, что на участке между опорными роликами происходит выпучивание оболочки, а под роликами на сляб действует сжимающее усилие. При многократном периодическом выпучивании и сжатии жидкая фаза перетекает во внешнем и во внутреннем направлениях. По мере увеличения числа циклов концентрация растворенных элементов повышается. В процессе кристаллизации под форсункой вторичного охлаждения образуется двухфазная зона, которая деформируется при периодическом выпучивании и сжатии сляба. В результате этого жидкий металл, насыщенный растворенным элементом, перетекает из этой зоны к центру сечения и в объем вблизи узкой грани. Содержание растворенного элемента снижается, и в этой зоне возникает обратная ликвация углерода (позиция В), в то время как в позициях А и С возникает прямая ликвация.




ПОВЫШЕНИЕ ВОЗМОЖНОСТЕЙ БЛЮМОВОГО КРИСТАЛЛИЗАТОРА ПРИ ПОКРЫТИИ CASTCOAT

Фирма “Corus Process Engineering”, Уоркингтон, Великобритания, работает в области непрерывной разливки более 45 лет. Основным направлением ее деятельности является модернизация оборудования УНРС.

Одним из наиболее важных элементов оборудования, которым занимается фирма, является медный кристаллизатор, его стойкость и тепловая работа. Ранее был изучен характер износа медных плит на УНРС фирмы “Corus”. Отметили достаточно грубые бороздки по бокам узкой стенки в ее нижней части, которые часто сочетаются с небольшой вмятиной в центре плиты. Бороздки имели протяженность 200–300 мм (в зависимости от срока службы плит). Степень и скорость износа плит зависят от многих факторов, включая марки стали производимых блюмов, конструкцию системы внутреннего охлаждения, скорости воды в кристаллизаторе, конусность кристаллизатора, механическую поддержку за счет опорных роликов, размеры литой продукции, скорость разливки, тепловые условия в кристаллизаторе, материалы медных плит и их покрытия. Покрытие медной плиты является лишь только одним из нескольких факторов, которые могут влиять на срок службы плиты.

Материалы медных плит кристаллизатора уже хорошо изучены. На фирме “Corus” были испытаны различные медные сплавы: медь, раскисленная фосфором, медь с серебром, медь с хромом и диоксидом циркония, медь с бериллием, а также различные электролитические металлические покрытия такие, как никелевое покрытие, различные хромовые покрытия и покрытия из «твердых» металлических композитов. Благодаря применению медных сплавов и покрытий срок службы медных плит постепенно повышался. Для более значительного повышения срока службы медных плит фирма “Corus Process Engineering” разработала и запатентовала керамический материал и технологию его применения. Это керамическое покрытие, серое по внешнему виду, известно под названием Castcoat. Твердость этого покрытия по Виккерсу составляет приблизительно 1400 и по

твердости оно может превосходить твердое хромированное покрытие. Коэффициент трения покрытия составляет примерно 0,20, что значительно меньше коэффициентов

трения меди, никеля и даже хрома. При эксплуатации скорость износа этого покрытия является пренебрежимо малой, что способствует длительному сохранению геомет-рических размеров кристаллизатора. Это керами-ческое покрытие является химически инертным и ограничивает контакт между медной плитой и затвердевающей стальной заготовкой. При этом предотвращается возникновение “паукообразных трещин”. Терми-ческий коэффициент этого покрытия подобен термическому коэффициенту никеля, но поскольку оно нанесено очень тонким слоем (менее 1 мм), оно не оказывает неблагоприятного влияния на процесс затвердевания.

Были разработаны методы ремонта покрытия. В конце срока службы после снятия покрытия одновременно удаляется небольшое количество меди и затем повторно наносится покрытие. При этом количество удаляемой меди меньше, чем в случаях плит с другими покрытиями. Это означает, что количество возможных ремонтов увеличивается и обеспечивается более экономичное использование дорогих медных плит.

На рис. 1 показаны результаты эксперимента на одной из слябовых УНРС завода фирмы “Corus” в Эймейдене, на которой один и тот же кристаллизатор имел плиту с никелевым покрытием и плиту с покрытием Castcoat.

Рис. 1. Износ нижней части плиты

кристаллизатора с никелевым покрытием (а) и с покрытием Castcoat (б)

Данные для сравнения типичных износов плит в

случаях плиты без покрытия и плиты с керамическим покрытием при равнозначных сроках эксплуатации приведены на рис. 2.

Stretching the Boundaries of Bloom Mold Operation with Castcoat / Stalker B., Preshaw D., Kay C. // AISTech 2009 Proceeding. 2009. 2. С. 1–7. Англ. __________________________________________________________



Рис. 2. Сравнение износа плит в случаях плиты без покрытия (а) и плиты с керамическим покрытием (б) при равных сроках эксплуатации

В историческом плане слябовые УНРС были пер-

выми, на которых использовали кристаллизаторы с керамическими покрытиями, так как на них особой проблемой был высокий износ плит узких граней кристаллизаторов. Существенные выгоды были полу-чены также при использовании кристаллизаторов с керамическими покрытиями на тонкослябовых

УНРС. Авторы отмечают, что на тех слябовых УНРС, на которых использовали керамические покрытия на плитах и узких, и широких граней, достигнуто значи-тельное повышение срока службы (таблица). В настоящее время покрытие Castcoat является широко известным покрытием кристаллизатора на многих слябовых УНРС во всем мире.

ПОВЫШЕНИЕ СРОКА СЛУЖБЫ КРИСТАЛЛИЗАТОРА ПРИ ИСПОЛЬЗОВАНИИ МЕДНЫХ ПЛИТ С КЕРАМИЧЕСКИМ ПОКРЫТИЕМ

Фирмы и заводы Тип кристаллизатора Повышение срока службы “Corus” в Тиссайде Толстослябовый 7,5 раз “Outokumpu Stainless, UK” Толстослябовый 3,5 раза “Corus Engineering Steels” Блюмовый 3,5 раза “Corus” в Порт-Талботе Толстослябовый 3,2 раза “Corus Scunthorpe Slab” Толстослябовый 2,5 раза “Corus Scunthorpe Bloom 483” Блюмовый 10 раз “Corus” в Ллануэрне Толстослябовый 2,6 раза “Corus” в Эймейдене (Нидерланды) Толстослябовый 6 раз

Достаточно высокую стойкость с керамическим

покрытием Castcoat показали и блюмовые кристаллизаторы. Например, на заводе фирмы “Corus Engineering Steels” в Ротереме на двухручьевой блюмовой УНРС радиусом 16 м при разливке блюмов шириной 565 мм и толщиной 404 мм из специальных машиностроительных, низкоуглеродистых и легиро-ванных сталей достигнута стойкость кристаллизатора более 600 плавок. В случае кристаллизаторов с Cu−Cr-плитами стойкость составляла максимум 200 плавок, или 15 тыс. т, что было связано с износом плит кристаллизатора и образованием продольных угловых трещин.

Внедрение плит кристаллизатора с керамическим покрытием позволило технологам разливать любые стали в любые периоды его эксплуатации, поскольку геометрические размеры и конусность кристаллиза-тора сохраняется практически неизменными. Нарушения покрытия отмечаются в основном в ниж-

ней части кристаллизатора и связаны с вымыванием фторида и с повреждениями при вводе головки за-травки. Однако это не вызвало каких-либо серьезных проблем с его восстановлением. В настоящее время эксплуатируют 6 кристаллизаторов с керамическим покрытием. Производительность УНРС составляет 600 тыс. т/год. На долю каждого кристаллизатора приходится 50 тыс. т продукции в период между небольшими техническими обслуживаниями и 100 тыс. т — в период между большими ремонтами. Повреждения покрытия, связанные с методом ввода затравки и воздействием форсунок под кристаллизатором, после проведения надлежащих мероприятий были резко ограничены.

Положительные результаты по использованию кристаллизаторов с керамическим покрытием были получены при разливке блюмов шириной 330 мм и толщиной 254 мм на УНРС № 4 завода фирмы “Corus” в Сканторпе.



В настоящее время фирма “Corus Process Engineering” проводит работы по расширению об-ласти применения покрытия Castcoat:

• использование плит с переменной конусностью, которая более точно учитывает усадку заго-товки по высоте кристаллизатора, и, следова-тельно, способствует оптимизации напряжений в заготовке;

• нанесение покрытия Castcoat на опорные ро-лики блюмовой УНРС, подготавливаются эксперименты на опорных роликах слябовой УНРС и на роликах изгибающих устройств;

• нанесение покрытия на “мини-слябовый” кри-сталлизатор сечением 140×300 мм;

• покрытие стенок слябовых кристаллизаторов воронкообразной формы.

Таким образом, фирма “Corus Process Engineering” разработала, запатентовала и обеспечила широкое внедрение передового керамического покрытия для медных плит различных типов кристаллизаторов, из-вестного под названием Castcoat.

В течение многих лет проводились производственные эксперименты по применению покрытия Castcoat. Было показано, что это покрытие превосходит все известные металлические покрытия. При этом уменьшается износ кристаллизатора и отсутствует негативное влияние на процесс разливки. При длительной эксплуатации блюмовых и слябовых УНРС на фирме “Corus” был отмечен ряд преиму-ществ покрытия Castcoat, включая сохранность размеров кристаллизатора в течение значительно бо-лее продолжительных периодов и увеличение межре-монтных сроков службы кристаллизаторов в 2,5–10 раз. Установлено также, что особенно в случае от-ливки блюмов из машиностроительных сталей сохранение формы кристаллизатора и конусности обеспечило большую производственную гибкость, а именно возможность разливать стали, склонные к растрескиванию, в течение всей кампании кристаллизатора, а не только в начальный период его эксплуатации.


ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО


МОДЕЛЬ РАСЧЕТА УСИЛИЯ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ

Модель усилия прокатки на стане холодной про-катки создана на фирме “Siemens” в Германии, и ее используют на непрерывном прокатном агрегате. Эта модель позволяет рассчитать параметры процесса прокатки в соответствии со свойствами валков и про-катываемых полос, а также требованиями по произ-водительности. Модель усилия прокатки позволяет рассчитать параметры, применяемые в системе авто-

матизации на прокатном стане: усилие прокатки, крутящий момент, энергию прокатки, опережение и т.п. Эти пара-метры сохраняются и своевременно

переводятся в другие модели и основную систему автоматизации.

Поскольку количество расчетов слишком боль-шое, практично использовать модель, построенную с использованием механики упругости и пластичности. При этом применяется простой метод конечных эле-ментов (рисунок).

Математический анализ очага деформации Предусмотрено разделить дугу контакта между

валком и прокатываемой заготовкой на несколько (m) идентичных частей (например, на 24 части), причем каждый элемент анализируется и рассчитывается с использованием теории пластичности. Уширением металла при прокатке ввиду его малости пренебрегают.

Очаг деформации делится на две зоны ⎯ отстава-ния и опережения. Напряженное состояние элемен-тарного тела в зоне опережения и напряженное со-стояние элементарного тела в зоне отставания пока-зано на рисунке. В каждом элементарном теле на-пряжения сбалансированы в горизонтальном и верти-кальном направлениях. В соответствии с условием баланса сил в горизонтальном направлении получаем следующие соотношения:

f11 = f10 − 2fq1 −2fr1cos β ≅ f10 − 2fq1 − 2fr1.

Cила экструзии fq1 является горизонтальным ком-понентом силы fN1. Сила fw1 является вертикальным компонентом силы fN1:

fq1 ≅ fw1 × β;

fr1 = fN1 × μ = 1

cos вwf × μ ≅ fw1 × μ

По гипотезе применяется cos β ≅ 1 (для β ≅ 0). Для i-ого элемента в зоне опережения получаем

следующее: f21 = f20 + 2fq2 − 2fr2.

Для i-ого элемента в зоне отставания получаем следующее:

21 20 2 21 1

[ 1 ] 2 [ 1 ] 2 [ 1 ].i i

q rk k

f m i f f m k f m k= =

+ − = + + − − + −∑ ∑

Для примера вычисления берем зону опережения, чтобы показать процесс вычисления. Напряжения σi-1 и σi являются значениями нормального напряжения в двух точках:

1 1 1 11 1

[ ] и [ ]. i i

r r q qk k

f f k f f k= =

= =∑ ∑

Если i-ая f11, то можно получить соответствующее значение σy по f11. Чтобы получить (i + 1)-ое σi+1 , на первом этапе оценивается у i−1 эпитаксиальным методом с использованием σi−1 и σi:

1 11

у 3уу у .

2 2i i i i

i iσ σ− −

+

+ −= + =

Analysis of rolling force model in cold rolling mill / Li Y., Jiang Z., Li F. // Revue de Metallurgie−CIT. 2009. № 2. С. 69−73. Англ. __________________________________________________________



Затем можем получить силу экструзии и силу трения по у i+1, а также f11:

fr1 = fr1 + у i+1 × μ × 2dx;

1 1 1ву в 2 ;

2q q if f i dx+

Δ⎡ ⎤= + ×Δ + ×⎢ ⎥⎣ ⎦

[ ] 1 11у 1 .

[ 1]za a r q

i

F h f fkf i

h i+

− × + += + +

+

где Δβ = α/m, α ⎯ угол дуги контакта; dx ⎯ длина конечного элемента, kx(i + 1) ⎯ прочность материала; h[i + 1] является толщиной (i + 1)-ого элемента, которая рассчитывается с использованием следующего выражения:

h[i + 1] = h + (H − h) ×2i

m⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

(i = 0,1…m).

Таким же способом можем получить следующее уравнение для зоны отставания:

1 1

1у 3у

у у2 2

i i i ii i

σ σ+ +−

− −= + = (i = m, m−1,…0).

Расчет fq2 и fr2 осуществляется по у i−1 следующим

образом:

2 2 1ву 2 (24 ) в ;

2q q if f i dx−

Δ⎡ ⎤= + × × − ×Δ − ×⎢ ⎥⎣ ⎦

fr2 = fr2 + μ× у i−1 × 2 × dx;

[ ] 2 21у 1 .

[ 1]ze e q r

i

F h f fkf i

h i−

− × − −= − +

−

Расчет в зоне опережения и зоне отставания дает пересечение в нейтральной плоскости.

При рассмотрении всего анализа, отмеченного выше, основной задачей является получение σ0, σ1, σ23 и σ24. Напряжения σ0 и σ24 соответствуют величинам напряжений в двух упругих зонах. Обжатие на входной стороне можно выразить, пользуясь формулой Гука, и после ряда преобразований получить формулы для определения величины усилия прокатки в зоне упругой деформации:

1 0 12 = B у ;3welf rb dHel× × × ×

( ) 2 24 2 = B 0,5 у ( ) ( ) ,welf rb H h dHel rb H h× × × × − + − × −

где В ⎯ ширина полосы.

Усилие прокатки можно выразить следующим образом:

Fw = Fw0 + fwel 1 + fwel 2. Модель усилия прокатки успешно применяется в

компьютерной системе управления технологическим процессом на непрерывном стане холодной прокатки. Точность усилия прокатки, рассчитанного с использованием модели, превышает 96,5 %.

Реф. А.В. Зиновьев

ПЕРЕНОС ТЕКСТУРЫ ПОВЕРХНОСТИ БОЧКИ ВАЛКОВ НА ГОРЯЧЕОЦИНКОВАННУЮ ПОЛОСУ ПРИ ДРЕССИРОВКЕ

В работе, выполненной на фирме “JFE Steel” и в Университете г. Кагава, Япония, исследовали связь между наиболее представительными параметрами шероховатости: Ra (средняя высота микронеровно-стей профиля), PPI (число вершин профиля на дюйм) и Wa (волнистость), формируемыми при дрессировке (рис. 1). Показатель шероховатости Ra есть расчетная средняя шероховатость, которую получают по про-филям шероховатости согласно JIS B0633; показатель PPI есть количество вершин (пиков) профиля на уча-стке длиной 1 дюйм (25,4 мм) и определяется со-

гласно SAE J911. Показатель Wa ⎯ средняя расчетная волнистость, определяемая по кривой волнистости профиля согласно ISO 1302.

Рис. 1. Представительные параметры, использованные при оценке дрессировки: 1 ⎯ средняя шероховатость; 2 ⎯ волнистость; 3 ⎯ число пиков на дюйм длины

Printing behaviour of roll surface texture to hot-dip galvanized steel sheet in temper rolling / Kimura Y., Ueno M., Mihara Y. // Tetsu-to-Hagane = Journal of the Iron and Steel Institute of Japan. 2009. 95. № 5. С. 399−405. Яп., рез. на англ. ________________________________________________________



Эксперименты по дрессировке проводили на че-тырехвалковой лабораторной клети с диаметром ра-бочих валков 200 мм и длиной бочки 500 мм при про-катке полос в рулоне. Поверхность рабочих валков обрабатывали по технологии электроэрозионного текстурирования. Заданием разных режимов обра-ботки получали поверхность с разными показателями

средней шероховатости Ra и числа вершин профиля на дюйм PPI, указанными в табл. 1. Дрессировке под-вергали горячеоцинкованную ультранизкоуглероди-стую полосу толщиной 0,8 мм в рулоне после про-дольного роспуска на узкие полосы шириной 350 мм с шероховатостью Ra поверхности перед дрессиров-кой ⎯ 0,2 мкм.

ТАБЛИЦА 1. ТЕКСТУРА ПОВЕРХНОСТИ ВАЛКОВ В ЭКСПЕРИМЕНТАХ

Варианты Параметры A B C D

Диаметр рабочих валков, мм 200 200 200 250 Показатель Ra, мкм 2,4 2,6 3,2 2,6−3,2 Показатель PPI 286 254 203 210−270

Эксперименты по дрессировке провели при раз-

ных величинах натяжения и вытяжки (табл. 2), после дрессировки измеряли показатели шероховатости. При обычной дрессировке вытяжка чаще всего не превышает 2 %, но в экспериментах ее доводили до величины порядка 4 %, изучая перенос текстуры по-верхности валков на полосу. Чтобы избежать налипа-ния цинкового покрытия на валки, дрессировку вели со смазкой дистиллированной водой.

ТАБЛИЦА 2. УСЛОВИЯ ДРЕССИРОВКИ В ЭКСПЕ-РИМЕНТАХ

Параметры Величины Материал Горячеоцинкованная полоса в

рулонах: толщина 0,8 мм предел текучести 180 МПа масса покрытия 80 г/м2

Вытяжка, % 0,5−5 Переднее и зад-нее натяжение, МПа 40−80 Смазка Дистиллированная вода

Чтобы оценить степень переноса средней шерохо-

ватости Ra прокатных валков на поверхность полосы, пользовались отношением показателя Ra поверхности полосы после дрессировки к показателю Ra поверх-ности валков: в качестве коэффициента переноса приняли безразмерную величину, полученную через шероховатость Ra полосы после дрессировки и Ra валков. Для оценки переноса профиля по показателю PPI воспользовались параметром “коэффициент пе-реноса PPI”, полученным как отношение PPI полосы после дрессировки к PPI валков.

На рис. 2 показаны результаты измерения шеро-ховатости поверхности оцинкованной полосы после дрессировки с разной вытяжкой в валках с разной шероховатостью; результаты получены с помощью трехмерного измерителя. Из снимков следует, что пе-ренос неровностей поверхности валков действи-

тельно имеет место и что неровности поверхности полосы тем больше, чем больше вытяжка при дресси-ровке. В эксперименте с валками В, которые имели наибольшую среднюю шероховатость, увеличены и неровности поверхности полосы, и волнистость ее профиля.

Рис. 2. Текстура поверхности горячеоцинкованной полосы после дрессировки в валках А, В, С

На рис. 3 показана связь между вытяжкой при

дрессировке и коэффициентом переноса шероховато-сти поверхности. Видно, что с увеличением вытяжки повышается и коэффициент переноса. С одними и теми же валками увеличение вытяжки сопровожда-ется ростом шероховатости поверхности полосы. Между тем влияние шероховатости валков на коэф-фициент переноса просматривается слабо. Однако в эксперименте D с валками увеличенного диаметра при равной вытяжке коэффициент переноса не-сколько повышен по сравнению со значениями в дру-гих экспериментах.

На рис. 4 показано влияние на коэффициент пере-носа величины натяжения при дрессировке в валках В. Просматривается тенденция снижения коэффици-



ента переноса при повышении натяжения, но в об-ласти малых величин вытяжки влияние натяжения незначительно.

Рис. 3. Зависимость коэффициента переноса средней шероховатости от вытяжки при дрес-сировке на валках А, В, С и D

Рис. 4. Влияние натяжения на перенос средней шероховатости в валках В (Ra 2,62 мкм, PPI 254)

Для оценки переноса характеристики PPI шерохо-

ватости построили график зависимости PPI от вы-тяжки (рис. 5). Установили, что коэффициент пере-носа PPI повышается с увеличением вытяжки, при этом различие шероховатости валков мало сказыва-ется на характере изменения PPI. Однако в экспери-менте D с валками увеличенного диаметра при оди-наковой вытяжке получали коэффициент переноса PPI более высокий, чем в других экспериментах. При дрессировке в валках В это влияние незначительно.

На рис. 6 показана связь между показателями Ra и PPI поверхности полосы после дрессировки. Если сравнивать значения при одинаковой средней шеро-

ховатости, то показатель PPI поверхности полосы тем выше, чем больше PPI валков.

Рис. 5. Зависимость коэффициента переноса PPI от вытяжки при дрессировке в валках А, В, С и D

Рис. 6. Связь между шероховатостью Ra повер-хности полосы и показателем PPI для валков А, В, С

На основе экспериментальных данных построена

обобщенная зависимость между коэффициентами пе-реноса средней шероховатости Ra и шероховатости PPI (рис. 7). Отсюда следует, что эти параметры свя-заны одной зависимостью, общей для всех величин натяжения и диаметров валков. Причина этого объяс-няется следующим образом. Зависимость является результатом переноса геометрического профиля не-ровностей поверхности валков, и перенос ⎯ путем отпечатка ⎯ средней шероховатости Ra, которая ха-рактеризует вертикальный (по толщине полосы) про-филь микронеровностей, и перенос показателя PPI, который характеризует шаг микронеровностей по го-ризонтали (вдоль поверхности), должен иметь вполне определенную взаимосвязь.

Оценили связь между условиями дрессировки и волнистостью Wa микропрофиля поверхности по-



лосы. Согласно рис. 8, волнистость поверхности по-лосы увеличивается вместе с увеличением вытяжки. Из экспериментов также следует, что Wa увеличива-ется и при росте средней шероховатости Ra. Рис. 7. Соотношение коэффициентов переноса параметров шероховатости Ra и PPI для валков А, В, С и D Рис. 8. Связь между вытяжкой и волнистостью поверхности полосы для валка В (Ra 2,6 мкм, PPI 254)

Рассмотрели связь между волнистостью Wa и по-казателем PPI поверхности полосы в ограниченном диапазоне величин средней шероховатости полос по-сле дрессировки. Из экспериментов следует, что в оп-ределенном интервале значений Ra волнистость Wa имеет тенденцию к уменьшению при увеличении по-казателя PPI.

Результаты описанных выше экспериментов пока-зывают, что показатели средней шероховатости Ra, числа вершин профиля на дюйм PPI, волнистости Wa, полученные при дрессировке на разных режимах, связаны определенными корреляционными зависимо-стями. Средняя высота микронеровностей профиля (средняя шероховатость Ra) есть параметр, представ-ляющий высоту неровностей, которую получают на

основе профиля шероховатости, исключив из исход-ного вертикального профиля поверхности полосы со-ставляющую (кривую) волнистости с большой дли-ной волны. Поэтому с увеличением вытяжки наблю-дается повышение коэффициента переноса в резуль-тате вдавливания выступов на поверхности валка в поверхность полосы. Однако коэффициент переноса средней шероховатости Ra различается в зависимости от диаметра валков, как это можно видеть на рис. 3, и можно предположить, что в этом проявляется влия-ние распределения величин контактного давления, развиваемого в очаге деформации. Возможно, этот механизм будет прояснен при разработке теории дрессировки. При этом необходимо учитывать спе-цифическую особенность дрессировки: в отличие от холодной прокатки при дрессировке оцинкованного листа давление в очаге деформации, необходимое для деформирования основного металла, отличается от давления, необходимого для деформирования слоя цинкового покрытия на поверхности листа и отпеча-тывания на нем неровностей поверхности валков. Создание модели переноса профиля с учетом этой особенности процесса должно стать задачей на бли-жайшее будущее.

Из результатов экспериментов, в частности, из рис. 7 следует, что коэффициент переноса средней шероховатости Ra и коэффициент переноса шерохо-ватости PPI связаны одной общей зависимостью, ко-торая действует при всех величинах натяжения и диаметрах валков. Это указывает на отсутствие влия-ния таких факторов, как распределение величин кон-тактного давления в очаге деформации, и что на по-верхности листа после переноса на него текстуры валка сохраняются характерные геометрические, на микроуровне, зависимости, свойственные поверхно-сти валка.

Следовательно, в отношении показателя PPI по-верхности листа можно предположить следующее: если заранее известны показатели Ra и PPI поверхно-сти валков, соответствующие необходимой средней шероховатости Ra поверхности листа после дресси-ровки, то, управляя коэффициентом переноса шеро-ховатости Ra, можно спрогнозировать показатель PPI поверхности листа после дрессировки, пользуясь за-висимостью рис. 7.

С другой стороны, в отношении волнистости Wa, которая служит критерием зеркальности после окра-шивания, просматривается тенденция увеличения Wa при повышении шероховатости Ra. Волнистость Wa есть параметр, получаемый на основе профиля вол-нистости (это исходный вертикальный профиль не-ровностей поверхности полосы за вычетом состав-ляющей шероховатости с малой длиной волны) и вы-ражающий среднюю высоту по этой кривой. Поэтому считаем, что волнистость имеет корреляционную связь с амплитудой кривой шероховатости, которую получают из того же исходного вертикального про-филя неровностей поверхности. А именно, если при



обработке валков на их поверхности образуются впа-дины произвольного размера, как это имеет место при электроэрозионном или дробеструйном тексту-рировании, то можно ввести следующее разделение. Задаться некоторым пороговым значением длины волны, например, равным 0,8 мм, и составляющие профиля с длиной волны больше 0,8 мм отнести к волнистости, а с длиной волны меньше 0,8 мм ⎯ к шероховатости. При такой интерпретации можно считать, что увеличение средней шероховатости Ra поверхности листа при переносе текстуры будет оз-начать и увеличение неровностей профиля с большим периодом, поэтому увеличится также волнистость Wa поверхности листа.

Однако в области с постоянным Ra волнистость Wa уменьшается при повышении показателя PPI по-верхности полосы. Это можно истолковать так, что при усилении неровностей с коротким периодом со-ответственно уменьшается высота неровностей с большим периодом. А именно, если стараться регу-лировать процесс таким образом, чтобы сохранялась на определенном уровне средняя шероховатость Ra, то для удержания на низком уровне волнистости Wa поверхности полосы целесообразно увеличивать по-казатель PPI полосы. Для этого желательно вести

дрессировку в валках с поверхностью, имеющей ма-лый показатель Ra и большой ⎯ PPI, как это следует из рис. 7. Согласно зависимости между коэффициен-тами переноса на рис. 7, если стремиться к регулиро-ванию с сохранением шероховатости Ra на одном уровне, то это будет соответствовать уменьшению средней шероховатости поверхности валков, чтобы увеличился коэффициент переноса шероховатости Ra, отложенный по горизонтальной оси графика, и увеличению PPI поверхности валков, чтобы при том же значении коэффициента переноса PPI увеличился показатель PPI поверхности полосы.

Проведенное рассуждение позволило установить взаимные связи между отдельными параметрами, от-носящимися к переносу текстуры поверхности валков на полосу, поэтому считаем, что при регулировании коэффициента переноса средней шероховатости Ra можно прогнозировать величины других параметров. В работе изложен упрощенный метод прогнозирова-ния показателей PPI и Wa поверхности полосы на ос-нове результатов измерения профиля неровностей поверхности валков.


РЕГУЛИРОВАНИЕ МАССЫ ПОКРЫТИЯ НА ЛИНИИ ЦИНКОВАНИЯ ЗАВОДА “ARCELORMITTAL”

Агрегат фирмы “ArcelorMittal” для горячего цин-кования полосы на заводе во Флоранже, Франция, был введен в эксплуатацию в 1991 г. В течение 2004−2007 гг. было проведено несколько модерниза-ций для повышения производительности агрегата и улучшения качества продукции. На агрегате произво-дят изделия Extragal и Galvalia для автомобильной промышленности в виде стальных полос толщиной 0,3–2,1 мм и шириной 750–1850 мм со скоростью 180 м/мин. Предварительно нагретая стальная полоса, выходящая из отжигательной печи, проходит через ванну расплавленного цинка при температуре 460 °С. Толщина цинковой пленки, нанесенной на полосу, при выходе из ванны регулируется воздушными но-жами, которые обеспечивают возвращение в ванну избыточного цинка под воздействием газовой струи (рис. 1).

Рис. 1. Процесс горячего цинкования: а ⎯ непрерывный цинковальный агрегат; б ⎯ секция нанесения покрытия; в ⎯ участок регулирования толщины покрытия; 1 ⎯ печь; 2 ⎯ ножи; 3 ⎯ емкость с цинком; 4 ⎯ верхний измерительный прибор; 5 ⎯ нижний измерительный прибор; 6 ⎯ уровень жидкого цинка; 7 ⎯ верхний нож; 8 ⎯– нижний нож; 9 ⎯ стабилизирующий ролик; 10 ⎯ погружной ролик

Coating weight control on ArcelorMittal’s galvanizing line at Florange Works / Guelton N., Lerouge A. // La Revue de Metallurgie−CIT. 2009. № 7, 8. С. 287−297. Англ., рез на фр. ____________________________________________________________________________________________



При модернизации в 2005 г. цинковального агрегата заменили машину для удаления избыточного жидкого цинка и программируемый логический контроллер первого уровня. Оборудование для удаления избыточного жидкого цинка было поставлено фирмой “Fontaine Engineering und

Maschinen GmbH”. Два параллельных ножа (верхний и нижний ножи), которые движутся совместно и симметрично (рис. 2, а), монтируются на раме или на специальном устройстве и могут сдвигаться (рис. 2, б) и/или вращаться (рис. 2, в) для компенсации смещения полосы и/или перекоса.

Рис. 2. Положение и движение ножей: а ⎯ расстояние D от ножа до полосы изменяется при изменении расстояния Δ от ножа до ножа; б ⎯ полоса центрируется при сдвиге рамы (SOS = SDS); в ⎯ положение полосы согласуется с положением ножей благодаря повороту рамы (SOS = −SDS)

В системе для подачи воздуха фирмы “Fontaine Engineering und Maschinen GmbH” есть две воздуходувки, которые могут обеспечить поток воздуха 4500 м3/ч из окружающей атмосферы при давлении 105 Па. Имеется также отдельная система подачи азота, используемого в основном при обдувке той полосы, из которой изготавливают внешние детали автомобилей. Типичные погрешности горизонтального позиционирования и давления составляют менее 0,1 мм и 200 Па, соответственно. Быстрота реагирования воздуходувок составляет примерно 5×104 с/Па, а быстрота реагирования устройств поворота ножей равна 2,5 с/мм. В оборудовании цинковой ванны есть погружная система с тремя роликами (два стабилизирующих ролика диаметром 240 мм и один погружающий ролик диаметром 800 мм (рис. 1, б).

Измерение покрытия проводится с использованием сканирующего радиационного измерителя DMC 800, в котором есть два рентгеновских флуоресцентных датчика, которые независимо измеряют массу покрытия на каждой стороне полосы. Каждый измеритель сканирует со скоростью 100 мм/с и способен работать в интервале массы от 30 до 170 г/м2. Масса покрытия на оцинкованной полосе является функцией многих различных переменных. Основные рабочие переменные параметры, т.е. скорость полосы, расстояние от ножа до полосы и давление газа ножа, которые влияют на массу покрытия, можно оперативно регулировать, и влияние изменения этих

параметров на массу покрытия является хорошо предсказуемым. Наиболее влияющими факторами являются форма полосы (поперечный прогиб, плоскостность), положение полосы (сдвиг или наклон) и стабильность (вибрации, пульсации) полосы на участке между ножами (рис. 3). Все они влияют на расстояние от ножа до полосы. Сдвиг полосы происходит, когда она не центрируется на участке между ножами (рис. 3, б), и получается не сбалансирование масс покрытий на ее поверхностях. Монотонное изменение массы от одной кромки полосы к другой связано с наклоном полосы, когда она не параллельна ножам (рис. 3, в).

Рис. 3. Помехи в процессе нанесения покрытия: а ⎯ идеальная конфигурация; б ⎯ сдвиг полосы; в ⎯ наклон полосы; г ⎯ поперечный прогиб полосы; д ⎯ вибрации и пульсации; е ⎯ реальная конфи-гурация (сочетание четырех помех)

Поперечный прогиб возникает, когда полоса явля-

ется не плоской на участке между ножами, и при этом получается полиномиальное изменение массы покры-



тия (рис. 3, г). Вибрации и пульсации полосы связаны с циклическим изменением положения полосы, вызы-ваемыми башенными камерами воздушного охлажде-ния, роликами в цинковой ванне и неоднородностями полосы (рис. 3, д).

Эти непредсказуемые изменения нельзя скоррек-тировать, пока их влияние не измеряется прибором. Сдвиг и наклон полосы “легко” подавить при исполь-зовании системы управления, а поперечный прогиб можно только уменьшить путем регулирования поло-жения погруженного стабилизирующего ролика в ванне (см. рис. 1, б). Вибрации и пульсации полосы трудно регулировать без стабилизации полосы.

Скорость агрегата (LS) определяется работой от-жигательной печи, а расстояние от ножа до ножа (Δ) выбирает оператор. В результате стратегия регулиро-вания массы покрытия ограничивается регулирова-нием двух остальных переменных параметров, кото-рыми являются давление ножа (Р) и положение (S), Но при этом работа системы не упрощается. Конечно, система регулирования массы покрытия должна ра-ботать в условиях следующих четырех одновремен-ных факторов:

1) изменения скорости агрегата в соответствии с данными, полученными по модели печи, причем из-менение скорости обычно связано с пунктами 2–4;

2) изменения массы покрытия; 3) вмешательства оператора, который временами

регулирует расстояние от ножа до ножа (Δ) или поло-жение каретки ножа (S);

4) реакции на данные, полученные по обратной связи.

По факторам 1 и 2 определяется заданное значение давления, по фактору 3 проводится коррекция поло-жения, а по фактору 4 осуществляется одно или дру-гое воздействие. Учет этих четырех факторов, кото-рые могут совмещаться, противоречить друг другу и взаимодействовать, а также учет транспортной за-держки, несомненно, являются важной характеристи-кой системы.

Программа используется при получении каждого частого периодического сообщения, которое является сообщением системы фирмы “Fontaine Engineering und Maschinen GmbH” об измерении. При каждом та-ком сообщении система проверяет, надо поддержи-вать управление с обратной связью или управление с прямой связью в зависимости от изменения техноло-гических параметров, влияние которых моделируется. Устройство управления с прямой связью имеет при-оритет по сравнению с устройством управления с об-ратной связью, причем устройство управления с об-ратной связью не проводит дополнительное воздейст-вие при изменении заданного значения, пока не прой-дет транспортная задержка. Устройство управления с прямой связью может провести любое воздействие при вновь измеренных помехах в любое время и, осо-бенно, в течение транспортной задержки. Каждая сто-рона имеет идентичные устройства управления, кото-

рые работают независимо. Помимо давления и гори-зонтального положения ножа система регулирует вы-соту ножа. Высота не только оказывает значительное влияние на массу покрытия, но также отметим, что повышение высоты при увеличении давления приво-дит к уменьшению риска возникновения поверхност-ных дефектов из-за выплескивания цинка.

Синхронизированные головки верхнего и нижнего измерителей непрерывно движутся назад и вперед между двумя кромками движущейся оцинкованной полосы, поделенной на продольные фиктивные ка-налы шириной 50 мм. После завершения сканирова-ния проходит обработка сигналов сканирования, ко-торая позволяет рассчитать среднюю массу покрытия (причем, отмечается средняя масса за все сканирова-ние), разницу между массами покрытий (разницу ме-жду массами покрытий на верхней и нижней поверх-ностях полосы), разницу между массами покрытий при наклоне (разницу между массами покрытий на двух половинах одной и той же поверхности полосы, разделенной продольно), поперечный прогиб полосы. В зависимости от ширины полосы новая информация о массе покрытия получается приблизительно каждые 10–20 с.

В связи с тем, что измеритель и ножи разделены расстоянием 125 мм, нет прямого мгновенного соот-ношения между данными измерений массы покрытия и условиями удаления избыточного цинка. Тем не ме-нее, приходится устанавливать соответствие между этими данными и условиями, чтобы можно было ин-терпретировать причины отклонений массы полосы от заданного значения.

Устройство управления с прямой связью исполь-зуется для решения проблемы, связанной с транс-портной задержкой, и оно, следовательно, позволяет минимизировать длину того участка полосы, на кото-ром отмечается нестандартное покрытие. В этом уст-ройстве есть автоадаптивная прогнозирующая мо-дель, которая позволяет рассчитать необходимое из-менение регулирования. Это изменение позволяет мгновенно компенсировать влияние помех в техноло-гическом процессе до того, как они повлияют на по-крытие. При этом устройство управления с прямой связью можно привести в действие только при изме-римых помехах, т.е. при значительных или относи-тельно быстрых помехах, влияние которых на массу покрытия можно смоделировать. Устройство управ-ления с прямой связью изменяет давление ножа PFFC каждый раз, когда возникает изменение массы покры-тия (изменение в период между командами) незави-симо от возможной его величины; изменение скоро-сти агрегата, превышающее 2 м/мин; изменение рас-стояния от ножа до полосы, превышающее 0,05 мм. Изменение расстояния от ножа до полосы может быть связано либо с изменением расстояния между но-жами, либо с ручной или рассчитанной коррекцией



наклона полосы. Следовательно, расчет коррекции наклона полосы SFBC, осуществляемой устройством управления с обратной связью, учитывающим раз-ницу между массами покрытий на двух половинах одной и той же поверхности полосы, надо проводить до расчета давления ножа PFFC, корректируемого уст-ройством управления с прямой связью.

Работа системы регулирования показала, что большие изменения скорости или расстояния приво-дят к относительно малым погрешностям в массе по-крытия, составляющим менее 4 г/м2. Большая часть тех полос, данные о которых приведены на рис. 4, а, обрабатывалась при изменениях скорости агрегата в режиме управления с прямой связью. При меньших изменениях скорости или расстояния от ножа до по-лосы получаются почти незаметные изменения массы покрытия (рис. 4, б). На рис. 4, в, показано изменение характеристик при изменениях заданной величины массы покрытия и скорости.

Задачей системы регулирования массы покрытия является не только обеспечение такого покрытия, при котором выполняются требования заказчиков, предъ-являемые к качеству полосы, но также надо миними-зировать бесполезный расход цинка. Средняя по-грешность в массе покрытия и стандартное отклоне-ние заметно уменьшились, причем также заметно уменьшилась отрицательная ошибка, соответствую-щая избыточному покрытию. При компьютерном управлении более часто изменяется положение ка-ретки ножа, чем в случае ручного управления. Это частое изменение положения приводит к уменьшению изменения массы покрытия.

Благодаря уменьшению ошибки массы покрытия и точной динамической реакции ввод этой автоматизи-рованной системы регулирования в эксплуатацию привел к уменьшению расхода цинка на 3 %, и на

34 % уменьшилась отбраковка по причинам, свя-занным с массой покрытия.

Рис. 4. Изменения характеристик при изменениях: а ⎯ скорости агрегата; б ⎯ расстояния от ножа до полосы; в ⎯ реакции на изменения заданной величины массы покрытия и скорости агрегата

В работе использованы следующие обозначения:

Bot — этот символ относится к нижнему ножу; OS — этот символ относится к стороне оператора; CWmeas — масса покрытия, измеренная измерителем; P — измеренное давление; CWaim — заданная масса покрытия; D — реальное расстояние от ножа до полосы;

PFFC — давление, рассчитанное устройством управ-ления с прямой связью;

Deff — эффективное расстояние от ножа до полосы; DS — этот символ относится к стороне привода; Δ — расстояние между ножами;

PFBC — давление, рассчитанное устройством управ-ления с обратной связью, учитывающим среднюю массу покрытия;

FBC — устройство управления с обратной связью; FFC — устройство управления с прямой связью;

Top —этот символ относится к верхнему ножу; w — ширина полосы.

H ⎯ расстояние от ножа до ванны; S — измеренный наклон каретки ножа; k1 — максимально допустимая разница между мас-сами покрытий на двух половинах одной и той же поверхности полосы;

SFBC — наклон, рассчитанный устройством управле-ния с обратной связью, учитывающим среднюю массу покрытия;

k2 — максимально допустимый сдвиг полосы; t — толщина полосы. LS — скорость агрегата;


ТРУБНОЕ ПРОИЗВОДСТВО


ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА И ОТДЕЛКИ ТРУБ

Изолированные композиционные трубы Maillefer

Фирма “Maillefer”, Швейцария, предлагает ком-

плекс систем производства многослойных композиционных труб и поставляет потребителям агрегатные линии для производства гибких гофрированных или композиционных труб с пеноизоляцией. Труба из пеноматериала и компо-зиционная труба поступают на производственную ли-нию через два раздельных разматывателя. Длина трубы из пеноматериала в бунте может составлять 700–1200 м, а диаметр 28–48 мм. При переключении с одного (опорожненного) разматывателя на другой (полный) используется накопитель. Одновременно с этим через другую пару раздельных разматывате-лей/питателей поступает композиционная труба. Трубы могут поступать в бунтах или прямолиней-ными штучными изделиями и имеют диаметр 16–26 мм.

Труба из пеноматериала накладывается поверх внутренней трубы, для чего труба из пеноматериала сначала разрезается и раскрывается по длине, а затем в нее вкладывается внутренняя труба (рис. 1). Кромки разреза нагреваются и соединяются с образованием сварного шва. На участке обжатия кромки точно совмещаются, и труба из пеноматериала удержива-ется на месте до затвердевания сварного шва. В таком состоянии продукт готов к изготовлению наружной оболочки.

Рис. 1. Узел соединения внутренней трубы и трубчатой пеноизоляции

Труба с пеноизоляцией поступает в экструзион-

ную головку, где на пеноматериал наносится равномерный герметизирующий слой толщиной 0,15–0,20 мм из полиэтилена средней плотности. Экструдер МХС в комбинации со шнеком и контейнером новей-шей конструкции обеспечивают равномерное нанесение расплава во всем диапазоне рабочих режимов. Затем труба поступает в секцию водяного охлаждения и на участок отделки в производственной линии.

Система Nomos PSU управления агрегатной ли-нией обеспечивает точную синхронизацию выполне-ния отдельных операций при максимально допусти-мых рабочих скоростях.

Трубосварочный агрегат и отделочная линия для производства электросварных сопротивлением труб Фирма SMACO, Малайзия, созданная в 1992 г.,

предлагает комплектное оборудование трубосвароч-ного агрегата для производства труб сваркой электросопротивлением и оборудование для отделки труб. Фирма поставляет агрегаты для производства труб по стандартам API/ASTM, а также конструкционных полых профилей размером от 15 мм до 406 мм. В состав агрегата входят новейшее оборудование входной стороны, включая сдвоенный разматыватель, автоматические ножницы, стыкосварочную машину и накопитель полосы. Име-ются трубоформовочный и калибровочный станы с быстродействующими муфтами с гидроприводом, ис-пользуемыми при переходе на новый размер; летучая

отрезная машина с пилой холодной резки; системы пакетирования труб и транспортировки пакетов.

Отделочное оборудование включает высо-коскоростную двухпозиционную машину для об-точки и снятия фасок, которая обеспечивает обра-ботку по стандарту API, а также установку для гидроиспытаний под давлением, правильную машину с функцией быстрого подъема роликов, с автоматиче-ской настройкой роликов и хранением рабочих параметров в памяти данных, полностью автоматиче-ский резьбонарезной станок, машину для обрезки концов труб под обработку по стандарту API, а также погрузочно-разгрузочную и транспортную систему для отделочного участка.

1. Industry News // Tube and Pipe Technology. 2009. 22. № 5. С. 38, 39. Англ. 2. Technology Update // Tube and Pipe Technology. 2009. 22. № 5. С. 42, 58. Англ. 3. Advances in Cutting, Sawing and Sawblades // Tube and Pipe Technology. 2009. 22. № 5. С. 108, 110, 118,

122. Англ. __________________________________________________________________________________________



Комплекс специального оборудования для испытаний по API включает ультразвуковой дефекто-скоп в технологическом потоке, автономный ультразвуковой дефектоскоп с механизированной транспортной системой, систему удаления внутрен-него грата на сварном шве с контролем глубины металлосъема, кромкострогальную машину, высокоскоростной трубоотрезной станок специаль-ной конструкции, рассчитанный на толстостенные

трубы, снабженный четырьмя резцовыми головками с твердосплавными резцами и сервоприводами.

Фирма также поставляет разнообразное вспомога-тельное оборудование, в том числе агрегаты продоль-ной резки полос, разделения рулонов, автоматические агрегаты цинкования труб, а также агрегаты для производства спиральношовных сварных труб и широкую гамму агрегатов и машин другого назначе-ния для переработки металлопродукции.

T&H Lemont поставляет быстро перенастраиваемый трубосварочный агрегат двойного назначения для производства труб высокочастотной сваркой

Фирма “T&H Lemont”, США, построила новый

трубосварочный быстро перенастраиваемый агрегат, на котором будут производить стандартные конструкционные круглые профили и полые строительные профили.

Производители трубной продукции могут расши-рить сортамент продукции, повысить производствен-ную гибкость и удовлетворить спрос на сварные трубы и трубную продукцию с поставкой “точно во-время”. Оборудование входной и выходной секций спроектировано универсальным; универсальные также фундаменты и системы привода. Предусмот-рены два комплекта быстросменных переходных плит, которые устанавливаются на единую систему фундаментов и используют универсальную систему приводов. В последнем варианте реализации был спроектирован один комплект ведомых клетей с 3,5-дюймовыми валами, монтируемых на переходные плиты и предназначенных для производства труб диа-метром 32–127 мм, и второй комплект переходных

плит с 6-дюймовыми валами для производства труб диаметром 63–203 мм.

При наличии систем быстрой замены один ком-плект переходных плит находится в работе, а второй комплект — в готовности к замене. Агрегат спроектирован также в расчете на использование мостовых кранов для замены переходных плит. Эти плиты удерживаются на фундаментах системой специальных гидравлических зажимов, которые обеспечивают точное позиционирование и надежную фиксацию на фундаментах, а при необходимости — быстрый демонтаж.

Фирма “T&H Lemont” заключила недавно новый контракт еще с одним потребителем на поставку бы-стро перенастраиваемого трубосварочного агрегата, предназначенного для производства трубной продук-ции по стандарту API.

Размерный сортамент этого нового агрегата охватывает трубы диаметром 20–114 мм.

Выпуск труб для изготовления диафрагменных расходомеров Фирма “Sunnen Products”, США, разработала но-

вую технологию изготовления труб диафрагменных расходомеров с применением новой автоматизи-рованной системы хонингования.

Отделка внутренней поверхности трубы диафрагменного расходомера производится с помо-щью нового станка для хонингования труб, который обеспечивает автоматическое перемещение, высокую безопасность (наличие муфты) и точность обработки.

Система управления содержит измеритель на-грузки, который позволяет обнаружить участки суже-

ния отверстия. Систему подачи можно запрограммировать на расширение хонинговального инструмента до определенной нагрузки на шпиндель, которую можно заранее настроить; это обеспечивает защиту оборудования, инструмента и персонала и позволяет получать хорошие результаты обработки даже у малоопытных операторов.

Станок спроектирован в модификациях для 2-м и 4-м труб с отверстием диаметром 63,5–533 мм, макси-мальным наружным диаметром 610 мм и массой до 1800 кг.

Система резки труб TruLaser Tube 7000 Новая система TruLaser Tube 7000 лазерной резки

труб, разработанная фирмой “Trumpf Inc.”, США, устанавливается внутри защитного ограждения, имеющего форму туннеля, после чего, в зависимости от размера трубы, перемещает трубу вперед на

щеточный стол или сбрасывает в контейнер для изде-лий позади машины. Система отличается высокой мощностью приводов, рассчитанных на трубы боль-шого размера и массы, широким диапазоном настроечных размеров.



На этой машине можно резать трубы и профили большого диаметра и с большой толщиной стенки без снижения производительности; возможна обработка труб длиной до 10 м, массой до 200 кг. Диапазон размеров зажимаемых изделий составляет 15–250 мм, и система оборудуется лазером мощностью до 3,6 кВт, что позволяет использовать ее по самым различ-ным назначениям.

Система TruLaser Tube 7000 позволяет повысить про-изводительность операции резки по сравнению с обыч-ными процессами резки пилой, фрезой. Повышение производительности достигается также временем перена-стройки при изменении программы обработки изделий.

Самоцентрирующиеся зажимы не нуждаются в пере-установке, а ролики, которые создают опору и служат боковыми проводками для трубы, настраиваются на диа-метр автоматически. Даже встроенный в машину контей-нер для обрези, расположенный около устройства по-дачи, опорожняется без вмешательства оператора.

Функциональная система FocusLine автоматиче-ски адаптирует точку фокусирования лазерного луча к типу и толщине материала. Программное обеспече-ние машины автономно настраивается на параметры фокуса, указанные в технологической таблице, и тем самым устраняются проблемы настройки. Разрабо-тана новая компактная режущая головка с 6-дюймо-вым объективом и новой муфтой, которая обеспечи-вает повышенную технологическую гибкость и безопасность процесса.

При использовании в комплекте с загрузчиком LoadMaster Tube, оборудованным магазином для заготовок массой 4000 кг, система резки TruLaser Tube 7000 может быть полностью автоматизирована. Система TruLaser Tube 7000 действует совместно с новой версией программного продукта TruTops Tube, который обеспечивает реализацию сложной стратегии обработки и который связан с базой данных, включаю-щей все технические знания фирмы “Trumpf Inc.”.

Обработка труб под кольцевую сварку Фирма “Larikka”, Финляндия, которая спе-

циализируется на технологиях обработки трубных изделий, предложила на мировой рынок новую машину для резки труб, названную Larikka OrbiCut (рис. 2).

Рис. 2. Машина OrbCut фирмы “Larikka” для резки труб

Машина спроектирована в расчете на потребите-

лей, у которых возникает необходимость резки труб с получением поверхностей реза, непосредственно при-годных для сварки кольцевым швом без применения присадочной проволоки.

В ходе полномасштабных промышленных испыта-ний в течение нескольких лет машина показала пригодность для резки с таким результатом труб в широком диапазоне размеров (от наружного диаметра 6 мм при толщине стенки 1 мм до наружного диа-метра 114,3 мм при толщине стенки 2 мм), при этом все рабочие функции Larikka OrbiCut выполняются при управлении ЧПУ от ЭВМ. Во время резки в полностью автоматическом режиме труба непод-вижна, а вставные резцы, размещенные снаружи трубы, вращаются вокруг нее.

Новая машина обеспечивает не только отсутствие заусенца на поверхности реза, ровную и гладкую наружную поверхность, но и гладкую внутреннюю поверхность и плоский торец трубы. Машина удовлетворяет строгим требованиям в отношении плоскости реза, а в целом процесс резки с автоматическим управлением удовлетворяет требова-ниям, какие предъявляет сварка кольцевым швом без присадочной проволоки.

Компактный отрезной станок Фирма “Rolf Schlicht GmbH”, Германия, на основе

опроса потребителей разработала и поставляет отрез-ной станок.

Машина, обладающая высокой технологической гибкостью, имеет ряд достоинств, которые проявля-ются в частности при обработке жестких профилей,

например, полос из твердого поливинилхлорида или неравнополочных уголков, когда требуется быстрая и чистая обработка без дополнительных последующих операций, в составе линии экструдирования или вне ее. Машина оборудована встроенным гусеничным устройством подачи RB-600/100, действующим в



стартстопном или непрерывном режиме, снабженным датчиком материала, с возможностью возврата и удаления из машины оставшихся заготовок.

Станок действует в автоматическом режиме, в функции оператора входит только укладка профилей.

На станке имеется станция подогрева, которая при необходимости обеспечивает подогрев, обеспечивая аккуратную резку и предотвращая хрупкий излом.

При останове станция подогрева отводится в исходную позицию, что исключает вероятность пере-грева профилей.

Вращающаяся резцовая головка MC-80 обеспечи-вает чистый точный рез без заусенца, а система раз-грузки автоматически транспортирует отрезанные изделия для укладки в соответствующие контейнеры.

Машины для пакетной резки труб Фирма “Voestalpine Tubulars” применяет техноло-

гию Framag для производства бесшовных труб наружного диаметра 177,8 мм на заводе в Киндберге, Австрия. Объем производства горячекатаных труб, включая продукцию подразделений котельных труб и труб нефтяного сортамента, составляет 350 тыс. т/год. Производится трубная продукция из углеродистых (нелегированных) и среднелегированных сталей, отвечающая международным стандартам.

На редукционно-растяжном стане черновые трубы после повторного нагрева и очистки от окалины гидросбивом подвергаются редуцированию с натяже-нием в 28 клетях до получения заданного диаметра и толщины стенки. После охлаждения на реечном холо-дильнике выполняется обрезка концов и порезка труб на мерные длины. Для обрезки концов используются две дисковые пилы холодной резки KKS 1430L фирмы “Framag” (рис. 3).

Для получения наилучшего результата резки трубы выравниваются на устройстве для измерения длины, входящем в состав агрегата для резки, и выполняется отрезка передних концов.

После нового выравнивания на измерительном устройстве трубы разрезаются на заданные длины в

пределах 2–18 м. Задние концы труб также отреза-ются и транспортируются в короб для обрези.

Агрегат резки KKS 1430L рассчитан на резку труб диаметром 25–200 мм с толщиной стенки 2,5–25 мм. Расчетная ширина слоя разрезаемых труб равна 850 мм; допустимо применение режущих дисков диамет-ром до 1430 мм.

Рис. 3. Пила холодной резки KKS 1430L на участке отделки труб

Реф. Л.А. Кондратов

НАПРЯЖЕНИЯ В СТЕНКЕ ТРУБЫ В ПРОЦЕССЕ ЭКСПАНДИРОВАНИЯ

Экспандирование — операция, предназначенная для калибровки трубы по наружному диаметру и применяемая обычно к трубам с наружным диамет-ром 508–1524 мм, чтобы обеспечить геометрическую точность. Операцию выполняют на специальной установке — экспандере, установленном на выходной стороне трубосварочного агрегата. Механическое экспандирование осуществляется устройством, называемым расширительной головкой, которая

воздействует на внутреннюю поверхность трубы посредством расширяющих кулачков. В процессе экспандирования увеличение диамет-ра трубы достигается главным

образом за счет уменьшения толщины стенки трубы и в меньшей степени — за счет укорочения трубы. Работа выполнена фирмой IPROLAM и Металлургическим исследовательским институтом, Румыния.

Из-за неравномерной усадки во время охлаждения сварного шва, пластической и упругой деформации при прокатке листовой заготовки сварные трубы приобретают отклонение геометрических размеров от

Stresses Supported by the Pipe Wall during the Expanding Process / Mcrea D., Macre T., Cuida O. // Metallurgy and new materials researches. 2009. 17. № 4. С. 9–18. Англ. __________________________________________________________



заданных (это касается как диаметра, так и овально-сти), которое может значительно превышать установленные пределы. Поэтому прямошовные сварные трубы большого диаметра подвергают обработке, которую называют экспандированием и которая заключается в увеличении наружного диаметра трубы до размера, соответствующего установленному допуску. Таким образом, экспан-дирование представляет собой калибровку по наруж-ному диаметру бесшовной или сварной трубы, когда вместо регулируемого редуцирования по наружному диаметру осуществляется регулируемое расширение.

Согласно требованиям стандарта API 5L-2007 (SR-EN 10208−1999 и ISO 3183), под действие кото-рых подпадают трубы этой категории, дополнитель-ное (пластическое) увеличение наружного диаметра должно находиться в пределах 0,3–1,5 %. Оборудова-ние для экспандирования обычно проектируют с расчетом на более высокий уровень деформации, чем максимальные значения, предусмотренные стандартом.

Размерный сортамент прямошовных труб, изготавливаемых в соответствии со стандартом API 5L-2007 и рассчитанных на процесс экспандирования, охватывает диаметры 508–2134 мм и толщины стенки 6,3–38,1 мм. Их изготавливают из углеродистых (обычно С-Mn) или микроле-гированных сталей с мелкозернистой структурой, подвергаемых прокатке на контролируемом температурном режиме, и их предел текучести обычно находится в пределах от 241 Н/мм2 (минимальное значение для труб марки В для магистральных трубопроводов) до 907 Н/мм2 (максимальное значение для марки Х100).

В отличие от других видов обработки труб процесс экспандирования протекает пошагово. Длина зоны экспандирования составляет 400–800 мм. Инструмент, которым выполняют экспандирование трубы длиной 12,5 м, имеет стержень длиной приблизительно 18 м, на конце которого установлена расширяющая головка с подвижными расширяющими кулачками (рисунок). Кулачки закреплены с возможностью радиального смещения на промежуточном кольце и раздвигаются в радиальном направлении под действием клина, зафиксированного на тяговой штанге. Когда раздвижные кулачки соприкасаются с внутренней поверхностью трубы, в результате непрерывного перемещения кулачков вдоль трубы происходит деформирование с увеличением внутреннего и наружного диаметров трубы.

Экспандирование происходит в результате действия окружных (тангенциальных) сил в стенке трубы, которые, в свою очередь, возникают под

воздействием нагрузок от клинового механизма и радиальных напряжений, возникающих на внутрен-ней поверхности трубы.

Схема расширяющей головки Напряженное состояние характеризуется глав-

ными напряжениями (σr, σx, σy), которые имеют следующий смысл:

σr — радиальное напряжение (по нормали к внутренней поверхности трубы); численно оно равно внутреннему давлению р, что позволяет записать соотношение: р = σr:

σy — тангенциальное (окружное) напряжение, действующее в направлении, перпендикулярном действию радиального напряжения;

σх — аксиальное (продольное) напряжение, которое действует по длине деформированной трубы и направлено по нормали к направлениям радиального и тангенциального напряжений.

Согласно теории пластичности тонкостенных труб, между радиальным (σr), тангенциальным (σy) и окружным (σx) напряжениями существуют известные соотношения. Связь между пределом текучести (σс) и величинами главных напряжений σх, σу, σz выражается общим уравнением пластичности, известным как уравнение фон Мизеса. Исследователями получено аналитическое выражение зависимости между пределом текучести, радиальным напряжением и параметрами (диаметр, толщина стенки) трубы. Пользуясь ими, рассчитали численные значения параметров применительно к экспандированию трубы класса прочности Х70 с номинальными размерами ∅1067×11,3 мм и средним пределом текучести σс = 621 Н/мм2.

Используя полученные аналитические зависимости, определили главные напряжения σх и σy : σх =585 Н/мм2; σy=1170 Н/мм2.

Этот расчет был выполнен при условии, что между расширяющими кулачками и внутренней поверхностью трубы трение равно нулю. Между тем на практике между кулачками и поверхностью трубы всегда присутствует трение. В результате этого главные напряжения, необходимые для достижения такой пластической деформации, должны быть пропорционально увеличены.

При экспандировании текучесть материала возникает при том условии, что векторная сумма главных напряжений достигает предела текучести.



Деформацию стенки трубы рассматривали в трех направлениях, и эти составляющие назвали главными деформациями. Их величина определяется полу-ченными в работе аналитическими зависимостями с использованием уравнения пластичности, известного как соотношение Леви. Эти уравнения уста-навливают, что каждая пластическая деформация выражает постоянное отношение между напря-жениями и главными деформациями.

Для подтверждения числовым примером рассчитали соотношения между главными деформациями применительно к экспандированию (с раздачей 1,5 %) трубы ∅1067×11,3 мм. Результаты расчетов показывают, что наиболее значительная деформация имеет место в окружном направлении, что соответствует увеличению периметра трубы. Далее в порядке убывания следует радиальная деформация, которая уменьшает толщину стенки трубы. По величине она близка к окружной, а продольная деформация, которая определяет укорочение трубы, имеет значительно меньшую величину. В результате выполненной работы сделаны выводы о том, что:

экспандирование сварных труб большого диаметра с целью калибровки их по наружному диаметру — это процесс пластического деформирования;

определены зависимости между радиальным (или внутренним давлением), окружным (или тангенциальным) и аксиальным (или продольным) напряжением в тонкостенной трубе;

рассчитаны деформации трубы и определены их направления;

показано, что тангенциальная деформация определяет увеличение наружного диаметра трубы, радиальная деформация определяет утонение стенки трубы, а продольная (осевая) деформация обусловливает укорочение трубы;

тангенциальная и радиальная деформации близки по величине, а продольная деформация очень мала, что означает увеличение наружного диаметра при экспандировании почти исключительно за счет уменьшения толщины стенки и незначительное уменьшение длины трубы.


УЛЬТРАЗВУКОВАЯ ДЕФЕКТОСКОПИЯ СВАРНОГО ШВА ТРУБ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕМ ЕМАТ С ИЗЛУЧЕНИЕМ НАПРАВЛЕННЫХ ВОЛН

В публикации по работе, выполненной фирмой “Innerspec Technologies Inc.” (Линчбург, шт. Вирджи-ния, США), описывают технику ультразвукового кон-троля сварного шва на сварных сопротивлением тру-бах в технологическом потоке в реальном масштабе времени.

Процесс производства труб электросваркой сопротивлением. Электросварные сопротивлением трубы изготавливают холодным формованием стальной полосы (штрипса), которую пропускают через несколько групп горизонтальных и вертикальных формующих роликов, настроенных таким образом, что плоская полоса постепенно свертывается в круглую трубную заготовку, направляемую в сварочную машину.

На большинстве трубосварочных агрегатов заготовка ориентируется сварным швом вверх. Машины для высокочастотной сварки используют магнитный сердечник, вводимый внутрь сформованной трубы.

К ферритовому сердечнику обычно присоединен гратосниматель для удаления грата на внутренней поверхности трубы. Грат на наружной поверхности

обычно удаляется наружным резцом после того как труба выходит из зоны сварки, а срезанный грат сматывается на приемную катушку.

Чтобы удовлетворять стандартам API и ASTM, утвержденным для продукции этих назначений, сварные сопротивлением трубы должны подвергаться неразрушающему контролю, который может подтвердить безде-фектность продукта и его соответствие техническим требованиям. Среди методов пространственного контроля сварных швов в производстве электросварных сопротивлением труб наиболее распространена ультразвуковая дефектоскопия с применением пьезоэлектрических измерительных преобразователей. Этот метод имеет серьезные недостатки:

• он требует очень точного позиционирования сенсоров относительно сварного шва;

• в нем применяется контактная среда, которая передает акустический сигнал от преоб-разователя в материал трубы.

Для дефектоскопии с помощью пьезоэлектрических преобразователей используются вертикальные поперечные волны, образуемые при преломлении продольной волны. Акустический сигнал, генерируемый пьезоэлектрическим сенсором,

In-Line EMAT Ultrasonic Weld Inspection for ERW Tube Mills Using Guided Ultrasonic Waves / Monks J.S. // Iron & Steel Technology. 2010. № 1. С. 67–73. Англ. _____________________________________________________________



распространяется через слой воды, которая служит контактной средой между преобразователем и объектом контроля и одновременно позволяет изменить угол падения исходной продольной волны, чтобы генерировать поперечную волну, которая используется для контроля.

Энергию генерируемой поперечной волны направ-ляют к нижней и верхней поверхностям сварного шва под строго выдерживаемым углом, пользуясь “мето-дом половинного/полного пробега” (рис. 1).

Рис. 1. Дефектоскопия сварного шва со стороны внутреннего и наружного диаметров трубы методом “половинного пробега/полного пробега”

Позиционирование зонда (зондов) по отношению

к сварному шву имеет чрезвычайно большое значение для получения надежного результата дефектоскопии. Если угловые параметры выдерживаются точно, то эхо-сигнал от дефектов, если они присутствуют, направляется в сторону датчика и обнаруживается дефектоскопом. Однако даже незначительные отклонения в положении преобразователя или сварного шва нарушают дефектоскопию. Но даже если положение шва известно и точно контролируется, возможности обнаружения дефектов этим методом ограничивают случайные эхо-сигналы от корневой и верхней частей шва, обусловленные неаккуратным удалением грата, а также сложность обнаружения плоских дефектов в средней части толщины шва.

Серьезные ограничения накладывает и контактная среда, используемая для передачи сигнала. Во-первых, вокруг трубы должен поддерживаться слой воды с минимальной турбулентностью, свободный от пузырьков и загрязнений, чтобы избежать посторонних эхо-сигналов, а это трудно обеспечить при скоростях дефектоскопии выше 1 м/с. Во-вторых, системы с пьезоэлектрическими преобразователями требуют, чтобы труба перед дефектоскопией была охлаждена, что исключало бы кипение контактной среды при ее соприкосновении со швом и металлом в зоне термического влияния при сварке. Эту проблему решают размещением аппаратуры контроля после зоны охлаждения трубы, обычно на расстоянии 20–40 футов от сварочной машины.

Электросварные сопротивлением трубы часто называют “прямошовными”, но фактически на трубосварочных агрегатах положение шва нередко отклоняется от нормального, на верхнем конце верти-кального диаметра трубы, и это отклонение усилива-ется при охлаждении трубы. К тому моменту, когда труба достигает позиции дефектоскопии, позиция шва оказывается неизвестной, что нарушает условие

точного позиционирования ультразвуковых зондов, необходимого для надежного контроля.

Электромагнитный акустический преобразователь (ЕМАТ) с излучением направленных волн. Одной из наиболее важных разработок в области ультразвуковой дефектоскопии за последние 20 лет стал бесконтактный метод дефектоскопии, при котором не требуется специальная контактная среда; таковы электромагнитные акустические преобразователи (ЕМАТ), применяемые для дефектоскопии металлов.

В отличие от пьезоэлектрического преобразователя, который генерирует акустический сигнал и передает его в объект контроля через контактную среду, преобразователь ЕМАТ излучает ультразвуковые волны в объект с помощью двух взаимодействующих магнитных полей. Относительно высокочастотное (RF) поле, создаваемое электрическими катушками, взаимодействует с низкочастотным или статическим полем, генерируемым магнитами, в результате возникает сила Лоренца, аналогичная той, какая действует в электродвигателе. Это возмущающее воздействие передается кристаллической решетке материала, в которой возникает упругая волна.

В обратном процессе взаимодействие упругих волн в присутствии магнитного поля индуцирует ток в контуре приемной катушки преобразователя ЕМАТ. В ферромагнитных проводниках магнитострикция вызывает дополнительные напряжения, которые усиливают сигнал до значительно более высокого уровня, чем можно достичь с помощью только сил Лоренца. При разных комбинациях катушек RF и магнитов можно генерировать волны разных типов.

Преобразователи ЕМАТ сохраняют все достоинства устройств ультразвукового контроля, но поскольку акустические волны генерируются в объекте контроля, они имеют ряд значительных преимуществ при дефектоскопии сварного шва:



• “сухой” контроль (отсутствие контактной среды). Отсутствие контактной среды обеспечивает более надежное считывание сигнала (отсутствие погрешности, связанной со средой), облегчает автоматизацию измерения и встраивание измерительной системы в производственный процесс. Фундаментальным преимуществом преобразователей ЕМАТ служат также высокие допустимые скорости и температуры контроля. Системой с преобразователем ЕМАТ можно контролировать электросварные сопротив-лением трубы близко к позиции сварки, что повышает ценность дефектоскопии в реальном времени как инструмента технологического контроля;

• нечувствительность к состоянию поверхности объекта контроля. Преобразователи ЕМАТ не чувствительны к оксидам, маслу, воде или неровностям поверхности объекта контроля, пригодны для использования при наличии на объекте тонких покрытий;

• уникальная форма волн. Благодаря независимости от контактной среды для

передачи сигнала преобразователь ЕМАТ способен генерировать направленные волны нескольких типов, что невозможно или практически неэффективно с пьезоэлектри-ческими преобразователями.

Главный недостаток преобразователя ЕМАТ — низкий КПД, что требует высоких напряжений и высокого инженерного уровня электронных схем для генерирования и приема сигналов. Эти недостатки стали менее существенными с разработкой новых электронных устройств и программного обеспечения, которое позволяет выполнять сложную обработку сигнала в реальном времени.

Дефектоскопия тонких сварных швов с применением направленных волн (СВЧ-волны, волны Лэмба) имеет существенное преимущество по сравнению с обычным методом. В то время как пьезо-электрические преобразователи используют верти-кальные поперечные волны при углах падения в диапазоне 30–60 град. к нормали к поверхности входа в объект, направленная волна, генерируемая преобразователем ЕМАТ, заполняет весь объем мате-риала и позволяет инспектировать весь сварной шов за один проход.

Рис. 2. Сравнение методов контроля сварного шва с помощью наклонной волны и объемной направленной волны: θR — угол преломления; Т — толщина материала; расстояние по поверхности = sin θR · траектория звуковой волны; глубина (первая ветвь траектории) = сos θR · траектория звуковой волны

Преимущества направленных волн при

дефектоскопии шва на сварных сопротивлением трубах:

• Направленные волны занимают весь объем материала любой толщины, что позволяет контролировать весь сварной шов.

• Возможность обнаружения дефектов типа трещин, несплавления, непровара, несовпадения кромок с более высокой надежностью, чем при контроле наклонным зондированием.

• Меньшая чувствительность к позиционированию зонда, что облегчает автоматизацию и интеграцию в производственный процесс.

• Возможность избирательного игнорирования эхо-сигнала от корневой части и от усиления шва, связанного с неаккуратным удалением грата, путем выбора надлежащего типа волн и

порогового уровня сигнала, что ослабляет чувствительность к качеству удаления грата.

• Возможность при некоторых условиях контроля швов без удаления грата.

• Возможность нормализовать сигнал для авто-калибровки благодаря раздельным передатчику и приемнику.

• Возможность контроля при угловом смещении сварного шва до 55 град. при минимальном количестве датчиков, что повышает экономич-ность системы, упрощает ее монтаж и обслуживание. Недавно компания “Innerspec Technologies”

разработала комплексное решение для контроля труб, изготавливаемых сваркой сопротивлением, основан-ное на платформе Temate Si. Эта платформа используется уже более 14 лет для контроля тонких швов направленными волнами в металлургии,



автомобильной промышленности и машиностроении. В настоящее время действует более 100 систем дефектоскопии в технологическом потоке, и эта платформа стала фактически промышленным стандартом для большого числа областей применения, где требуется простая в использовании система полностью автоматизированной дефекто-скопии в объеме материала.

Все системы с этой платформой используют общую электронную базу и программное обеспечение, но сенсоры разрабатываются соответственно конкретному назначению. Для разработки сенсоров требуются глубокие теоретические и практические знания в сложной области направленных волн. Для этих целей “Innerspec Technologies” разработала собственными силами целый комплекс программных инструментов, которые позволяют ускорить разработку и оптимизировать результаты.

На первом этапе разработки измерительного преобразователя следует определить тип направленной волны, наиболее соответствующий типу дефектов, которые предстоит обнаруживать. Симметричные и асимметричные волны Лэмба, горизонтальные поперечные волны имеют уникальные характеристики, которые делают их наиболее пригодными для разных условий.

На следующем этапе определяют характеристики труб–объектов контроля: химический состав, механические свойства, диаметр, толщину стенки, необходимые для расчета кривых групповой скорости и фазовой скорости (кривые дисперсии). Кривые дисперсии служат основой для определения длины волны и частоты генерирования волн каждого конкретного типа.

На основе данных, которые содержат кривые групповой и фазовой скорости, определяют возможные типы волн с учетом их чувствительности к наружному диаметру (тип 1) и к внутреннему диаметру (тип 2). Цель состоит в определении типа волн, с которым обеспечивается движение частиц приблизительно с одинаковой амплитудой в середине толщины стенки трубы, на ее наружной и внутренней поверхности.

Так как при разных толщинах стенки и диаметрах трубы характеристики распространения волн различны, процесс необходимо повторять для каждого сочетания толщины и диаметра. В статье представлена таблица, составленная для сортамента продукции североамериканских трубосварочных агрегатов, для труб с наружным диаметром 25−102 мм и толщиной стенки 1,5−7,5 мм. В этом случае требуется 8 разных катушек преобразователя ЕМАТ. Настройка оборудования на каждую трубу вы-полняется автоматически путем загрузки с програм-моконтроллера типа свариваемых труб.

Выводы. Традиционные системы ультразвуковой дефектоскопии с пьезоэлектрическими преобразова-телями имеют определенные общеизвестные ограничения при контроле швов на трубах, получаемых электросваркой сопротивлением. В промышленности пытались обойти эти ограничения, присущие методу, путем расположения дефекто-скопов в менее благоприятных позициях на производственных линиях и применения сложных систем, дорогостоящих и не удобных для обслу-живания, но фундаментальные недостатки не преодолены до сих пор.

Опираясь на проверенную аппаратную и программную платформу, используя новейшие технические достижения и инструменты моделиро-вания в области направленных волн, фирма “Innerspec Technologies” выработала подход, который позволяет успешно преодолеть эти ограничения.

Новая система дефектоскопии шва при сварке электросопротивлением, которая основана на применении ЕМАТ, генерирующего направленные волны, пригодна для установки в любой позиции в производственной линии, наиболее удобной с точки зрения оборудования и технологического процесса. Система испытана на соответствие стандартам API и ASTM, отличается простотой монтажа, обслуживания и эксплуатации, и затраты на нее составляют лишь некоторую часть от затрат на современные пьезоэлектрические системы.


МЕТИЗНОЕ ПРОИЗВОДСТВО


ПРАВКА ТОНКОЙ ПРОВОЛОКИ РАСТЯЖЕНИЕМ И РОЛИКОВАЯ ПРАВКА

В последние годы к продуктам волочения предъявляют высокие требования по прямолинейно-сти. Кроме того, с учетом автоматизации механиче-ской обработки проволочных заготовок в машиностроительных отраслях, твердость, прямолинейность и другие характеристики продуктов волочения должны выдерживаться с высокой точно-стью. Кривизна тонкой проволоки, которую исполь-зуют для изготовления проволочных выводов в элементах электронных устройств, в качестве инстру-мента для резки кремниевых подложек и выполнения других ответственных операций или обработки на прецизионных станках, может стать причиной брака и повлиять на себестоимость производства. Одной из задач, требующих безотлагательного решения, явля-ется устранение волнистости тонкой и тончайшей проволоки. Волнистость проволоки является результатом влияния множества факторов, в том числе наклона и профиля волоки, режима волочения, условия смотки.

Университетом Токай, Япония, изучен на основе физических экспери-ментов эффект улучшения прямо-линейности и снижения остаточных напряжений в результате правки рас-тяжением тонкой проволоки диамет-

ром 0,5 мм и менее и правки проволоки диаметром от 0,5 мм до нескольких мм. Правка проволоки — это операция, выполняемая с целью повышения прямолинейности. К тонкой проволоке диаметром от 0,5 мм до нескольких миллиметров, а также к проволоке средних диаметров, от нескольких миллиметров до 10 мм, часто применяют роликовую правку. Однако применение роликовой правки к продуктам волочения диаметром несколько десятков микрон крайне затруднено, и здесь применяют правку растяжением. В этой работе авторы изучали ролико-вую правку и правку растяжением тянутых продуктов разных толщин. В экспериментах с роликовой прав-кой использовали девятироликовую правильную ма-шину, а для правки растяжением — правильную ма-шину для тончайшей проволоки, оборудованную системой регулирования натяжения с натяжным (так называемым “танцующим”) роликом на стороне разматывателя и таким же роликом на стороне намоточного аппарата.

Методика экспериментов

Экспериментальная установка для правки

растяжением. Эксперименты проводили на тянутой тончайшей медной проволоке и тончайшей проволоке из нержавеющей стали (SUS 304). Диаметр прово-локи и предел прочности при растяжении указаны в таблице.

СВОЙСТВА ПРОВОЛОКИ, ИСПОЛЬЗОВАННОЙ В ЭКСПЕРИМЕНТАХ

Проволока Показатели

Cu-i Cu-ii SUS 304-i

SUS 304-ii

Диаметр, мкм 20 24 20 25 Временное сопротивление, МПа 275 266 2148 2419

На рис. 1 показана схема установки для правки

растяжением, которую использовали в работе. Натяж-ной ролик А (Dancer A) обозначает устройство регулирования натяжения, а натяжной ролик В (Dancer B) — устройство регулирования натяжения при смотке. Прямолинейность проволоки после правки оценивали по количеству и высоте волн, как показано на рис. 2. Оценку проводили на проволоке с четырех участков I–IV, указанных на рис. 1, для чего растягивающую нагрузку на участке между натяж-

ным роликом А и тяговым роликом (Roller) изменяли до 1–105 г.

Рис. 1. Машина для правки растяжением тонкой проволоки Рис. 2. Оценка характеристики правки тонкой проволоки

Tensile straightening and roller straightening of fine drawn wire / Kazunari Yoshida, Hiroyuki Sato, Tsuyoshi Sugiyama // Tetsu-to-hagane = Journal of the Iron and Steel Institute of Japan. 2009. 95. №11. C. 788–793. Яп., огл. на англ. _________________________________________________________



Эксперименты с роликовой правкой на лабораторной установке. Для изучения выбрали проволоку диаметром 1 мм из нержавеющей стали. Схема роликовой правки в этих экспериментах пока-зана на рис. 3; диаметр D роликов равен 44 мм, шаг L роликов — 25 мм. Ролики имели ручей треугольного профиля; ширина ручья 3 мм, глубина — 2 мм. Прямолинейность после правки оценивали через кри-визну, вычисленную по радиусу фрагмента прово-локи, как показано на рис. 4. Проволоку перед прав-кой намеренно изгибали по радиусу r = 573 мм (кри-визна k = 0,00175).

Для сравнения результатов экспериментов трение между проволокой и роликами приняли нулевым. Проволоке перед правкой придавали только изгиб.

Рис. 3. Модель роликовой правки Рис. 4. Измерение кривизны проволоки

Результаты экспериментов Правка растяжением. Чтобы оценить эффект

устранения волнистости проволоки правкой растяже-нием с приложением растягивающего усилия посредством натяжного ролика А, рассчитали измене-ние числа волн на фрагменте проволоки, как показано на рис. 2. Расчет провели для нержавеющей прово-локи диаметром 20 и 25 мкм и для медной проволоки диаметром 20 и 24 мкм. Оценку проводили на длине проволоки 800 мм.

При оценке прямолинейности на участке трассы правки с приложением растягивающей нагрузки в пределах приблизительно 20 % от временного сопротивления улучшение прямолинейности не было зарегистрировано. Далее, при приложении растягивающей нагрузки в интервале приблизительно до 50 % временного сопротивления был обнаружен положительный эффект правки, хотя и не очень значительный. При более сильном растяжении улучшение прямолинейности стало более явным, и чем больше действующее напряжение приближалось к пределу прочности при растяжении, тем выше становилась прямолинейность проволоки.

Провели правку растяжением тонкой проволоки на лабораторной установке, рис. 1, прикладывая растягивающую нагрузку посредством натяжного ро-лика А. Эффект повышения прямолинейности при правке растяжением оценивали на основе измерен-ного изменения числа n волн и высоты h волны. На рис. 5 показаны результаты измерения числа волн при правке проволоки диаметром 25 мкм из стали SUS 304. Измерения провели на фрагментах прово-локи длиной 800 мм, вырезанных на четырех участ-ках I–IV трассы правки.

Рис. 5. Зависимость прямолинейности проволоки от растягивающего напряжения

При оценке в зоне II под действием на проволоку

растягивающей нагрузки в пределах 30 % от предела прочности при растяжении улучшения прямолинейности не отметили. При дальнейшем увеличении растягивающей нагрузки с превышением приблизительно 50 % от предела прочности зарегистрировано повышение прямолинейности, которая улучшалась с увеличением натяжения. Прямолинейность значительно повышалась при приближении действующего напряжения к времен-ному сопротивлению. Однако, если при приложенном натяжении через натяжной ролик А сматывали прово-локу на катушку, то даже проволока с высокой прямолинейностью приобретала волнистость (волни-стость смотки). Поэтому опробовали схему с натяж-ным роликом В, который ослабляет натяжение. В этом случае возникает волнистость из-за того, что проволока огибает ролик В, и здесь чрезмерно влияет большое натяжение, задаваемое роликом А. Кроме этого считается, что и возникновение волнистости на участке IV также является следствием



смотки на катушку при остаточном действии натяже-ния от ролика А.

Остаточные напряжения есть следствие неравно-мерности внутренних деформаций в проволоке. Ис-ходя из этого, можно заключить, что в результате правки растяжением уменьшается разность величин внутренней деформации и снижаются остаточные на-пряжения.

В результате правки с растяжением в холодном состоянии достигается улучшении прямолинейности, однако в некоторых случаях такой правкой не удается достичь высокого показателя прямолинейности, кото-рый требуется на промышленном рынке. Поэтому, опробовали правку растяжением с нагревом прово-локи (отжиг при растяжении, tension annealing). На рис. 6 показана установка для такой правки; в ее сред-ней части расположено устройство нагрева.

Рис. 6. Модель правки по схеме отжига при рас-тяжении

В ходе эксперимента выполнили правку прово-

локи диаметром 20 мкм из нержавеющей стали SUS304 в среде с температурами 773 К (500 °С), 873 К, 973 К, 1073 К и растягивающим напряжением, соответствующим 80 % временного сопротивления. В экспериментах с растяжением при высоких температурах коэффициент n деформационного упрочнения материала (n) имеет меньшие значения. Чем меньше коэффициент n, тем легче достичь прямолинейности проволоки, поэтому правка по схеме отжига с растяжением дает лучшую прямолинейность, чем холодная правка растяжением.

Роликовая правка. Повышение прямолинейности возможно и при роликовой правке с одинаковой вертикальной настройкой всех роликов. Убедились и в том, что увеличение количества роликов не приво-дит к изменению эффекта правки. Однако, во всех опробованных вариантах с разным количеством роли-ков не был достигнут желаемый эффект правки. Со-чли также, что роликовая правка с одинаковой

настройкой всех роликов не позволит достичь прямолинейности, какую требует промышленный ры-нок (кривизна порядка 4×10−4). Поэтому, в настоящей работе для достижения высокого стабильного каче-ства продукта за счет эффекта правки, опробовали операцию роликовой правки с градиентной настрой-кой роликов (с наклонной установкой верхней тра-версы с роликами).

По сравнению с роликовой правкой с одинаковой настройкой роликов градиентная настройка позво-ляет достичь весьма высокой прямолинейности проволоки. В рассматриваемых условиях с исходной проволокой диаметром 1 мм, задавая Н = 0,6 мм, получили кривизну после правки менее 0,0002. Боль-шое влияние на конечную прямолинейность оказы-вает настройка положения последнего ролика. Счита-ется, что вертикальное перекрытие в последней паре роликов следует задавать “бесконечно малым”. Что касается зависимости эффекта правки от профиля ру-чья, то по конечной кривизне проволоки преимуще-ство имеет полукруглый профиль. Правда, на реаль-ной правильной машине прямолинейность после правки была тем выше, чем эффективнее удавалось ограничить скручивание и вибрацию проволоки во время правки.

Для оценки эффективности правки с заданным начальным перекрытием h роликов (перекрытием первых роликов на входной стороне правильной ма-шины) провели эксперименты на лабораторной уста-новке.

Эксперименты провели с рояльной проволокой диаметром 1 мм. При большом перекрытии первых роликов наблюдали скручивание проволоки. Прово-лока поворачивается и приобретает скручивание из-за большого перекрытия роликов во всей правильной машине. Таким образом, для получения высокой прямолинейности необходимо настраивать роликоправильную машину с учетом следующих условий: достаточно большое, порядка 2,4 мм, перекрытие первых роликов и настройка перекрытия остальных роликов, обеспечивающая легкое достиже-ние эффекта правки до последних роликов.

Для оценки зависимости между твердостью исходной проволоки и достигаемым эффектом правки выполнили правку рояльной проволоки в упрочненном и разупрочненном состоянии. В резуль-тате экспериментов было установлено, что кривизна твердой и мягкой проволоки после правки практиче-ски одинакова.

Реф. Г.А. Салехова

МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ. НОВЫЕ СТАЛИ


ОБНАРУЖЕНИЕ КРУПНЫХ ВКЛЮЧЕНИЙ В СТАЛЯХ: МЕТОДЫ ОЦЕНКИ

Настоящая работа, выполненная в университете Карлстад, Швеция, имеет целью оценку различных методов определения включений с позиции возмож-ности прогнозирования распределения крупных включений в двух сталях. Это методы сканирования поверхности под оптическим микроскопом согласно Шведскому стандарту 11 11 16 и под растровым элек-тронным микроскопом с применением компьютерной программы автоматизированного определения вклю-чений. Типичные для этих методов и изучаемых ма-териалов включения находятся в диапазоне размеров от 2−3 до 25 мкм. Полученное таким образом распре-деление включений в плоскости трансформировали в объемное распределение стереологическим преобра-зованием на основе метода Салтыкова. Применили также объемное сканирование двумя методами: ис-пытанием на усталость при высокочастотном нагру-жении до 109 циклов и измерением ультразвуковым методом в иммерсионной ванне.

Для определения включений применили испыта-ние на усталость с ультразвуковым возбуждением и числом циклов нагружения до 109 (гигацикловая ус-талость, GCF), измерение в ультразвуковой ванне (UIT), оптическую микроскопию (LOM) и растровую электронную микроскопию (SEM) с автоматизиро-ванным определением включений при компьютерной обработке.

Распределение включений оценивали в двух ста-лях с высокими характеристиками:

А ⎯ высокопрочная сталь, подвергнутая закалке и отпуску до 450 HV для получения высокой прочности в сочетании с высокой вязкостью;

В ⎯ новая высокопрочная сталь после закалки и отпуска до 710 HV для достижения высокой прочно-сти.

Заготовки из сталей А и В в состоянии поставки подвергли горячему деформированию с относитель-ным обжатием 75 и 50 % соответственно.

Гигацикловая усталость. Образцы для испыта-ния на усталость отбирали по короткой стороне в по-перечном направлении, чтобы получить максималь-ную площадь проекции включений. Образцы подвер-гали станочной механической обработке и термооб-работке до заданной твердости, шлифованию и поли-рованию с получением формы (рисунок).

При такой геометрической форме образцов наибо-лее нагруженный объем образца оценивается равным 300 мм3. Если образец разрушался при числе циклов,

меньшем чем 109, то считали, что он не прошел испытание, а следующий образец испытывали при амплитуде напряжений, пониженной на 10 МПа. Если данный образец не раз-

рушался, то следующий испытывали при амплитуде напряжений, увеличенной на такую же величину. Ис-пытания проводили в лабораторной атмосфере, при частоте 20 кГц, с коэффициентом асимметрии цикла R = 0,1. Амплитуду напряжений регулировали ком-пьютером, и если резонансная частота выходила за пределы 20±0,5 кГц, испытание прекращали. Для поддержания температуры образца во время испыта-ния на уровне температуры окружающей среды его обдували сухим сжатым воздухом.

Образец для испытания на усталость по методу ультразвукового резонанса (размеры указаны в мм)

Поверхность разрушения всех образцов, не вы-

державших испытания, изучали под растровым элек-тронным микроскопом. Регистрировали размер, рас-положение и приблизительный химический состав дефектов, которые инициировали разрушение.

Все включения оценивали по размеру, который определяли как корень квадратный из площади про-екции. Всего на усталость испытали пять групп по 20 образцов из материала А и четыре группы по 20 об-разцов из материала В. Характеристику при ультра-звуковых испытаниях использовали также в качестве одной из ранжирующих переменных.

Ультразвуковые испытания с погружением (UIT). Ультразвуковые измерения в иммерсионной ванне провели только на образцах из материала А. Использовали зонд Krautkrämer с рабочей частотой 50 МГц, с настройкой глубины плоскости детектирова-ния 0,25 мм и номинальным пределом обнаружения. Сканировали шлифованную полированную поверх-ность размером 60×100 мм на образце из мягкого отожженного материала; при эффективной глубине сканирования 0,3 мм получали эффективный объем 1800 мм3. Испытания UIT прекратили из-за слабой

Detecting large inclusions in steels: evaluating methods / Ekengren J., Bergstrom J. // Steel Research International. 2009. 80. № 11. С. 854−858. Англ. ____________________________________________________________



обнаруживаемости включений, о чем сообщают ниже.

Микроскопия поверхности. По стандартной производственной процедуре два образца из каждой группы исследовали под оптическим микроскопом

(LOM) согласно Шведскому стандарту SS 11 11 16. Согласно стандарту, включения, обнаруженные на полированной поверхности, классифицируют по раз-меру D и относят к одному из четырех классов круп-ности (табл. 1).

ТАБЛИЦА 1. КЛАССЫ КРУПНОСТИ ПО ШВЕДСКОМУ СТАНДАРТУ 11 11 16

Пределы класса крупности, мкм Площадь сканирования, мм2 2,8 < D < 5,6 200 5,7 < D < 11,2 200 11,3 < D < 22,4 5000 22,5 < D 5000 Примечание. Если обнаружено менее 10 включений любого из двух классов наибольшей крупности, то обра-зец подвергают повторному шлифованию и полированию с увеличением площади сканирования до 10000 мм2

Определили ранжирующую переменную для со-

держания крупных включений и сравнили результаты с пределом (ограниченной) выносливости при 109 циклах.

Кроме того полированные поверхности изучали под растровым электронным микроскопом (SEM) с автоматическим определением включений и системой измерений.

По частоте включений на полированной поверх-ности оценивали их распределение в объеме путем стереологического преобразования. В настоящей ра-боте объемную плотность рассчитывали аппроксима-цией накопленной поверхностной плотности с глад-кой функцией и применением описанного ниже ме-тода расчета плотности для нескольких размеров.

Накопленная поверхностная плотность NA(D) рас-считывается по данным событий в проведенных из-мерениях путем подбора к нескольким включениям аппроксимирующей функции в форме:

( )( ) expAN D C k D= − . Экспоненциальная зависимость с корнем квадрат-

ным от размера выбрана для достижения лучшего со-гласования с опытными данными, чем это возможно при использовании простого экспоненциального со-отношения.

Пример дефекта, вызывающего усталостное раз-рушение, показан на рис. 2; это строчечное включе-ние, обнаруженное на поверхности разрушения об-разца из группы А-1.

Ультразвуковое (UIT) испытание материала А вы-явило очень малое количество крупных включений, их плотность оказалась приблизительно на два по-рядка ниже, чем при электронной и оптической мик-роскопии. В отношении материалов, изучаемых в на-стоящей работе, слабое обнаружение включений ме-тодом UIT можно объяснить тем, что материал не был подвергнут достаточному обжатию при горячей обработке давлением. Еще одним объяснением может быть то, что включения состоят из чистых сульфидов или сульфидов, окруженных твердыми оксидами, или присутствием строчечных включений окси-дов/сульфидов с присутствием или отсутствием кон-такта между отдельными зернами в составе макровк-лючения.

Ранжирующие переменные по результатам опти-ческой микроскопии и фрактографии демонстрируют некоторую корреляцию с пределом выносливости при 109 циклах.

Для получения надежных результатов при анализе методами сканирования поверхности важно выделить поверхность достаточно больших размеров, чтобы гарантировать достоверное количество включений самых крупных классов.

Если при испытании на гигацикловую усталость образцы содержат дефекты, отличные от неметалли-ческих включений, предел выносливости может ока-заться более низким, чем ожидаемый на основе изме-рений под оптическим и электронным микроскопом.

Реф. Л.М. Капуткина



СВОЙСТВА И ПРИМЕНЕНИЕ НЕ СОДЕРЖАЩЕЙ Mo ФЕРРИТНОЙ НЕРЖАВЕЮЩЕЙ СТАЛИ NSSC 180

Ферритные нержавеющие стали, особенно в Япо-нии, получают все более широкое распространение благодаря умеренной стоимости и высокой универ-сальности.

Авторы (фирма “Shinnittetsu Sumikin Stainless”, Хикари, Япония) знакомят с концепцией расчета со-става одной из ферритных нержавеющих сталей ⎯ NSSC 180 (19Ск-0,3Ni-0,4Cu-Nb), которая в условиях обычной атмосферной коррозии проявляет стойкость на уровне стали SUS304, и сообщают о разработке метода ускоренного испытания, адекватно модели-рующего атмосферную коррозию, а также о примене-нии стали NSSC 180 в последние годы.

Для понимания процесса атмосферной коррозии де-тально изучили характер распространения ржавчины на стали и в первую очередь выполнили макрооценку роста ржавчины на нержавеющей стали в коррозионной атмосфере. На рис. 1 показаны результаты измерения относительной площади коррозионного повреждения (ржавчины) и подсчета коррозионных пятен на единицу площади поверхности (плотность коррозии) при атмо-сферных испытаниях сталей SUS 304 и SUS 340 на мор-ском побережье в субтропической зоне. В результате установили, что при атмосферной коррозии нержавею-щей стали образование ржавчины проходит в три ста-дии, а именно: зарождение, рост, слияние.

Рис. 1. Развитие атмосферной коррозии при натурном полевом испытании

На первой стадии атмосферной коррозии на по-

верхности нержавеющей стали образуется точечная ржавчина (стадия зарождения). Прежде чем эта точка ржавчины начинает увеличиваться, в разных местах образуются другие такие же точки, поэтому зависи-

мость между относительной площа-дью и плотностью коррозии имеет ли-нейный характер. Далее с течением времени происходит преимущест-венно увеличение размеров отдельных

пятен ржавчины (стадия роста), и наклон кривой на графике уменьшается. В дальнейшем соседние пятна соединяются (стадия слияния), относительная площадь коррозии увеличивается, но плотность снижается.

Взвешенная в воздухе частица морской соли при конденсации водяного пара в ночное время превращается в каплю воды, содержащей ионы хлора. Если при высыхании капли в дневное время концентрация Cl− в капле превышает некоторую критическую, то начинается язвенная коррозия. Размер коррозионной язвы сразу после ее об-разования чрезвычайно мал, но под влиянием выпа-риваемой капли язва растет, и в этом месте можно обнаружить точечную ржавчину. В дневное время с нагревом атмосферного воздуха полость язвы высы-хает, а дождь и другие атмосферные воздействия промывают ее, и концентрация ионов хлора там сни-жается, то есть происходит повторная пассивация, и рост язвы прекращается. В дальнейшем при новой конденсации влаги повторяется процесс образования и роста коррозионных язв, и область распространения ржавчины увеличивается.

Таким образом, процесс образования ржавчины на нержавеющей стали в условиях атмосферной корро-зии протекает в три стадии: зарождение язвы; рост язвы; повторная пассивация. Рассмотрели с позиции электрохимии влияние легирующих элементов на ка-ждой стадии этого процесса.

Для оценки образования коррозионной язвы ши-роко пользуются величиной потенциала питтинговой (язвенной) коррозии, который определяют простым испытанием. Потенциал питтинговой коррозии нахо-дится в корреляционной связи с содержанием хрома и молибдена в стали, как показано в качестве примера на рис. 2. Эквивалент стойкости к питтинговой кор-розии (параметр PRE) и потенциал питтинговой кор-розии (ниже пользуются обозначением VcI) связаны практически линейной зависимостью. Однако коэф-фициент корреляции здесь имеет размах порядка 0,1−0,2 В. Так как испытанию подвергали стали уни-версального назначения, этот размах VcI может ука-зывать на влияние других, помимо Cr, Mo, N, элемен-тов, и в числе этих других, которые способны повы-сить стойкость к язвенной коррозии, можно назвать ниобий и титан.

Properties of the ferritic stainless steel NSSC 180 which contains no Mo and its applications / Matsuhashi T., Takahashi A., Kajimura H. // ShinNittetsu Giho. 2009. № 389. С. 20−25. Яп., рез. на англ. __________________________________________________________



Рис. 2. Эквивалент стойкости к питтинговой коррозии (PRE) и потенциал питтинговой коррозии

Чем более положительный потенциал питтинго-вой коррозии имеет сталь, тем выше считают ее стой-кость к питтинговой коррозии. Для того чтобы сде-лать заключение о возможности коррозии в реальных условиях, важно сравнить его с потенциалом ESP, ха-рактеризующим кислотность среды, в которой пред-полагается использовать сталь. Локальная коррозия возможна, когда ее критический потенциал (потен-циал VcI питтинговой коррозии) ниже потенциала ESP. В атмосферной коррозионной среде ESP практи-чески определяется реакцией восстановления кисло-рода, растворенного в капле, и для нержавеющей стали, пассивированной в воде с рН = 7, потенциал ESP равняется приблизительно 0,12 В (или, что то же, Ag/AgCl).

Величина ESP и зависимость потенциала питтин-говой коррозии разных сталей от концентрации ионов хлора показаны на рис. 3. При концентрации Cl−, со-ответствующей морской воде (около 19000 млн−1 Cl−), стали SUS 304 и SUS 430J1L не подвергаются язвен-ной коррозии, но в случае повышения концентрации Cl− в результате высыхания, приблизительно при 50000 млн−1 и выше их линии потенциала питтинго-вой коррозии пересекают уровень потенциала ESP среды. Следовательно, и SUS 304, и SUS 430J1L при службе в атмосферной коррозионной среде в усло-виях высыхания неизбежно подвергнутся язвенной коррозии. Чтобы в такой среде ограничить образова-ние коррозионных язв, необходимо выбирать стали с высоким содержанием хрома или молибдена, такие как SUS 445J2 (22Cr-1,5Mo). Отсюда следует, что ог-раничение распространения ржавчины при службе вне помещения нержавеющих сталей, эквивалентных SUS 304, предполагает не только ограничение обра-зования коррозионных язв, но и ограничение их роста.

Рис. 3. Зависимость потенциала питтинговой коррозии от концентрации Cl−

Для оценки влияния легирующих элементов на рост коррозионной язвы провели сравнительный ана-лиз скоростей растворения в NaCl с концентрацией 20 мас. % и отрегулированным рН = 1,5. В качестве ин-декса скорости растворения в этих экспериментах ис-пользовали пиковую величину плотности электриче-ского тока Icrit на кривой анодной поляризации, кото-рую получали в упомянутом выше опытном растворе (рис. 4). Чем ниже эта плотность Icrit, тем ниже ско-рость роста коррозионной язвы. Icrit снижалась при добавке Ni, Cu, Nb, Cr. Особенно сильный эффект да-вал никель: при добавке 0,4 % Ni показатель Icrit сни-жался почти наполовину. Хром сравнительно с дру-гими легирующими давал лишь ограниченный эф-фект. При комбинированной добавке никеля и меди эффект усиливался. Отсюда следует, что для ограни-чения роста коррозионных язв полезна микродобавка Ni, Cu, Nb. Значительный эффект снижения Icrit при-носит также добавка Mo.

Рис. 4. Влияние легирующих на максимальную плотность тока Icrit в растворе с высокой кон-центрацией ионов Cl− и низким рН



Добавка Ni, Cu усиливает также эффект пассива-ции коррозионных язв. Предполагают, что снижение Icrit, а в отношении Ni — снижение перенапряжения водорода — активизируют катодную реакцию.

Реальная коррозионная среда достаточно сложна, и проводить оценку простым суммированием этих отдельных процессов невозможно. Поэтому для оценки склонности к атмосферной коррозии наиболее важным остается натурное испытание, но оно требует длительного времени и сопровождается другими сложностями. Разработали и применяют циклическое коррозионное испытание (ССТ) в искусственной мор-ской воде ⎯ лабораторное испытание, которое по-зволяет в ускоренном темпе моделировать атмосфер-ную коррозию.

Этот метод имеет две отличительные особенно-сти: использование искусственной морской воды и оптимальное воспроизведение коррозионной среды. Искусственная морская вода содержит соединения хлора (NaCl, MgCl и др.), которые входят в частицы морской соли, и позволяет близко воспроизвести влажность реальной среды (относительная влажность при насыщении солями: NaCl ⎯ около 75 %; MgCl2 ⎯ около 35 %), поэтому пригодна для атмосферных коррозионных испытаний. Что касается оптималь-

ного воспроизведения коррозионной среды, то реаль-ную среду имитировали тремя процессами: ороше-нием, сушкой и увлажнением, и задание оптимальных условий каждого позволяет достоверно имитировать реальный процесс образования ржавчины. Результаты такого испытания сопоставлены с результатами на-турного атмосферного испытания на острове Оки-нава. Зависимость между относительной площадью коррозии и ее плотностью при ускоренном испыта-нии ССТ хорошо соответствует аналогичной зависи-мости при натурном испытании.

Результаты лабораторных и натурных испытаний показали, что сталь NSSC 180 с малой добавкой Ni, Cu, Nb (19Cr-0,3Ni-0,4Cu-Nb) в обычной атмосфере вне помещения имеет коррозионную стойкость на уровне стали SUS 304. При этом сталь NSSC 180 рав-ноценна SUS 304 по способности к глубокой вытяжке и коррозионной стойкости сварного шва; возможно ее широкое применение для изготовления деталей ав-томобилей, различного рода нагревательных прибо-ров и кондиционеров, электробытовых приборов, на-ружных панелей и других изделий.


РАЗРАБОТКА СТАЛИ NSSC 260A ДЛЯ ТАНКЕРОВ, ПЕРЕВОЗЯЩИХ ХИМИЧЕСКИЕ ПРОДУКТЫ

Для танкеров, перевозящих нефтепродукты, на фирме “ShinnittetsuSumikin Stainless”, Хикари, Япо-ния, разработали нержавеющую стальNSSC 260A с высокой стойкостью к коррозии неочищенной фос-форной кислотой, серной кислотой и морской водой. Цель работы — повысить эксплуатационную готов-ность танкеров и уменьшить нагрузку на окружаю-щую среду за счет значительного снижения трудоем-кости кислотной промывки для устранения почерне-ния от действия неочищенной фосфорной кислоты и для предотвращения локальной коррозии в морской воде.

В описываемой разработке выделили три вида коррозионной среды: 1) газовая фаза неочищенной фосфорной кислоты (коррозия в форме почернения); 2) раствор серной кислоты, который образуется при саморазбавлении нерафинированной серной кислоты (коррозионный износ); 3) водяной пар и соленая, на-пример, морская, вода, то есть среда с ионами ней-

тральных хлоридов (язвенная корро-зия).

Для определения целевых пока-зателей разработки на основе имеющейся информации, для задан-

ной коррозионной среды, назначили критерии корро-зионной стойкости, пользуясь зависимостью между содержанием легирующих и коррозионной стойко-стью. А именно, коррозия в среде фосфорной и сер-ной кислот в принципе имеет равномерный сплошной характер (общая коррозия), и для достижения высо-кой стойкости нержавеющей стали к равномерной коррозии необходимо обеспечить высокое значение индекса GI: GI = [Cr] + 3,6 [Ni] + 4,7 [Mo] + 11,5 [Cu].

В среде с соленой водой сталкиваются с точечным образованием ржавчины из-за язвенной коррозии, и для придания нержавеющей стали высокой стойкости к язвенной (питтинговой) коррозии необходимо по-лучить высокое значение индекса PI: PI = [Cr] + 3,3 [Mo] + 16 [N].

Пользуясь этими индексами коррозионной стой-кости и учитывая требования экономичности и тех-нологичности, в качестве цели разработки поставили

Development of high corrosion resistant stainless steel NSSC 260A for chemical cargo tanker / Y. Tadokoro, S. Fukumoto, T. Hashimoto et al. // ShinNittetsu Giho. 2009. № 389. С. 73−76. Яп., рез. на англ. ___________________________________________________________



производство толстолистовой нержавеющей стали с индексом PI не ниже 35 и индексом GI не ниже 70.

В табл. 1 приведены химический состав и механи-ческие свойства разработанной стали NSSC 260A в сравнении со сталями SUS 304, SUS 316L и SUS 316LN, применяемыми в настоящее время на танке-

рах для перевозки химических продуктов. Для повы-шения стойкости к питтинговой и к общей коррозии в среде фосфорной и серной кислот в сталь NSSC 260A ввели оптимальную добавку Mo, Cu, N, обеспечив механическую прочность на уровне SUS 316LN.

ТАБЛИЦА 1. ОСНОВНОЙ ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ И МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НОВОЙ НЕРЖАВЕЮЩЕЙ СТАЛИ NSSC 260A С ВЫСОКОЙ КОРРОЗИОННОЙ СТОЙКОСТЬЮ

Химический состав, мас. %; величины PI и GI Механические свойства Нержавеющая

сталь для танкеров Cr Ni Mo Cu N PI GI

предел текучестиYS, МПа

времен- ное

сопротивление TS, МПа

относительное удлинение

El, %

ТвердостьHB

NSSC 260A 22,3 16,8 3,2 1,7 0,18 35,7 72,8 340 680 50 170 SUS 304 18,5 8,5 ⎯ ⎯ 0,05 19,3 12,1 290 635 65 160 SUS 316L 17,5 12,5 2,2 0,2 0,04 25,4 40,1 265 555 62 140 SUS 316LN 18,2 11 2,8 ⎯ 0,17 30,2 34,6 355 670 50 180

Исследовали поверхности и скорость коррозии образ-цов при 10-суточном испытании с частичным погруже-нием в неочищенную фосфорную кислоту при 40 оС.

На части образца в контакте с газовой фазой (верхняя часть) все стали, исключая NSSC 260A, были покрыты равномерной черной пленкой, а на стали NSSC 260A почернение совершенно не обна-ружено. На участке в контакте с жидкостью (нижняя часть) все образцы сохранили блестящую металличе-скую поверхность и совершенно не подверглись кор-розии. Это подтверждает, что почернение происходит в газовой среде и полностью отсутствует в жидкой. Предполагают, что черная пленка представляет собой один из продуктов коррозионной реакции между ме-таллом и газообразными фторидами и SOx, которые выделяет неочищенная фосфорная кислота.

Стойкость к общей коррозии в растворе серной кислоты исследовали для трех случаев: при транспор-тировке концентрированной серной кислоты (96 %-ная кислота), кислоты средней концентрации (50 %-ная кислота), образованной в результате саморазбав-ления, и сильно разбавленной кислоты (20 %-ная ки-

слота). Все стали подвергаются наиболее сильной коррозии кислотой 50 %-ной концентрации, но и в этой среде скорость коррозии стали NSSC 260A ⎯ самая низкая.

Стойкость к коррозии в соленой воде оценивали по потенциалу питтинговой коррозии (VcI, 100) со-гласно JIS 0577 через функцию индекса PI. С повы-шением PI потенциал питтинговой коррозии смеща-ется в сторону электроположительной области, и при PI приблизительно выше 30 (стали SUS316LN, NSSC 260A) питтинговая коррозия не возникает, а начина-ется электролиз воды.

Таким образом, заключили, что сталь NSSC 260A проявляет вполне удовлетворительную стойкость к коррозии в трех коррозионных средах, важных для ее использования в танкерах для химических продуктов.

Разработали так же материал для сварки новой стали (табл. 2). Испытания сварного шва на растяже-ние, изгиб и удар показали хорошие механические свойства. При коррозионном испытании образцов со сварным швом шов имел коррозионную стойкость на уровне основного металла.

ТАБЛИЦА 2. ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА ПРИ СВАРКЕ СТАЛИ NSSC 260A ПОРОШКОВОЙ ПРОВОЛОКОЙ FC-317LNCU

C Si Mn P S Ni Cr Mo Cr N

0,03 0,34 1,48 0,01 0,005 13,24 22,68 2,63 2,24 0,06

Промышленное производство продукции из стали NSSC 260A начали в 2004 г. и в июне того же года новую сталь использовали при строительстве нового танкера для перевозки химических продуктов.

Ожидают, что сталь NSSC 260A, благодаря высо-кой стойкости к коррозии серной кислотой, будет ис-

пользована также в дымовых трубах, дымоходах, в оборудовании для десульфурации и в резервуарах для серной кислоты.


ПРОИЗВОДСТВО И СЛУЖБА ОГНЕУПОРОВ


ТЕНДЕНЦИИ В ОБЛАСТИ ОГНЕУПОРНОГО СЫРЬЯ

Главным фактором, определяющим свойства и качество огнеупорных материалов, является качество сырья для их производства.

В этой статье фирма “Plibrico Japan Co., Ltd”, Япо-ния 1 , рассматривает тенденции в потреблении и

производстве огнеупорного сырья и развитие этой отрасли почти за полвека, с 1960 г. по 2008 г., опираясь главным образом на статистические материалы Техни-

ческой ассоциации огнеупоров Японии и в увязке с развитием черной металлургии как главного пот-ребителя огнеупоров.

Динамика потребления огнеупорного сырья

На рис. 1 показана динамика потребления

огнеупорного сырья четырех главных групп: собственное природное сырье, синтетическое сырье, импортное сырье и огнеупорный бой в 1970−2008 г., а на рис. 2 ⎯ доля материалов каждой группы в структуре потребления. На рис. 1 помещены также данные по производству огнеупоров (всего, формованных и неформованных).

Рис. 1. Динамика потребления огнеупорного сырья и огнеупоров

Рис. 2. Изменение структуры потребления огнеупорного сырья

В первую очередь обращает на себя внимание тен-

денция к уменьшению потребления сырья, то есть к сокращению производства огнеупоров. Так, если в 1970 г. потребление сырья составило 3,87 млн т, а производство огнеупоров ⎯ 3,71 млн т, то а 2008 г. потребление сырья сократилось до 945 тыс. т, а

Trend of refractory raw materials / Eiji Motoki // Taikabutsu = Refractories. 2009. 61. № 9. С. 453–460. Яп., огл. на англ. _____________________________________________________________

1 В 2003 г. несколько крупных огнеупорных фирм Японии вышли из Промышленной ассоциации огнеупоров, и после 2003 г. данные этих фирм не включаются в статистику по сырью и огнеупорам отдельных видов, кроме данных по общему объему производства формованных и неформованных огнеупоров.



производство огнеупоров ⎯ до 1,13 млн т, т. е. сырья ⎯ приблизительно на 75 %, а огнеупоров ⎯ на 70 %. Если рассмотреть данные за последние 10 лет, то по- сле минимума в 2003 г. сохранялся достаточно стабильный уровень. Однако в результате падения деловой активности в 2008 г., вновь наметился спад, и сокращение производства в 2009 г. считают неизбежным.

Собственное природное сырье. Имеет место заметное снижение, связанное с динамикой производ-ства огнеупоров. В 1970 г. производство собствен-ного природного сырья составляло 2,48 млн т. или 72 % общего потребления, а в 2008 г. — 160 тыс. т, или 17 %, т. е. за 28 лет произошло сокращение в 15 раз. Это сокращение связано с долей непрерывнолитой стали в черной металлургии. С более широким применением непрерывной разливки сократилось производство высококремнеземистых огнеупоров, главным сырьем для которых служил пирофиллит “росэки”, а в футеровке сталеразливочных ковшей стали применять вместо высококремнеземистых бо-лее качественные огнеупоры — цирконовые, глиноземистые, основные.

Следует обратить внимание на то, что в 2004 г. снижение составило 131 тыс. т, или 13,6 %, и уровень достиг минимума, а в 2005–2008 гг. наметилось незначительное повышение: 162; 172; 186; 160 тыс. т, что составляет 16,1; 17,2; 18,1; 16,9 % (правда, в 2008 г. в результате экономического кризиса произошло новое снижение). Считают, что причиной послужило повышение цен на сырье, сокращение экспорта как проявление сырьевого национализма и, как следствие, более активная разработка собственных ресурсов.

Синтетическое сырье. Потребление синтетиче-ского сырья в 1974 г. достигло максимума и соста-вило 6,58 млн т, а в 2008 г. оно составило 3,66 млн т. Сократилось производство огнеупоров и соответст-венно уменьшилось потребление сырья.

В относительных долях сокращение потребления собственного природного сырья было компенсиро-вано увеличением потребления синтетического и им-

портного (приблизительно в равных долях). Если рас-смотреть данные более подробно, то с 1970 г. по 1979 г. имел место рост приблизительно с 17 до 24 %, за-тем до 1987 г. уровень оставался почти неизменным, а с 1990 г. по 1999 г. рост составил приблизительно 17 %; доля в структуре потребления достигла приблизительно 41 %, и этот уровень сохранялся до 2008 г.

Импортное сырье. Объемы импорта огнеупор-ного сырья автор рассматривает на основе статистических данных Технической ассоциации огнеупоров Японии, которые, правда, охватывают только природное сырье. В целом динамика импорта сходна с производством синтетического сырья: в 1981 г. потребление достигло максимума, равного 708 тыс. т, а затем постепенно снижалось до 366 тыс. т в 2008 г. За 17-летний период с 1970 г. по 1987 г. для компенсации нехватки собственного сырья импорт удвоился — приблизительно с 17 до 36 %, а в дальнейшем оставался почти постоянным на уровне 36–39 %.

Огнеупорный бой. В принципе следовало бы гово-рить о бое формованных огнеупоров, но автор опери-рует терминологией и данными, опубликованными Ассоциацией огнеупоров. Эта категория сырья охватывает брак производства формованных огнеупо-ров и другие некондиционные изделия, которые перерабатывают и используют повторно как огнеупорное сырье. Рециклинг использованных огнеупоров, который активизировался в последние годы в связи с обострением экологических проблем, составляет отдельную статью. Потребление огнеупорного боя в 1970 г. составило 450 тыс. т, что соизмеримо с потреблением синтетического и импортного сырья. Однако вместе с сокращением производства формованных огнеупоров и их потребления масса использованного огнеупорного боя уменьшилась к 2008 г. приблизительно в 7 раз, до 66 тыс. т. Доля боя в структуре потребления сократи-лась вдвое: с 11,2 % в 1970 г. до 6,6 % в 2008 г.

Зависимость между производством огнеупоров и черных металлов Около 75 % производимых огнеупоров потребляет

черная металлургия. Связь между объемами производства огнеупоров и выплавки нера-финированной стали показана на рис. 3. В период бурного экономического роста в 60-е годы быстрыми темпами увеличивалось производство стали и в соответствующей пропорции росло производство

огнеупоров; такое состояние сохранялось до первого энергетического кризиса в 1973 г. В дальнейшем вы-плавка нерафинированной стали находилась на уровне 100–120 млн т/год. В этих условиях производ-ство огнеупоров иногда несколько увеличивалось вместе с производством стали, но в целом тенденция была понижательной.



Рис. 3. Взаимосвязь объемов выплавки нерафини-рованной стали и производства огнеупоров

Как видно на рис. 3, удельный расход огнеупоров

на тонну нерафинированной стали монотонно сни-жался и за период с 1960 г. по 2008 г. уменьшился в 6 раз. Если сравнить данные отдельно по формованным и неформованным огнеупорам, то с 1970 г. по 2008 г. удельный расход формованных огнеупоров снизился

с 23,5 до 2,6 кг/т стали или в 9 раз, а неформованных — лишь незначительно, с 5,6 до 5,3 кг/т. Потребление неформованных огнеупоров достигло рекордного уровня 6,7 кг/т в 1976 г., когда эти огнеупоры вне-дряли особенно активно; в дальнейшем наблюдали некоторые изменения в большую и меньшую сто-рону, но в целом удельный расход снизился до 5 кг/т стали. Суммарный расход огнеупоров за 38 лет сни-зился с 29,1 до 7,8 кг/т, то есть на 73 %, или в 4 раза.

На рис. 3 в увеличенном масштабе показан удельный расход огнеупоров в период после 1980 г. — здесь ясно просматривается тенденция снижения. В 2004 г. достигнут минимум как по формованным, так и по неформованным огнеупорам, и в этой связи представляется необходимым рассмотреть тенденцию более подробно. Снижение удельного расхода в значительной степени является результатом улучше-ния эксплуатационных характеристик и повышения качества огнеупоров, т. е. их “качественного роста”.

Уже более 10 лет назад резко вырос импорт огнеупоров. Данные Ассоциации по расходу огнеупо-ров на 1 т нерафинированной стали не включают импортированные продукты. В 2008 г. объем импорта огнеупоров составил: формованных — 310 тыс. т; не-формованных — 78 тыс. т; в сумме — 388 тыс. т. Если предположить, что доля огнеупоров для черной металлургии в общем объеме импорта такая же, как и в огнеупорах собственного производства, то можно считать, что на долю черной металлургии пришлось около 300 тыс. т огнеупорного импорта. С учетом этой оценки удельный расход огнеупоров составит 10,7 кг/т стали. Таким образом, для более коррект-ного анализа динамики удельного расхода огнеупо-ров необходимо учитывать и долю импортных огнеупоров.

Динамика потребления сырья по видам Статистические данные Ассоциации по потребле-

нию различных видов огнеупорного сырья с 1970 г. с интервалами 10 лет, а также данные за 2008 г. приве-дены в таблице. Если классифицировать динамику потребления главных видов огнеупорного сырья, то

можно выделить две тенденции: соответствующую динамике производства огнеупоров (тип I) и специфическую, не связанную с динамикой произ-водства огнеупоров (тип II).



ФАКТИЧЕСКИЕ ДАННЫЕ ПОТРЕБЛЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ ВИДОВ ОГНЕУПОРНОГО СЫРЬЯ, тыс. т

Годы Виды сырья 1970 1980 1990 2000 2008

Боксит 65,5 81,4 71,8 34,1 27,6 Хромиты импортные 48,8 39,2 28,1 17,8 4,7 Хромиты собственные 35,8 11,0 5,9 7,0 2,3 Магнезиальный клинкер импортный 15,7 78,0 142,7 137,6 114,3 Магнезиальный клинкер собственный 311,5 305,6 168,2 131,6 84,4 Электроплавленый периклаз ⎯ ⎯ 59,7 58,7 45,7 Шпинели ⎯ 3,8 16,3 14,4 11,1 Магнезитодоломитовый клинкер 49,5 43,9 6,1 2,5 0,4 Доломитовый клинкер 65,0 13,2 17,2 4,8 1,9 Карбид кремния 44,9 48,3 51,7 45,1 40,2 Кремнезем 356,4 116,4 31,5 12,4 8,5 Плавленый кварц ⎯ 9,1 4,5 3,1 2,9 Силлиманиты 31,0 15,3 14,0 10,9 8,8 Плавленый глинозем 42,7 82,6 136,3 97,5 Спеченный глинозем 36,2*1

57,7 64,1 50,5 48,7 Обожженный глинозем ⎯ - 17,2 28,7 27,8 Синтетический муллит 24,4 35,4 16,3 11,1 8,9 Чешуйчатый графит ⎯ 25,9*2 30,2 23,4 15,1 Аморфный графит ⎯ ⎯ 2,5 2,1 1,4 Циркон, диоксид циркония 49,5 115,6 68,2 27,0 17,9 Глиноземистый цемент 28,6 46,0 36,2 41,9 25,1 Глиноземистый сланец (китайского производства)

54,6 75,8 117,1 90,9 46,9

Глины Бошань Фучжоу 12,8 33,2 45,7 51,2 40,2 Пирофиллит (росэки) импортный 27,5 110,6 19,7 9,3 8,2 Пирофиллит (росэки) собственный 645,9 396,9 189,9 77,3 48,4 Каолинизированный гранит (китайский камень) 30,9 5,2 1,0 0,5 0,2 Прочие огнеупорные глины импортные 157,9 127,3 82,2 49,3 42,9 Прочие огнеупорные глины собственные 1070,8 443,7 197,9 67,0 38,4 Шамот «бота» 270,6 48,7 15,9 6,5 4,8 Огнеупорный бой 452,2 326,3 162,2 82,4 62,5 Теплоизоляционное сырье ⎯ 46,9 13,2 23,7 4,1 Прочее ⎯ ⎯ ⎯ ⎯ 52,9 Всего 3886,0 2703,1 1780,8 1259,1 944,8 *1 За 1970 г. приведено суммарное потребление плавленого и спеченного глинозема. *2 В графе “чешуйчатый графит” за 1980 г. объединены углерод и графит.

Тенденции “типа I” следуют кремнезем, пирофил-

лит (росэки), а также огнеупорные глины (шамот), боксит, минералы группы силлиманита, магнезиаль-ный клинкер, доломитовый клинкер, синтетический магнезитодоломитовый клинкер, хромит, графит, чешуйчатый графит, огнеупорный бой. Сырье с тенденцией “типа II” можно дополнительно подразде-лить на две категории: 1) с резким ростом потребле-ния в некоторый период и дальнейшим монотонным снижением, аналогичным сокращению производства огнеупоров (тип II-1); 2) с сохраняющимся до настоя-щего времени стабильным уровнем или ростом потребления, не имеющим корреляционной связи с производством огнеупоров (тип II-2). К типу II-1 относятся пирофиллит Бошань и глины Фучжоу, глиноземистый сланец, шпинель, электроплавленый периклаз, циркон и диоксид циркония. По типу II-2

ведут себя спеченный, плавленый, обожженный глинозем и карбид кремния. Глиноземистый цемент отличается сложной динамикой, и его было трудно отнести к типу I или II. Ниже отдельные виды сырья рассматривают более подробно.

В группе кремнезема, пирофиллита и огнеупор-ной глины падение больше, чем в других группах материалов (90 % и более). В этой группе даже за по-следний 10-летний период произошло значительное снижение: кремнезем — на 34 %; пирофиллит — на 33 %; огнеупорная глина — на 40 %. В 2008 г. потребление огнеупорной глины составило в сумме приблизительно 40 тыс. т, при этом около 2/3 потребности покрывалось за счет импорта.

Боксит, глиноземистый сланец, пирофиллит Бошань, глина Фучжоу. Боксит имеет типичную динамику “тип I”. Снижение за 10 лет составило 32



%, а по всем материалам группы — 24 %, т. е. сниже-ние его потребления идет несколько быстрее. Глиноземистый сланец из Китая, пирофиллит Бошань и глина Фучжоу импортируются в больших объемах с 1973 г., и спрос на них быстро увеличивался, но после прохождения пика в середине 90-х годов наметилась тенденция понижения.

На фоне общего снижения потребления почти всех видов огнеупорного сырья глинозем и карбид кремния продемонстрировали специфическое поведение по “типу II-2”, сохранив и увеличив потребление.

До 1974 г. в статистических материалах указывали суммарное потребление спеченного и плавленого глинозема, а до 1969 г. сообщали общие данные, включающие и синтетический муллит. С 1975 г. стали приводить раздельно статистику по спеченному и плавленому глинозему, а с 1980 г. выделяют данные по обожженному глинозему.

Максимальное потребление спеченного глинозема 70 тыс. т зарегистрировали в 1989 г., а в последнее десятилетие оно ниже на 50 тыс. т. Плавленый глино-зем в 1975–1985 гг. сохранял устойчивый рост потребления, достигший уровня около 50 тыс. т. Рост продолжался и дальше, до 2000 г., когда потребление достигло 136 тыс. т, после чего сохранялся уровень около 120 тыс. т. Однако в 2008 г. в связи с падением рыночной конъюнктуры и ростом цен на сырье из Ки-тая произошло падение потребления до 98 тыс. т. В показатели плавленого глинозема включают и импортную продукцию, доля которой достаточно ве-лика, но раздельные статистические данные по собст-венному производству и импорту отсутствуют. С на-чала публикации статистических данных по обожженному глинозему его потребление сохраня-лось на уровне около 15 тыс. т, а с 2000 г. начало расти и в 2007 г. достигнут рекордный показатель 32 тыс. т.

Потребление трех видов глиноземистого сырья (их доля в общем потреблении огнеупорного сырья) составило в 1985 г. 121 тыс. т (6,0 %); в 1995 г. — 174 тыс. т (12,0 %); в 2005 г. — 204 тыс. т (20,0 %), т. е. потребление выросло как в абсолютных объемах, так и в процентном отношении. Этот период роста потребления глиноземистого сырья практически совпадает с началом активного применения глинозе-мошпинельных и глиноземомагнезиальных бетонов в футеровке сталеразливочных ковшей. Можно предположить также, что и обожженный глинозем ис-пользовали главным образом в бетонах. Динамика по-требления синтетического сырья (в отличие от импортного) соответствует динамике производства неформованных огнеупоров. Отсюда можно заклю-чить, что для неформованных огнеупоров в большей

степени использовали не природное, а синтетическое сырье, которое отличается более стабильным качест-вом.

В статистических материалах упоминаются цир-кон и диоксид циркония, но можно предполагать, что главным образом речь идет о цирконе. В 1973 г. и 1983 г. зарегистрированы максимумы потребления ⎯ предположительно для огнеупорных изделий в сталеплавильном производстве, для набивных масс и бетонов. В период наибольшего потребления его годовой уровень составлял порядка 145 тыс. т; затем потребление резко снизилось, в том числе из-за высо-ких цен, и в последнем десятилетии стабилизирова-лось около 20 тыс. т. Цены на цирконовое сырье испытывали сильные колебания, что связано с ограниченным числом производителей и монополиз-мом.

Магнезиальный клинкер собственного производ-ства — типичный продукт с динамикой потребления “типа I”. В 1973 г. достигнут максимальный уровень потребления 358 тыс. т (доля в структуре потребле-ния 9,6 %), после чего произошел резкий спад, а спустя 30 лет в 2003 г. потребление оказалось приблизительно в три раза ниже и равнялось 108 тыс. т. Тем не менее, доля этого вида сырья изменилась мало и составляет 11,2 %.

Импортный магнезиальный клинкер по характеру потребления относится к “типу II-1”. Объемы им-порта начали расти с 1975 г., монотонный рост завер-шился в 1997 г. на уровне 172 тыс. т., после чего про-изошло снижение. За последнее десятилетие потребление снизилось на 20 %, а доля этого вида сы-рья сократилась почти на 24 %. Если сравнить потребление собственного и импортного материалов, то в период начала роста импорта увеличивалось и потребление собственного сырья.

Статистика по электроплавленому периклазу имеется с 1985 г.; до 1997 г. потребление росло, достигнув 81 тыс. т, а затем снижалось. За последнее десятилетие снижение составило 27 %.

Наиболее представительный основный материал - оксид магния; его доля в общем потреблении сырья в 1985 г. составляла 18,1 %, в 1995 г. ⎯ 25,9 %, в 2005 г. ⎯ 25,0 %; в последние 10 лет она стабильно удерживалась вблизи 1/4.

После рекордного уровня потребления синтетического муллита 52 тыс. т. в 1975 г. про-изошло снижение, несколько опережающее сокраще-ние доли этого вида сырья в общей структуре потребления. За последние 10 лет потребление еще незначительно снизилось, и минимальное потребле-ние в 2008 г. составило 9 тыс. т.

Доломит и синтетический доломитовый клин-кер имеют сходную динамику потребления. Наиболее



благоприятным для доломитового клинкера был пе-риод (1967–1969 гг.), когда средний за три года уро-вень потребления составил около 81 тыс. т. Затем до 1980 г., следуя общей тенденции снижения, потребле-ние снизилось по сравнению с периодом максимума приблизительно в 5 раз, до 15 тыс. т; с 1990 г. нача-лось новое снижение, и в последнее десятилетие потребление оставалось близким к 3 тыс. т.

Потребление синтетического магнезитодоло-митового клинкера прошло в 1973 г. рекордный максимум 90 тыс. т, затем монотонно снижалось до 8 тыс. т в 1986 г. Снижение продолжалось и дальше, так что в последние несколько лет потребление почти прекратилось (осталось на уровне 200–400 т).

Можно отметить, что между снижением потребле-ния доломита и синтетического магнезитодоломито-вого клинкера и, с другой стороны, увеличением потребления импортного магнезиального клинкера просматривается обратно пропорциональная зависи-мость. Считают, что эти виды клинкера частично замещаются импортным магнезиальным клинкером.

Хромиты. До начала 60-х годов использовали главным образом продукты внутреннего производ-ства, но с 1967 г. соотношение собственного и импортного материалов изменилось на противоположное, с этого времени потребление собственной продукции неуклонно сокращалось и в последние несколько лет находится на уровне, близ-ком к 2 тыс. т. До изменения соотношения собствен-ного и импортного материалов в 1973 г. объем им-порта увеличивался, в наиболее благоприятный пе-риод потребление достигло 69 тыс. т (вместе с собственным производством — 95 тыс. т). В дальней-шем доля хромитов (собственных вместе с импорт-ными) продолжала снижаться более быстрыми тем-пами, чем общее потребление сырья. В 2000–2003 гг. потребление хромитов сократилось резко — приблизительно в 3 раза, с 25 до 7 тыс. т. Это обусловлено стремлением решить проблему загрязне-ния окружающей среды шестивалентным хромом, в том числе путем отказа от хрома в огнеупорах. Производство хромсодержащих огнеупоров за последние 8 лет также сократилось: с 79 тыс. т в 2000 г. до 53 тыс. т в 2005 г. и 38 тыс. т в 2008 г. В период наибольшего спроса в 1973 г. производство достигало 264 тыс. т, а в настоящее время сократилось по сравнению с тем показателем приблизительно в 7 раз.

Статистические данные по шпинели накаплива-ются с 1970 г. До 1986 г. потребление находилось на уровне приблизительно 3,5 тыс. т, но затем быстро выросло за четыре года до 17 тыс. т, далее посте-пенно увеличивалось до 1995 г., а еще позднее снижа-лось теми же темпами, что и потребление сырья в це-лом. Быстрый рост приходится на период

распространения в сталеплавильном производстве глиноземошпинельных бетонов. Кроме того, шпинель использовали как бесхромистый материал, и в этой связи можно рассчитывать на рост потребления шпи-нели в будущем.

С 1960 г. по 1970 г. отмечен ростом потребления группы силлиманита до годового уровня приблизи-тельно 30 тыс. т. Однако в 1971 г. произошло резкое падение до 18 тыс. т, на 40 % против прежнего уровня, а затем продолжалось постепенное снижение, так что в 2000 г. потребление составило 11 тыс. т, а в 2008 г. — 9 тыс. т.

Глиноземистый цемент — сырье, необходимое как вяжущее для бетонов и торкрет-смесей. До 1974 г. его потребление увеличивалось, достигло макси-мума 47 тыс. т и далее до 1980 г. сохраняло уровень около 43 тыс. т. В последующие семь лет до 1987 г. прослеживается снижение, и в 1988−2001 гг. потребление составляло около 35 тыс. т. Затем до 2004 г. вновь произошло снижение, и в 2008 г. зарегистрировали 25 тыс. т.

До 1977 г. динамика потребления глиноземистого цемента была связана с производством бетонных сме-сей. Однако в дальнейшем эта связь нарушилась: не-смотря на продолжающийся рост производства бето-нов, потребление цемента постепенно снижалось. Причиной этого можно считать распространение низкоцементных бетонов, которое началось во второй половине 70-х.

Данные по карбиду кремния существуют с 1962 г. В период бурного экономического роста (в 60-х го-дах) потребление карбида кремния увеличивалось пропорционально росту общего потребления сырья и в 1973 г. достигло максимума 58 тыс. т. Если принять за базовый уровень 1970 г. (45 тыс. т), то в последую-щие 38 лет происходили значительные колебания с размахом от 90 до 110 %, в 2008 г. потребление соста-вило 40 тыс. т, а доля в общей структуре потребления сырья — 4,2 %. Тот факт, что потребление карбида кремния никогда не испытывало сильного падения, можно объяснить применением этого материала в монолитных футеровках желобов в доменном производстве, в формованных изделиях для чугуновозных ковшей миксерного типа, а также в облицовке котельных труб.

Сведения о потреблении чешуйчатого графита накапливаются с 1963 г. В 60-е годы продолжалось незначительное увеличение потребления, а в 70-е годы рост ускорился, в 1980 г. зарегистрирован уро-вень 33 тыс. т, а затем происходило снижение, практически совпадающее по темпам со снижением общего потребления сырья. Просматривается корреляция между потреблением чешуйчатого гра-фита и производством магнезиальноуглеродистых



изделий, которое регистрируют с 1985 г. Графит является неоксидным сырьем, его следует использо-вать в сочетании с антиоксидантом, и, вероятно, из-за этой особенности его потребление (15 тыс. т в 2008

г.) не растет резко, но в любом случае он остается важным видом огнеупорного сырья.

Данные о потреблении аморфного графита регистрируются с 1982 г., но оно не превышает 1/10 потребления чешуйчатого графита.

Перспективы развития

Опираясь главным образом на статистические

материалы Технической ассоциации огнеупоров Япо-нии, автор рассмотрел динамику потребления огнеупорного сырья, связывая ее с производством огнеупоров как конечной продукции. До настоящего времени огнеупорная промышленность развивалась с опорой на зарубежные сырьевые ресурсы, в условиях роста объемов импорта. Однако в ближайшем буду-щем можно ожидать бурного развития экономики в странах БРИК, а также протекционистских мер в отношении природных ресурсов, ограничения экс-порта, монополизма и его влияния на цены.

Результаты оценки ближайших перспектив в отношении огнеупорного сырья на основе проведен-ного обследования следующие.

1. Прогноз в отношении собственного природного сырья

Легко доступное сырье на территории собствен-ной страны требует изучения с позиций эффектив-ного использования в промышленности, при этом особого внимания заслуживают вопросы экономич-ного снабжения и минимального загрязнения среды (выброс углекислого газа при транспортировке).

Согласно статистическим материалам, производ-ство собственного сырья снижалось, достигнув мини-мального уровня в 2004 г., но с 2005 г. обнаружило тенденцию ⎯ хотя и слабую ⎯ к росту. Следовало бы обратить внимание на охранение этого роста в будущем.

2. Разработка технологий эффективного исполь-зования собственного природного сырья

В Японии доступны такие виды природного огне-упорного сырья, как глина, пирофиллит (росэки), а также известняк и доломит. Потребление доломита вместе с синтетическим магнезитодоломитовым клинкером в наиболее благоприятный период состав-ляло 140 тыс. т, но в 2008 г. резко упало до 2,3 тыс. т. (в 60 раз). Считают, что главной причиной стала низ-кая ценовая конкурентоспособность сравнительно с импортным сырьем. В такой ситуации велика вероят-

ность полного прекращения производства как доло-мита, так и синтетического клинкера. Его следовало бы избежать хотя бы ради возможности самообеспечения сырьем и сохранения технологиче-ского уровня; с другой стороны, доломит привлекате-лен как бесхромистый материал, и его активно используют в Европе. Он подвергается гидратации и не совместим с влагой, но можно рассчитывать на разработку промышленных технологий эффективного использования доломитового и известкового клин-кера.

3. Перспективы потребления глинозема, карбида кремния, шпинелей

Потребление многих видов сырья сокращается из года в год, но эти три вида демонстрируют другую тенденцию. Считают, что это связано со стремлением к повышению эксплуатационных характеристик огне-упоров, поэтому обожженный глинозем особенно необходим для улучшения свойств бетонов, что обусловливает небольшое увеличение его потребле-ния. Шпинель привлекает внимание и применяется как бесхромистый материал.

4. Расширение масштабов рециклинга исполь-зованных огнеупорных изделий

Следуя курсу охраны окружающей среды, металлургические фирмы, и в первую очередь наибо-лее крупные, уже широко практикуют оборотное использование значительной части использованных огнеупоров. Для этого разрабатывают различные технологии рециклинга. Большие надежды возла-гают на дальнейшее развитие технологии рециклинга, которая рассматривает использованные огнеупоры не как отходы, а как природные ресурсы. Вместе с тем считают необходимым накопление статистических материалов по объемам рециклинга, что позволит на-дежно оценивать фактическое состояние огнеупор-ного производства и успехи в природоохранной деятельности.

Реф. И.Г. Очагова



СТАТИСТИКА ПО ПРОИЗВОДСТВУ И ПОТРЕБЛЕНИЮ ОГНЕУПОРОВ В ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ ЯПОНИИ

ТАБЛИЦА 1. ПРОИЗВОДСТВО ОГНЕУПОРОВ В ЯПОНИИ В 2002–2009 гг.* (по данным Японской ассоциации огнеупоров)

Виды огнеупоров 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008

2009 апрель− сен-тябрь

Огнеупорные изделия

Шамотные 101,6 85,6 82,7 84,1 78,6 86,4 77,3 27,8

Высокоглиноземистые 90,1 82,1 73,9 73,9 77,1 76,5 65,4 21,8

Глиноземоуглеродистые 39,1 30,7 29,2 29,3 28,7 31,0 27,0 9,3

Кремнеземистые 2,3 0,5 0,4 0,9 0,4 0,5 0,7 0,2

Хромитопериклазовые 50,3 40,8 40,2 36,0 34,8 36,6 28,1 9,2

Периклазоуглеродистые 90,6 76,3 65,3 69,3 66,9 68,6 63,9 21,9

Известковопериклазовые (доломитовые) 3,9 3,2 3,7 2,8 3,2 3,1 1,9 0,8

Цирконовые 15,4 13,3 12,9 14,2 11,3 12,7 10,8 3,4

Карбидкремниевые 12,6 12,3 11,4 10,9 11,4 10,6 10,9 3,1

Теплоизоляционные 5,2 5,1 5,3 5,9 6,2 6,3 6,1 2,3

Прочие 38,3 40,2 32,8 36,5 37,0 35,2 36,7 13,8

(Неясная классификация) (48,7) (78,0) (78,7) (81,3) (81,6) (74,5) (30,7)

Итого изделий 449,4 438,8 435,6 442,3 436,9 449,1 403,4 144,3

Неформованные огнеупоры

Бетоны 357,5 308,6 308,2 309,3 310,6 319,4 302,7 123,1

Пластичные массы 29,7 29,2 30,5 28,5 30,4 30,0 27,0 9,6

Торкрет-массы 185,0 182,6 174,2 175,9 174,7 182,5 170,7 77,9

Набивные массы 40,0 33,5 27,0 27,5 27,5 28,0 26,4 10,4

Покрытия 112,4 123,1 133,4 140,0 139,1 147,0 134,6 56,0

Мертели 33,4 32,1 14,8 30,8 34,1 33,5 28,5 10,2

(Неясная классификация) (25,5) (40,2) (40,9) (40,0) (40,1) (37,2) (16,7)

Итого неформованных огнеупоров 758,0 734,6 743,8 753,0 756,5 780,5 727,2 304,0

Всего огнеупоров 1207,4 1173,5 1179,4 1195,3 1193,4 1229,6 1130,6 448,3

* Финансовый год (с 1.04 по 31.03).

Statistics // Journal of the Technical Association of Refractories, Japan. 2009. 29. № 4. С. 310. Англ. _________________________________________________________________________



ТАБЛИЦА 2. ПРОИЗВОДСТВО, ПОСТАВКА И ПОТРЕБЛЕНИЕ ОГНЕУПОРОВ В ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ ЯПОНИИ, тыс. т

Производство огнеупоров1 Общая поставка огнеупоров

Поставка огнеупоров для черной металлургии2

Удельный расход огнеупоров, кг/т стали Финан-

совый год (с

01.04 по 31.03)

Произ-водство стали (А) изде-

лий

нефор-мован- ных

огнеупоров всего изде-

лий

нефор-мован- ных огне-упоров

всего изде-лий (Б)

нефор-мован- ных огнеу-поров

(В)

всего (Г) Б/А В/А Г/А

2002 109789

449 (37,2)

758 (62,8) 1207 487 779 1266 310

(63,7)572

(73,4) 882

(69,7) 2,8 5,2 8,0

2003 110984

390 (35,5) 4393

709 (64,5) 7353

1099 (100,0) 11743

428 739 1167 287 574 861 2,6 5,2 7,8

2004 112895

358 (33,7) 4353

704 (66,4) 7343

1061 (100,0) 11793

400 728 1128 265 (66,3)

566 (77,7)

831 (73,7) 2,3 5,0 7,4

2005 112719

364 (33,8) 4433

712 (66,2) 7533

1076 (100,0) 11963

409 735 1145 280 (68,4)

578 (78,6)

858 (74,9) 2,5 5,1 7,6

2006

117746

356 (33,2) 4733

716 (66,8) 7563

1072 (100,0) 11933

417 749 1166 287 (68,9)

592 (79,0)

879 (75,4) 2,4 5,0 7,5

2007

121509

367 (33,2) 4493

740 (66,8) 7803

1108 (100,0) 12293

425 770 1194 297 (69,9)

600 (78,0)

897 (75,1) 2,4 4,9 7,4

2008 105507

329 (32,3) 4043

690 (67,7) 7273

1019 (100) 11313

383 716 1099 269 (70,3)

559 (78,2)

829 (75,4) 2,6 5,3 7,9

2009 ап-рель−сен-тябрь

43331 114

(28,3) 1453

287 (71,7) 3043

401 (100) 4483

141 302 443 97 (68,4)

239 (79,1)

335 (75,7) 2,2 5,5 7,7

1 В скобках — % к общему объему производства огнеупоров. 2 В скобках — доля черной металлургии в общем объеме поставок огнеупоров, %. 3.Включая продукцию неясной классификации


ЭКСПОРТ И ИМПОРТ ОГНЕУПОРОВ В КИТАЕ В 2009 г.

В 2009 г. общая стоимость импорта и экспорта огнеупорных сырьевых материалов и огнеупоров

составила 1,92 млрд долл. (снижение на 34,29 % по сравнению с предыду-щим годом), в том числе стоимость экспорта — 1,747 млрд долл. и стои-мость импорта — 173 млн долл., что

ниже на 36,2 и 5,85 % соответственно.

Состояние экспортной торговли огнеупорными сырьевыми материалами и огнеупорами

Общий объем экспорта китайских огнеупорных сырьевых материалов и огнеупоров в 2009 г. составил 3,3864 млн т (по сравнению с предыдущим годом ниже на 38,99 %), в том числе экспорт

огнеупорного сырья 1,939 млн т (снижение на 43,82 % по сравнению с предыдущим годом) и огнеупоров ⎯ 1,4473 млн т (снижение на 31,06 %). Объемы экспорта некоторых видов огнеупорного сырья и огнеупоров приведены в табл. 1 и 2.

Import and Export State of China's Refractories of Year 2009 // China's Refractories. 2010. 19. № 1. С. 47. Англ. __________________________________________________________



ТАБЛИЦА 1. ОБЪЕМ ЭКСПОРТА КЛЮЧЕВЫХ ОГНЕУПОРНЫХ СЫРЬЕВЫХ МАТЕРИАЛОВ В 2009 г.

Огнеупорные сырьевые материалы

Объем экспорта, тыс. т

2009 г./2008 г., %

Плавленый периклаз

185,7

−53,82

Спеченный периклаз

357,6

−49,65

Огнеупорные глиноземистые глины

357,8 −60,51

Коричневый корунд 242,7 −32,04 Белый корунд 72,0 −8,28 Карбид кремния 118,3 −31,50

ТАБЛИЦА 2. ОБЪЕМ ЭКСПОРТА КЛЮЧЕВЫХ ОГНЕУПОРОВ В 2009 г.

Огнеупоры Объем

экспорта, тыс. т

2009 г./2008 г., %

Основные 728,5 −28,20 Алюмосиликатные 488,4 −18,87 Прочие 230,4 −52,29 Стоимость экспорта китайских огнеупорных

сырьевых материалов в 2009 г. составила 806 млн долл. (на 44,14 % меньше по сравнению с предыдущим годом), а огнеупоров — 942 млн долл. (снижение на 27,35 %).

Состояние импортной торговли огнеупорными сырьевыми материалами и огнеупорами

Общий объем импорта китайских огнеупорных

сырьевых материалов и огнеупоров в 2009 г. был ра-вен 254,9 тыс. т (снижение на 0,06 % по сравнению с предыдущим годом), в том числе импорт огнеупор-ных сырьевых материалов составил 220,8 тыс т (рост на 4,03 %) и огнеупоров — 34,1 тыс. т (снижение на 20,33 %).

Импорт ключевых сырьевых материалов: рост объемов импорта графита, плавленого периклаза, спе-ченного периклаза, каустического магнезиального по-рошка на 52,86 %, 23,50 %, 19,20 % и 65,70 %,

соответственно; по другим сырьевым материалам — снижение объемов импорта.

Объемы импорта основных, алюмосиликатных и прочих огнеупоров снизились на 17,18 %, 15,79 % и 34,04 % соответственно.

Стоимость импорта китайских огнеупорных сырьевых материалов в 2009 г. составила 81 млн долл. (снижение на 6,39 %) и огнеупоров — 91 млн долл. (снижение на 5,37 %).


ОХРАНА ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ


НОВЕЙШИЕ ДОСТИЖЕНИЯ В ПЕРЕРАБОТКЕ ШЛАКА

Специалистами Института строительных материа-лов (FEhS), Дуйсбург, Германия, рассмотрены современное состояние и перспективы использования побочных продуктов черной металлургии.

В Германии рециклинг шлаков черной металлур-гии достиг высокого уровня, степень их оборотного использования, как показано в табл. 1, превышает 90 %.

ТАБЛИЦА 1. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ДОМЕННОГО И СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ШЛАКОВ В ГЕРМАНИИ В 2007 г.

Выход доменного шлака, млн т 8,35 гранулированный доменный шлак для производства цемента 79,0 гранулированный доменный шлак для других целей 1,0 рециклинг на металлургических заводах 1,1 доменный шлак воздушного охлаждения для дорожного строительства 18,8

В том числе использование, %

доменный шлак для известкования почв в сельском хозяйстве 0,1 Выход сталеплавильного шлака, млн т 6,51

дорожное строительство 56 в качестве удобрения 7 в металлургическом производстве 11 захоронение на свалках 10 промежуточное складирование 4

В том числе использование, %

прочее 12

Спрос цементной промышленности на

гранулированный доменный шлак превышает объ-емы его производства вследствие: снижения общего энергопотребления при производстве клинкера, как видно из табл. 2; экономии природных ресурсов

(известняка, мергеля); высокой стоимости сертифика-тов на выброс углекислого газа, при этом, выбросы, как показано в табл. 3, снижаются более чем в 3 раза при 75 %-ной замене клинкера шлаком.

ТАБЛИЦА 2. ВЛИЯНИЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГРАНУЛИРОВАННОГО ДОМЕННОГО ШЛАКА НА ЭНЕРГОПОТРЕБЛЕНИЕ В ПРОИЗВОДСТВЕ ЦЕМЕНТА

Доля доменного шлака, %

Общее энерго- потребление, кВт⋅ч/т

Тепловая энергия, %

Электроэнергия, %

0 1587 60,4 39,6 30 1206 55,6 44,4 50 938 51,1 48,9 75 602 39,8 60,2

ТАБЛИЦА 3. ВЛИЯНИЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГРАНУЛИРОВАННОГО ДОМЕННОГО ШЛАКА НА ВЫБРОС СО2 В ПРОИЗВОДСТВЕ ЦЕМЕНТА

Доля доменного шлака, %

Общий выброс СО2, кг/т

При обжиге, %

Тепловая энергия,

%

Электроэнергия, %

0 1011 54,4 31,3 14,3 30 730 52,8 30,4 16,9 50 539 51,0 29,4 19,6 75 300 45,8 26,4 27,8

1. Recent development in slag treatment and dust recycling / P. Drissen, A. Ehrenberg, M. Kuhn, D. Mudersbach // Steel Research International. 2009. 80. № 10. С. 737–745. Англ.

2. Изучение возможности рециклинга доменного шлака с использованием гидротермальной реакции / Yoshikawa T., Hosokawa M., Tanaka T. // Ferrum = Bulletin of the Iron and Steel Institute of Japan. 2009. 14. № 9. С. 605. Яп.

__________________________________________________________________________________________



Цемент при использовании доменного шлака обладает также некоторыми важными свойствами, которые увеличивают срок службы бетонов, повы-шают их плотность и стойкость к воздействию сульфатов.

Новые европейские разработки, в том числе и в институте FEhS, направлены на использование моло-того гранулированного доменного шлака непосредст-венно в качестве добавки в бетон. Влияние коэффициента замены цемента в бетоне шлаком на срок службы бетона изучено пока недостаточно.

В последние годы металлургические фирмы и предприятия по переработке шлака предприняли значительные усилия для повышения качества продуктов, получаемых из сталеплавильных шлаков. Однако к настоящему времени не найдено примене-ние получаемой при дроблении мелкой фракции шлака, которая плохо поддается утилизации как в строительстве, так и в металлургии. Лишь небольшие объемы используются в производстве удобрений или для специальных целей при земляных работах или для укрытия отвалов. Объемы удобрений, проданных в Германии, достигли уровня, какого они не дости-гали в течение 15 лет. По сравнению с периодом пятнадцатилетней давности, когда предлагали широ-кий ассортимент удобрений, в настоящее время это только конвертерный шлак фракции −3 мм с влагосо-держанием 10–20 %. Можно рассчитывать на разви-тие этого рынка в будущем, особенно на фоне дефи-цита фосфатов. Содержание фосфора в удобрениях из шлака составляет лишь 1–2 %, но он может усваи-ваться растениями. Будущие исследования сосредото-чатся на повышении содержания фосфора в шлаке. Такую обработку необходимо проводить в шлаковых ковшах, чтобы избежать перехода фосфора в сталь.

Традиционные области применения шлаков кислородно-конвертерного и электросталеплавиль-ного производств — дорожное строительство, сооружение водных путей, производство удобрений и, в небольших объемах, в качестве заполнителя в бе-тоне. Каждое из этих направлений предъявляет осо-бые требования к качеству шлаков, поэтому исход-ные шлаки необходимо подвергнуть обработке для приведения в соответствие с требованиями каждой области применения. Однако повышенные требова-ния к поведению в окружающей среде могут ограни-чить применение побочных продуктов в качестве строительных материалов.

Например, применение шлака кислородно-конвер-терного производства ограничивают следующие фак-торы:

- оборотное использование шлака в металлур-гическом цикле сдерживается требованием низкого содержания фосфора в стали;

- количество шлака, используемого как удобрение в сельском хозяйстве, зависит от состояния рынка. Так как удобрения имеют низкую рыноч-ную стоимость, транспортировка на большие расстояния неэкономична, и, кроме того, существует сильная конкуренция между удобре-ниями из шлаков и из природного известняка;

- шлаки для дорожного строительства с относи-тельно невысокими требованиями к качеству за-полнителя, например, для слоев без связки в по-лотне дорог для транспорта и пешеходов, в парковых зонах, испытывают сильную конкуренцию со стороны других промышлен-ных отходов;

- применение побочных продуктов в качестве строительных материалов может ограничить также ужесточение нормативов природоохран-ного законодательства (например, низкое содер-жание тяжелых металлов в шлаках для удоб-рений).

В последние годы в большинстве этих областей на рынки, традиционные для сталеплавильных шлаков, проникли конкурирующие материалы из отходов дру-гих промышленных отраслей. Чтобы обеспечить воз-можность утилизации шлаков в будущем, необхо-димо осваивать новые рынки в областях с более высокими требованиями к качеству, которые не могут удовлетворить побочные продукты из других отрас-лей. Однако потенциальные возможности металлургических шлаков реализованы еще не полно-стью. Требуются новые процессы переработки для повышения качества сталеплавильных шлаков. Уси-лия черной металлургии направлены на расширение сферы применения шлаков на основе повышения их свойств.

Одним из путей повышения качества шлака явля-ется исключение из его состава свободной извести, которая вызывает при гашении водой разбухание щебня. Для преодоления этого недостатка “ThyssenKrupp Steel AG” и FEhS разработали процесс обработки жидких конвертерных шлаков, включаю-щий вдувание кислорода в шлак и добавку в него SiO2-содержащих материалов, таких как кварцевый песок, стекольный бой и отработанная формовочная смесь литейных цехов.

Для получения твердого шлака с содержанием свободной извести менее 2 % необходима добавка в жидкий шлак около 130–140 кг песка/т жидкой стали при расходе кислорода около 0,8–1 м3/т. Как видно из результатов испытаний, приведенных в табл. 4, такая обработка обеспечивает снижение содержания свободной извести с 7–20 % в необработанном шлаке до уровня менее 2 % в обработанном и почти нулевое объемное расширение последнего при испытании с пропариванием по EN 1744.



ТАБЛИЦА 4. СВОЙСТВА ОБРАБОТАННОГО И НЕОБРАБОТАННОГО КОНВЕРТЕРНОГО ШЛАКА

Обработанный конвертерный шлак Характеристика Необработанный

конвертерный шлак обработка песком

обработка стеклобоем

Основность CaO/SiO2 3,5–6 2,26 2,22 Свободная известь, мас. % 7–20 <2 <1,5 Плотность материала крупностью 8/12 мм, г/см3 3,470 3,547 3,498 Показатель PSV сопротивления скольжению (сглаженных зерен заполнителя) 50–53 53–54 58 Прочность на удар SZ8/12, мас. % 15,9 15,9 11,3 Прочность на удар SZ8/12 H (после нагрева), мас. % 18 16,7 13,8 SZ8/12 - SZ8/12 H, мас. % 2,10 0,8 0,5 Водопоглощение, мас. % >1 1,72 0,423 Изменение при замерзании ⎯ оттаивании: выкрашивание частиц <5 мм, мас. % 0,9 0,9 0,2 Кажущаяся плотность, г/см3 1,6 1,62 1,57 Испытание на расширение (168 ч), мас. % >5–20 1,5 1,5

Затем были проведены испытания щебня из

обработанного шлака в качестве заполнителя: для ас-фальтового покрытия; в бетонных камнях для мосто-вой; в бетоне для гидротехнических сооружений. Испытания показали, что качество щебня из обработанных шлаков сопоставимо и даже превосхо-дит качество щебня из природных минералов, таких как базальт и диабаз.

Было проведено исследование по выщелачиванию обработанных шлаков, результаты которого приве-дены в табл. 5.

ТАБЛИЦА 5. ПАРАМЕТРЫ ВЫЩЕЛАЧИВАНИЯ КОНВЕРТЕРНОГО ШЛАКА КЛАССА 1, ИСПОЛЬЗУЕ-МОГО В ДОРОЖНОМ СТРОИТЕЛЬСТВЕ

Параметр Значение для конвертерного

шлака Показатель рН 10–13*1 Электропроводность 150 мс/м *2 Общий хром 0,03 мг/л V 0,05 мг/л F 0,75 мг/л*3 *1 Не лимитирующее значение, типичный диапазон для материала; если он превышен, следует определить причину. *2 Превышение только этого значения не явля-ется критерием отбраковки. *3 Необходимо только если в процессе использу-ется F.

Как видно из полученных результатов, указанный

шлак может быть применен в областях с высокими требованиями к продукту в отношении выщелачива-ния.

При лабораторном исследовании обработанные шлаки проявили высокую стойкость к абразивному изнашиванию. Кроме высокой стойкости к истира-нию для безопасности дорожного движения важно и

сопротивление скольжению колеса (испытания SCRIM). Как показано на рис. 1, через некоторое время (около шести месяцев) параметр SCRIM дости-гает ожидаемых значений для всех видов наполните-лей, что обусловлено стиранием пленки связующего материала на поверхности частиц заполнителя.

Рис. 1. Сопротивление скольжению дорожного покрытия (μSCRIM) с использованием в качестве наполнителя щебня из конвертерного шлака (А), конвертерного шлака и диабаза (Б), диабаза (В)

Использование сталеплавильного шлака в изнаши-ваемом слое дорожного покрытия способствует продлению срока его службы. Cтойкость покрытия при применении сталеплавильных шлаков уве-личивается на 2–5 лет (в зависимости от интенсивно-сти движения).



Также в рамках проекта, поддержанного Европей-ским объединением угля и стали (ECSC), изучены различные схемы рециклинга шлаков внепечной обработки стали. При наличии в сталеплавильном цехе надлежащей логистической структуры возможен рециклинг жидкого шлака. Однако на большинстве предприятий отсутствует возможность транспорти-ровки ковшей с жидким шлаком обратно на загрузоч-ную площадку. Поэтому в институте FEhS изучили возможность оборотного использования твердого шлака. Уже на начальной стадии проработки проекта рециклинга стало ясно, что возврат этих шлаков в кислородный конвертер невыгоден, поскольку они содержат значительное количество серы. Использование кускового шлака в доменной плавке не вызвало затруднений. Было опробовано использование этих шлаков и в электросталеплавиль-ном цехе. Установлено, что рециклинг крупной фрак-ции шлака, загружаемого в дуговую печь в корзине с ломом, дает наибольшую выгоду. Не отметили отрицательного влияния такого рециклинга ни на содержание серы в стали, ни на потребление электро-энергии. Наблюдали лучшее расплавление и вспенивание шлака, особенно в случае смешивания шлака с огнеупорным боем.

Экономически целесообразно использовать в оборотном цикле около 45 % всего образующегося шлака внепечной обработки (достигается равенство затрат на переработку шлака и производство из-вести). Выгода состоит: в снижении расхода извести и, следовательно, в уменьшении выброса СО2; более эффективном расходовании природных ресурсов; в экономии площадей захоронения отходов. Все это вносит определенный вклад в устойчивое развитие сталеплавильного производства в будущем.

При плавке лома легированных сталей в дуговой печи значительная часть хрома окисляется и перехо-дит в шлак. Поэтому уменьшение степени окисления хрома необходимо как для лучшего усвоения хрома, так и для улучшения экологических свойств шлака. Тем не менее, восстанавливать из шлака весь хром неэкономично. Вместо этого следует связать остав-шийся в шлаке хром добавкой флюсов в минеральные фазы типа шпинели и таким образом подавить выщелачивание хрома из шлака при его дальнейшем использовании.

Результаты лабораторных исследований выявили зависимость между содержанием MgO, Al2O3, FeOn и Cr2O3 в восстановленных шлаках дуговых печей и дальнейшим выщелачиванием хрома из них. Как сле-дует из рис. 2, степень выщелачивания хрома из шлака уменьшается при добавке MgO, Al2O3, FeOn.

Рис. 2. Влияние в лабораторных опытах добавки MgO, Al2O3 и FeO в жидкий шлак на выщелачивание хрома из твердого шлака

Изучение минералогического состава шлаков

показало, что хром может быть связан в шпинельных фазах типа MeIO·Me2

IIO3 (где MeI — Mg2+, Fe2+; MeII — Fe3+, Al3+, Cr3+). В этих соединениях хром прочно связан и слабо вымывается в дальнейшем. Для оценки степени образования шпинельобразующих со-единений в восстановленных шлаках дуговых печей был предложен “коэффициент sp”, который рассчитывается по формуле:

Коэффициент sp = 0,2·MgO + 1,0·Al2O3 + n·FeOn −

0,5·Cr2O3, мас. %,

где n зависит от окисленности шлака. На рис. 3 показаны обобщенные данные о влиянии

“коэффициента sp” на выщелачивание хрома, где сплошная линия показывает изменение содержания хрома в фильтрате, а точки по результатам рентгенов-ской дифрактометрии — наличие или отсутствие шпинелей. Из результатов опытов видно, что по мере роста “коэффициента sp”, во-первых, вымывание хрома уменьшается, во-вторых, в шлаке появляются шпинели.

Итак, в лабораторных испытаниях наиболее результативным было влияние оксидов железа (II) и алюминия. Поэтому первые промышленные испыта-ния провели при добавке боксита на выпуске стали и шлака в передаточный ковш. Пробы шлака со шлако-вого двора показали, что боксит растворился в шлаке полностью, физико-механические свойства шлаков были удовлетворительными. “Коэффициент sp” увеличился до значения более 15 мас. %, а испытание на выщелачивание по Германскому стандарту (German Leaching standard) DIN 38414-4 S4 показало,



что вымывание хрома уменьшилось до уровня ниже предела обнаружения. Таким образом, цель связать хром в шлаке в стабильных шпинельных фазах была достигнута. Кроме того, в ходе опытов было опреде-лено: оптимальным для ввода активного агента явля-ется момент заполнения передаточного ковша на одну треть объема; добавка должна быть крупностью не более 3–8 мм.

Рис. 3. Зависимость вымывания хрома из восста-новленных шлаков дуговых печей от “коэффициента sp” (круглые значки ⎯ отсутствие шпинели; квадратные значки ⎯ обнаружена шпинель)

Поскольку боксит чрезмерно дорогостоящая до-

бавка, в ходе дальнейших испытаний были испытаны различные отходы, наиболее подходящим из которых был признан материал крупностью 3–8 мм под назва-нием ТЕ, содержащий (мас. %) 75–85 Al2O3 и 10–20 SiO2. Доработали систему присадки легирующих в ковш при выпуске, приспособив ее для ввода также шпинельобразующих агентов в шлак при выпуске плавки.

Согласно полученным в ходе пяти кампаний результатам, с увеличением содержания Al2O3 повы-шался, как видно из рис. 4, “коэффициент sp” и снижалось содержание хрома в фильтрате. Оптималь-ное количество добавки материала ТЕ — 1000 кг, при этом был достигнут такой же уровень выщелачивания хрома, как и при добавке 200 кг боксита.

Таким образом, в результате добавки также и основность CaO/SiO2 шлака снизилась приблизи-тельно до 1, что обеспечило получение щебня с хоро-шими технологическими и экологическими свойст-вами.

Поскольку в Японии спрос на шлаки черной металлургии, используемые как сырье для производ-ства цемента и как материал для строительства автомобильных дорог, снизился, специалистами университета в г. Осака была изучена возможность

получения из шлака продукта с высокой добавленной стоимостью с применением метода гидротермального синтеза.

Рис. 4. Результаты промышленных испытаний Для выявления характера гидротермальной реак-

ции в доменном шлаке мокрой грануляции провели исследования, в ходе которых два куска шлака прикладывали друг к другу полированными по-верхностями с зазором около 100 мкм, погружали в дистиллированную воду, затем проводили обработку в герметичном автоклаве при температуре 250 °С в течение 1–16 ч.

Изучение микроструктуры с помощью растрового электронного микроскопа с энергодисперсионным рентгеновским анализатором (SEM-EDS) вблизи граничных поверхностей сложенных кусков, как видно из рис. 5, показало: наблюдается непрореагиро-вавший слой шлака, плотный реакционный слой и по-ристый слой игольчатых кристаллов. Эти кристаллы идентифицировали как тоберморит (5CaO·6SiO2·5H2O). Плотный слой представляет собой гидратированное стекло, которое образовалось в результате растворения воды в стекле. При образовании тоберморита на внешней стороне реакционного слоя относительное содержание Ca, Si снизилось, а содержание Mg повысилось по сравнению с исход-ным шлаком.

Было сделано предположение, что гидротермаль-ная реакция в доменном шлаке мокрой грануляции проходит через следующие стадии: первая ⎯ образование фазы гидратированного стекла в резуль-тате растворения воды в поверхностном слое частиц шлака одновременно с растворением этих частиц в воде; вторая ⎯ рост кристаллов гидросиликата каль-



ция. Если сравнить поверхностный реакционный слой на образцах шлака с добавкой MgO и без такой добавки, то толщина образованного слоя гидратированного стекла существенно различается. Установлено, что MgO в доменном шлаке ускоряет формирование слоя гидратированного стекла, то есть способствует повышению активности доменного шлака.

Рис. 5. Микроструктура и распределение химических элементов после гидротермальной реакции:

1 — кристаллическая фаза, 2 — плотный гидра-тированный реакционный слой, 3 — исходный шлак

Также была предприняты исследования с целью

получения микропористого материала путем гидротермальной обработки. В порошкообразный до-менный шлак, рассортированный по крупности, добавляли 10–30 мас. % раствора NaOH (0,05–0,5М) и проводили гидротермальную реакцию в герметичном автоклаве при 250 °С.

На рис. 6, а, показана микроструктура пористого продукта из шлака, полученного при добавке 0,1М NaOH в количестве 10 мас. %. Произошло отвержде-ние материала, но между частицами осталось боль-шое количество полостей. В зоне контакта частиц шлака избирательно образовался тоберморит с игольчатыми кристаллами, как видно из рис. 6, б, при большем увеличении.

Рис. 6. Микроструктура (а) и зона контакта частиц (б) пористого материала на основе доменного шлака, полученного гидротермальной обработкой: 1 — частицы шлака; 2 — тоберморит

Следовательно, удалось получить пористый мате-риал, в котором в результате гидротермальной реак-ции частицы связаны только на участках взаимного контакта. Опробованный метод гидротермального синтеза позволяет получить из шлака пористый мате-риал с широким диапазоном пористости от 10 до 45 %. Установили, что среди прочих свойств этот пористый материал обладает водоудерживающей способностью.

Реф. А.С. Близнюков

ЭКОНОМИКА


ОБЗОР ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ КИТАЯ ЗА I КВАРТАЛ 2010 г.

В Китае в I квартале 2010 г. отмечался подъем на-циональной экономики. Спрос на сталь увеличился, объем производства стали за январь–март вырос по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года. Цены на стальную продукцию в I квартале также росли в связи с повышением спроса на внут-реннем рынке и ростом цен на сырьевые материалы и топливо1.

Реализация правительственных программ по сти-мулированию экономики положительно сказалась на работе черной металлургии страны. В I квартале 2010 г. Китай произвел 158,01 млн т стали, рост составил 24,5 % по сравнению с аналогичным периодом пре-дыдущего года, объем производства готового сталь-ного проката — 185,75 млн т (включая двойной счет), увеличение составило 28,6 %.

Суточный объем производства готовой стальной продукции в I квартале составил 2,06 млн т, причем суточный объем производства готовых стальных из-делий был равен 1,99 млн т в январе и феврале, а в 2,20 млн т — в марте.

Суточный объем производства стали был равен 1,76 млн т в I квартале 2010 г., т.е. он увеличился на 12,9 % по сравнению с суточным объемом производ-ства в 2009 г. — 1,56 млн т.

Изменение среднесуточного объема производства стали с 2008 г. показано на рис. 1. В январе, феврале и марте 2010 г. этот показатель был соответственно равен 1,70, 1,80 и 1,77 млн т.

В I квартале 2010 г. инвестиции в основные фонды в черной металлургии (включая инвестиции в горнорудные мощности) составили 61,8 млрд юаней,

1 Во II квартале текущего года ситуация складывалась

несколько иная — сокращение спроса на региональных рынках и производство стальной продукции в прежних объемах в марте–апреле обернулось тем, что цены на стальную продукцию снижались. Металлургическим компаниям пришлось сокращать объем производства с тем, чтобы привести в соответствие спрос и предложение. Тем не менее, железная руда и коксующийся уголь подорожали во втором квартале.

В Китае цены снижались, а избыток предложения усиливался из-за того, что многие экспортеры переориентировались на внутренний рынок. Некоторые производители заявили о сокращении объемов выпуска, но большинство предприятий продолжали производить в прежних объемах, так что вероятно дальнейшее сокращение цен на стальную продукцию (примечание референта).

т. е. они увеличились на 22,7 % по сравнению с аналогичным периодом 2009 г.

Рис. 1. Среднесуточное производство стали, тыс. т В I квартале 2010 г. Китай произвел 150,11 млн т

чугуна, т. е. его объем производства увеличился на 21,7 % по сравнению с I кварталом 2009 г., причем темп роста был значительно выше темпа в 2009 г. (4,3 %).

Темп роста объема производства чугуна в I квар-тале 2010 г. был примерно на 2,8 % меньше темпа роста объема производства стали.

В I квартале 2010 г. суточный объем производства чугуна составил 1,67 млн т, в январе, феврале и марте — 1,69; 1,70 и 1,68 млн т соответственно. Среднесу-точный объем производства чугуна по месяцам пред-ставлен на рис. 2.

Рис. 2. Среднесуточный объем производства чугуна, тыс. т

В I квартале 2010 г. объем добычи сырой желез-

ной руды составил 204,13 млн т, т. е. увеличился на 21,7 % по сравнению с аналогичным периодом пре-дыдущего года, причем темп роста был значительно выше темпа роста, который был отмечен в 2009 г. (2,6 %).

Увеличение добычи связано с ростом потребления ее на китайских предприятиях, производящих сталь, а также с резким скачком цен на импортную железную руду. Еще одной причиной резкого увеличения до-бычи китайской железной руды было стремление

China Metals Weekly. 2010. № 18. May. С. 4–12. Англ. ____________________________________________

ЭКОНОМИКА


уменьшить зависимость от трех ведущих мировых горнорудных компаний. В Китае объем добычи сырой железной руды резко увеличился с 260 млн т в 2003 г. до 880 млн т в 2009 г., и по прогнозам в 2010 г. объем добычи железной руды в Китае увеличится до 1 млрд т.

Среднесуточный объем добычи сырой железной руды в Китае составил в январе, феврале и марте 2,03, 2,20 и 2,57 млн т соответственно (рис. 3).

Рис. 3. Среднесуточный объем добычи сырой железной руды, тыс. т

Провинция Хэбэй (Hebei) является крупнейшим

производителем стали в Китае, ее производство — 39,76 млн т стали, а доля в общем объеме производ-ства равна 25,2%. В I квартале 2010 г. объем произ-водства стали в этой провинции увеличился на 32,3 % по сравнению с первыми тремя месяцами предыду-щего года, причем темп роста был выше на 7,8 % темпа роста по стране (24,5 %). Предприятия, произ-водящие сталь в провинции Hebei, в большинстве случаев мелкие, и увеличение спроса привело к хао-тичному увеличению объема производства, при этом вывод из эксплуатации устаревших мощностей идет медленно.

Провинции Jiangsu, Shandong и Liaoning (Цзянсу, Шаньдун и Ляонин) произвели более 10 млн т стали каждая, и их доли в общем объеме производства стали в стране составили 10,0; 8,7 и 8,2 % соответст-венно.

Доли различных провинций и городов в общем объеме производства стали в Китае показаны на рис. 4.

На долю 10 крупнейших провинций-производите-лей стали и городов, управляемых центральным пра-вительством (Hebei-Хэбэй, Jiangsu-Цзянсу, Shandong-Шаньдун, Liaoning-Ляонин, Shanxi-Шаньси, Henan-Хэнань,Tianjin-Тяньцзынь, Hubei-Хубэй, Shanghai-Шанхай и Jiangxi-Цзянси) пришлось 74,6 % от об-щего объема производства в Китае.

Однако во Внутренней Монголии и Пекине в I квартале объем производства уменьшился на 4,5 и 6,4 %, соответственно. Перемещение завода Shougang

было основной причиной уменьшения объема произ-водства в Пекине.

Рис. 4. Доли различных провинций и городов в общем объеме производства ствли в Китае в I квартале 2010 г.

В I квартале 2010 г. произошли заметные измене-

ния в сортаменте производимой продукции. В период с января по март объем производства холоднокатаной широкой и тонкой полосы увеличился на 66,6 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года и составил 7,14 млн т; это был самый высокий темп роста среди других видов продукции. Бум в ав-томобильной промышленности и в производстве электробытовых приборов привел к увеличению спроса на эту продукцию.

Второе место по темпу роста производства зани-мает лист с металлическим покрытием, рост на 58,9 %, на третьем — горячекатаная широкая и тонкая по-лоса, объем производства которой вырос на 56,8 %, далее следует кремнистая сталь — рост на 17,8 %. Сокращение производства отмечено только по рель-совой продукции — на 3,4 %.

Китай произвел 185,75 млн т готовой стальной продукции в I квартале 2010 г., что показывает уве-личение на 28,6 % по сравнению с показателями ана-логичного периода предыдущего года. Объем произ-водства сортового проката в январе–марте 2010 г. со-ставил 82,41 млн т (рост 21,3 %). Доля сортового про-ката в общем объеме производства готовой стальной продукции в 2009 г. составила 44,4 %.

Объем производства листового проката (без узкой полосы) составил 72,27 млн т в I квартале 2010 г., т.е. он увеличился на 40,0 % по сравнению с объемом аналогичного периода 2009 г., и его доля во объеме производства готовой стальной продукции составила 38,9 %.

Доли холоднокатаного листа, холоднокатаной широкой и тонкой полосы, листа с металлическим покрытием и листа из кремнистой стали были равны 2,5, 3,8, 3,4 и 0,7 %, соответственно, т.е. они были бо-лее высокими в I квартале 2010 г. по сравнению с до-лями в 2009 г. (2,1, 2,9, 2,5 и 0,6 %).

ЭКОНОМИКА


По данным за январь–март 2010 г. экспорт гото-вой стальной продукции увеличился на 69,2 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года и составил 8,68 млн т. Объемы экспорта и им-порта готовой стальной продукции в 2009–2010 гг. показаны на рис. 5.

Рис. 5. Объемы экспорта и импорта готовых стальных изделий в 2009–2010 гг.

Объем экспорта в феврале был относительно низ-

ким в связи с Весенним Фестивалем (7-дневный праздник). Объем экспорта труб уменьшился на 13,3 % по сравнению с показателем в 2009 г., что связано с антидемпинговыми мерами в ряде стран. Объем экс-порта конструкционной стали, листового проката и профилей более чем в два раза превысил объем экс-порта соответствующего периода прошлого года.

Китай импортировал 4,11 млн т готовой стальной продукции в I квартале 2010 г., т.е. объем импорта увеличился на 28,1 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года, при этом объем им-порта труб уменьшился на 37,6 %, а объем импорта других видов продукции увеличился.

Объем импорта прутков, арматуры и катанки в I квартале 2010 г. составил 278,82 тыс. т, т.е. он увели-чился более чем в 2 раза по сравнению с I кварталом прошлого года, также увеличился объем импорта профилей на 76,8 % до 121,9 тыс. т, листового про-ката — на 26,9 % до 3,46 млн т.

Объем импорта стальных полуфабрикатов за рас-сматриваемый период по сравнению с I кварталом 2009 г. уменьшился на 752,518 тыс. т, или на 82,2 % до 156,479 тыс. т.

Что касается экспорта полуфабрикатов, то его объем составил 12,19 тыс. т, уменьшился на 10,09 тыс. т или на 480,4 % по сравнению с анало-гичным периодом предыдущего года.

В целом по итогам I квартала 2010 г. ситуация на экспортном рынке оставалась благоприятной. Однако спрос на внешнем рынке восстанавливался медленно, а мировой объем производства стали увеличился, что повлекло за собой избыточное предложение, воз-

никла жесткая конкуренция при поставках продук-ции, увеличился торговый протекционизм, особенно в США и Европейском Союзе, поэтому в дальнейшем экспорт китайской продукции может стать затрудни-тельным.

При резком повышении цен на листовой прокат на внешнем рынке в I квартале 2010 г. объем экспорта листового проката увеличился, а объем импорта не-много уменьшился. Доля листового проката в общем объеме экспорта в I квартале выросла до 56,3 %, а в аналогичном периоде предыдущего года она составляла 41,7 %. Доля труб при этом уменьшилась до 17,4 %, (в I квартале 2009 г. — 33,9 %). В такой ситуации объем импорта труб уменьшился, и возросли поставки на внутренний рынок труб собственного производства.

С ростом спроса на сортовой прокат на мировом рынке (развитие строительства в Америке и других регионах) доля прутков, арматуры и конструкцион-ных профилей в китайском объеме экспорта выросла (в I кв. в 2010 г. — 18,4 %, в 2009 г. — 12,1 %).

Что касается цен на некоторые импортные изде-лия, то цены на прутки и катанку были выше цен лис-тового проката, так как Китаю все еще приходится импортировать прутки и катанку с высокой добав-ленной стоимостью.

В целом в I квартале наблюдалась тенденция по-вышения цен на импортную стальную продукцию, поскольку с повышением цен на железную руду и коксующийся уголь выросли производственные из-держки.

В первом квартале 2010 г спрос на листовой про-кат на мировом рынке был выше, чем на сортовую продукцию. Поэтому в январе–марте текущего года повышенный спрос на листовой прокат способство-вал повышению мировых цен на него, в результате этого цены на экспортируемый листовой прокат были выше цен сортового. Цены на экспортируемые трубы понизились в результате уменьшения объема экс-порта.

В первом квартале 2010 г. в десятке основных стран-импортеров китайской продукции были Южная Корея, Индия, Вьетнам, Бразилия, Таиланд, Филип-пины, Объединенные Арабские Эмираты, США, Ав-стралия и Сингапур.

В январе–марте 2010 г. доля продукции, экспор-тируемой Китаем в эти десять стран в общем объеме экспорта стальной продукции, составила 56,6 %. При этом доля стран Юго-Восточной Азии, Индии и Бра-зилии увеличилась до 18,1; 9,7 и 3,7 % соответст-венно, а в аналогичном периоде предыдущего года она составляла 12,8; 2,6 и 1,2 % соответственно (табл. 1).

ЭКОНОМИКА


ТАБЛИЦА 1. ДОЛЯ ОТДЕЛЬНЫХ СТРАН В ЭКСПОРТЕ СТАЛЬНОЙ ПРОДУКЦИИ КИТАЯ, %

Страна Доля в I кв. 2009 г. Доля в I кв. 2010 г.

Южная Корея 21,6 24,7 Юго-Восточная Азия 12,8 18,2 Индия 2,6 9,7 ЕС-27 8,7 7,4 Объединенные Арабские Эмираты, Иран, Саудовская Аравия 5,2 6,4 Бразилия 1,2 3,7 Тайвань и Гонконг 2,1 3,9 США 8,6 2,5 Прочие 37,2 23,5

Экспорт продукции из Китая рос в страны Юго-

Восточной Азии, особенно во Вьетнам и Таиланд, где отмечался повышенный спрос на стальную продук-цию. Доля проката, экспортируемого в Южную Ко-рею, в общем объеме китайского экспорта увеличи-лась, а в страны ЕС и США — непрерывно уменьша-лась из-за торгового протекционизма и из-за еще не полностью оживившейся экономики в этих регионах.

Видимое потребление стали было равно примерно 153,26 млн т в первом квартале 2010 г., т. е. оно уве-личилось на 27,48 млн т или на 21,9 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года.

В первом квартале текущего года валовой внут-ренний продукт в Китае увеличился на 11,9 % по сравнению с аналогичным периодом 2009 г. Общие

инвестиции в основные фонды за рассматриваемый период увеличились на 25,6 %. Общий объем рознич-ных продаж потребительских товаров увеличился на 17,6 %, общий объем экспорта увеличился на 28,7 %, и при этом стоимость экспортированных машин и электронных изделий увеличилась на 31,5 %, причем все данные о темпах роста превысили показатели, ко-торые прогнозировали в начале этого года. Рост этих трех показателей обеспечил значительное повышение спроса на сталь.

Что касается обрабатывающей промышленности, то в таких секторах как судостроение, автомобиле-строение и производство оборудования, отмечено увеличение объемов производства (табл. 2.)

ТАБЛИЦА 2. ОБЪЕМЫ ПРОИЗВОДСТВА ПРОМЫШЛЕННОЙ ПРОДУКЦИИ В ЯНВАРЕ–МАРТЕ 2010 г. В ПОТРЕБЛЯЮЩИХ ОТРАСЛЯХ

Продукция Объемы производства в I кв. 2010 г.

Изменение I кв. 2010 г. / I кв. 2009 г.,

% Промышленные котлы, т 57437,1 15,2 Металлорежущие станки, тыс. шт. 142 23,5 Автомобили, тыс. шт. 4589 73,2 Гражданские стальные лодки и корабли, водоизмещение тыс. т 14077 92,4

Бытовые стиральные машины, тыс. шт. 14386 40,7 Бытовые холодильники, тыс. шт. 15963 27,4 Бытовые кондиционеры воздуха, тыс. шт. 23757 30,0

Индекс покупательной активности, отмеченный

Китайской федерацией логистики и закупок (China Federation of Logistics & Purchasing), превышал 50 % в течение последних четырнадцати месяцев с марта прошлого года по апрель текущего. Индекс покупательной активности составил в феврале, марте и апреле 2010 г. 52,0, 55,1 и 55,7 %, соответственно. Это говорит о том, что отмечалась тенденция к повышению спроса в Китае и рост потребления бытовых и промышленных товаров.

По данным CISA, в I квартале 2010 г. 77 крупных и средних предприятий, производящих сталь, получили доходы от продаж 669,46 млрд юаней, т. е.

они увеличились на 42,5 % по сравнению с аналогичным периодом 2009 г. При этом прибыль в I квартале 2010 г. составила 21,77 млрд юаней, а в соответствующем периоде 2009 г. были убытки на сумму 2,54 млрд юаней. Однако эта прибыль уменьшилась на 14,3 % по сравнению с прибылью в четвертом квартале прошлого года (25,41 млрд юаней). В период с января по март 2010 г. 10 предприятий (около 13 % всех предприятий, входящих в CISA) были убыточными.

В целом показатели рентабельности предприятий, производящих сталь, несколько улучшилась, но все еще осталась на низком уровне — всего 3,3 %.

ЭКОНОМИКА


В I квартале 2010 г. производственные издержки сильно увеличились. Средняя цена на импортную железную руду с учетом затрат, страховки и фрахта составила 96,31 долл/т, увеличилась на 20,69 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года, причем в том же периоде 2008 г. она составляла 79,79 долл/т.

Цена на коксующийся уголь, добытый в Китае, в конце марта повысилась на 18,78 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года. Из-за высоких расходов прибыли в черной металлургии все еще более низкие по сравнению со средними прибылями на всех китайских промышленных предприятиях.

По данным статистики, с января по февраль 2010 г. средний удельный расход энергоносителей

составил 613,38 кг стандартного угля на 1 т стали на производящих сталь предприятиях, учитываемых CISA, т. е. он уменьшился на 2,85 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года.

В течение того же периода объемы выбросов СО2 и SO2 уменьшились на 2,17 и 4,46 %, соответственно, по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года, но объемы выбросов промышленных дымов увеличились на 0,66 % в связи с увеличением объема производства стали. Расход пресной воды уменьшился на 8,44 % по сравнению с аналогичным периодом предыдущего года и составил 4,18 м3/т. Это говорит о том, что в Китае активно реализуются мероприятия по охране окружающей среды: по сохранению энергии и уменьшению выбросов.

Заключение

В результате мер, принятых правительством Китая и направленных на увеличение внутреннего потреб-ления стальной продукции, развитие металлургии в Китае в I квартале 2010 г. имело положительную ди-намику, росли добыча сырой железной руды, вы-плавка чугуна и стали, а также производство готового проката. Показатели рентабельности металлургиче-

ских предприятий несколько улучшились, но все еще оставались на низком уровне — всего 3,3 %. В связи с некоторым снижением спроса и уменьшением внут-ренних цен стал увеличиваться китайский экспорт стальной продукции.

Реф. Н.Г. Зиновьева

РЕЙТИНГ КРУПНЕЙШИХ МИРОВЫХ ПРОИЗВОДИТЕЛЕЙ СТАЛИ ЗА 2008–2009 гг.

В связи с мировым финансовым кризисом 2008 г. многие ведущие производители стали сократили объ-емы ее выплавки.

По данным “Metal Bulletin”, первое место в миро-вом рейтинге (рассмотрено всего 116 металлургиче-ских компаний мира) заняла транснациональная кор-порация «ArcelorMittal», которая в 2009 г. произвела 73,2 млн т стали (падение производства по сравнению с 2008 г. на 29,1 %).

Китайские компании по итогам прошлого года в большинстве своем нарастили объемы производства стали, в десятку крупнейших металлургических ком-паний вошли 5 китайских компаний; так, «Hebei Steel» потеснила со второго места японскую компа-нию «Nippon Steel», которая переместилась в 2009 г. на шестую позицию в рейтинге. Ведущая китайская сталелитейная корпорация «Baosteel» сохранила третье место, «Wuhan» вышла с 7 места на 4 позицию с объемом производства 30,34 млн т, «Shagang Group» и новая компания «Shandong» заняли седьмую и восьмую позиции соответственно.

В двадцатку крупнейших компаний-производителей стали вошли еще четыре металлургические компании Китая: «Anshan Steel», занявшая 11-е место, увеличила производство на 25,5 % до 20,13 млн т; компания «Shougang»

переместилась с 22-й позиции на 12-е место (рост производства стали составил 41,8 % до 17,29 млн т); «Maanshan», несмотря на сокращение производства на 1,4 %, поднялась с 18-й позиции на 16-е место; «Valin Group» заняла 20-е место (рост производства стали составил 5,0 % до 11,81 млн т).

Японская компания «JFE Steel» переместилась на 9-е место с объемом производства стали 26,28 млн т, сократив производство на 22,2 %.

Индийская корпорация «Tata Steel», которая в 2008 г. занимала 8-е место, в прошлом году снизила объемы производства на 10 % и переместилась на 10 позицию.

Среди российских металлургических компаний лидирует “Северсталь”, которая заняла в мировом рейтинге 13-е место, на 14-м месте — корпорация «Evraz Group» с производством 15,28 млн т, Новолипецкий МК — на 24-м месте, Магнитогорский МК перешел с 23 места на 29-е с выпуском стали 9,61 млн т, на 44-м месте — “Металлоинвест”, ОАО “Мечел”— на 54-м месте.

1. Metal Bulletin's top steelmakers of 2009 // Metal Bulletin. 2010. № 9153 (14 June). С. 20–21. Англ.

2. Metal Bulletin. 2010. № 9154 (21 June). С. 35. Англ. _______________________________________________________

ЭКОНОМИКА


Производство, млн т Позиция

2009 г. 2008 г. Компания Страна

2008 г. 2009 г. Изменение

2009 г./2008 г., %

1 1 ArcelorMittal Люксембург 103,30 73,20 −29,1 2 6 Hebei Steel Китай 33,28 40,24 20,9 3 3 Baosteel Китай 35,44 38,87 9,7 4 7 Wuhan Китай 27,73 30,34 9,4 5 4 Posco Южная Корея 34,70 29,53 −14,9 6 2 Nippon Steel Япония 36,88 27,61 −25,1 7 9 Shagang Group Китай 23,30 26,39 13,3 8 новая Shandong Китай ⎯ 26,38 ⎯ 9 5 JFE Steel Япония 33,80 26,28 −22,2 10 8 Tata Steel Индия 24,39 21,90 −10,2 11 16 Anshan Steel Китай 16,04 20,13 25,5 12 22 Shougang Китай 12,19 17,29 41,8 13 12 Severstal Россия 19,21 16,74 −12,9 14 15 Evraz Россия 16,30 15,28 −6,3 15 10 US Steel США 23,22 15,23 −34,4 16 18 Maanshan Китай 15,04 14,83 −1,4 17 11 Gerdau Бразилия 19,60 13,50 −31,1 18 20 SAIL Индия 13,66 12,69 −7,1 19 13 Nucor США 18,20 12,68 −30,3 20 24 Valin Group Китай 11,25 11,81 5,0 21 14 Riva Group Италия 18,03 11,32 −37,2 22 17 ThyssenKrupp Германия 16,00 11,00 −31,3 23 19 Sumitomo Metal Япония 13,88 10,81 −22,1 24 27 NLMK Россия 10,40 10,61 2,0 25 32 Imidro Иран 9,54 10,52 10,3 26 21 China Steel Тайвань 12,76 10,11 −20,8 27 31 Baotou Китай 9,83 10,07 2,4 28 40 Rizhao Steel Китай 7,47 9,91 32,7 29 23 MMK Россия 11,90 9,61 −19,2 30 33 Taiyan Китай 9,20 9,46 2,8 31 41 Benxi Steel Китай 7,40 9,06 22,4 32 29 ISD Украина 9,90 8,83 −10,8 33 34 Anyang Китай 9,04 8,50 −6,0 34 30 Hyundai Steel Южная Корея 9,86 8,45 −14,3 35 45 Jianlong Steel Китай 6,54 8,38 28,1 36 44 Panzhihua Китай 6,78 8,18 20,6 37 42 Jiuquan Китай 7,00 7,59 8,4 38 35 Metinvest Украина 8,24 7,03 −14,7 39 49 Tangshan Guofeng Китай 6,13 7,03 14,7 40 63 Hebei Jinxi Китай 4,38 6,83 55,9 41 58 Jiangxi Xinyu Китай 5,32 6,71 26,1 42 27 Techint Аргентина 10,40 6,51 −37,4 43 50 Erdemir Турция 5,98 6,50 8,7 44 48 Metalloinvest Россия 6,30 6,50 3,2 45 54 Nanjiing Китай 5,73 6,50 13,4 46 65 Pinxiang Китай 4,30 6,36 47,9 47 новая Citic Pacific Китай ⎯ 6,25 ⎯ 48 37 Kobe Steel Япония 8,12 5,94 −26,8 49 47 Beitai Китай 6,36 5,86 −7,9 50 38 Usiminas Бразилия 8,02 5,63 −29,8 51 62 Tianjin Tiantie Китай 4,45 5,55 24,7 52 69 JSW Steel Индия 3,75 5,52 47,2 53 39 Voestalpine Австрия 7,71 5,52 −28,4 54 52 Mechel Россия 5,90 5,49 −6,9 55 59 Fujian Sangang Китай 5,07 5,43 7,1

ЭКОНОМИКА





2009 г./2008 г., %

56 56 Tonghua Китай 5,44 5,19 −4,6 57 80 Changzhou Zenith Китай 3,03 5,11 68,6 58 81 Handan Zongheng Китай 3,01 4,94 64,1 59 42 Salzgitter Германия 7,00 4,92 −29,7 60 46 Bluescope Steel Австралия 6,50 4,63 −28,8

61 60 Hadeed Саудовская Аравия 4,64 4,62 −0,4

62 74 Hebei Jingye Китай 3,51 4,44 26,5 63 57 CSN Бразилия 5,35 4,37 −18,3 64 61 Ezz Steel Египет 4,50 4,30 −4,4 65 67 Tianjin Tiangang Китай 4,01 4,30 7,2 66 55 Ilyich Украина 5,59 4,28 −23,4 67 51 AK Steel США 5,92 3,71 −37,3 68 новая Shaanxi Longmen Китай 2,05 3,71 81,0 69 53 SSAB Швеция 5,85 3,55 −39,3 70 72 Hangzhou Китай 3,57 3,46 −3,1 71 77 Essar Steel Индия 3,35 3,42 2,1 72 87 AFV Beltrame Италия 2,82 3,40 20,6 73 97 Xinxing Ductile Китай 2,55 3,30 29,4 74 75 Chongqing Китай 3,45 3,28 −4,9 75 64 Steel Dynamics США 4,34 3,22 −25,8 76 82 Qingdao Китай 3,00 3,08 2,7 77 117 Lingyuan Китай 2,06 3,07 49,0 78 66 Nisshin Steel Япония 4,04 3,07 −24,0 79 71 Icdas Турция 3,65 3,03 −17,0 80 85 Rockcheck Steel Китай 2,85 3,02 6,0 81 79 Vizag Steel Индия 3,08 3,00 −2,6 82 73 Ahmsa Мексика 3,56 2,99 −16,0 83 85 Dongkuk Steel Южная Корея 2,85 2,97 4,2 84 70 Lion Group Малайзия 3,72 2,90 −22,0

85 новая Zhejiang Quzhou Yuanli Китай 1,90 2,85 50,0

86 115 Lengshuijiang Китай 2,14 2,79 30,4 87 68 Zaporizhstal Украина 3,90 2,76 −29,2 88 новая Sichuan Chuanwei Китай 2,63 2,71 3,0 89 новая Sidor Венесуэла 3,60 2,70 −25,0 90 94 Xingtai Китай 2,59 2,68 3,5 91 90 Habas Турция 2,67 2,67 0,0 92 90 Delong Steel Сингапур 2,67 2,60 −2,6 93 98 Henan Jiyuan Китай 2,53 2,59 2,4 94 Xilin Steel Китай 2,00 2,56 28,0 95 новая Fangda Special Steel Китай 2,42 2,52 4,1 96 101 Taishan Китай 2,46 2,47 0,4 97 83 Shanxi Haixin Китай 2,96 2,43 −17,9 98 104 BMZ Беларусь 2,40 2,40 0,0 99 105 Colakoglu Турция 2,38 2,37 −0,4

100 99 Ispat Industires Индия 2,47 2,27 −8,1 101 109 Badische Stahlwerke Германия 2,22 2,20 −0,9 102 102 Trinecke Zelezarne Чехия 2,45 2,20 −10,2 103 110 Diler Турция 2,20 2,19 −0,1 104 114 Tianjin Steel Pipe Китай 2,15 2,18 1,4 105 116 Shandong Weifang Китай 2,12 2,18 2,8 106 92 Dazhou Китай 2,63 2,17 −17,5 107 новая Hebei QianJin Китай 2,03 2,13 4,9 108 106 Changye Китай 2,31 2,07 −10,4

ЭКОНОМИКА





2009 г./2008 г., %

Металлургические компании, выплавка стали в которых после экономического кризиса составила менее 2 млн т и которые не вошли в основной список “Metal Bulletin”:

76 Tokyo Steel Япония 3,39 1,80 −46,9 118 Acerinox Испания 2,04 1,80 −11,8 95 Rautaruukki Финляндия 2,58 1,90 −26,4 107 TMK Россия 2,30 1,80 -21,7 95 Feralpi Италия 2,58 1,78 −31,0 99 Saarstahl Германия 2,47 1,34 −45,7 88 Vallourec Франция 2,76 1,60 −42,0 89 Commercial Metals Co США 2,72 1,45 −46,7

В последнее время идет укрупнение китайских

компаний: «Hebei Steel» сформирована из компаний

«Tangshan Steel» и «Handan Steel» и может приобре-сти компанию «Shijiazhuang Steel» в провинции Hebei.

«Baosteel» приобрела компанию «Guangdong Steel» и может присоединить в 2010 г. еще произво-дителей стали.

«Shandong I&S» — консолидированный произво-дитель, также имеет планы по расширению с частной компанией «Rizhao Steel».

«Anshan Steel» — слияние с компанией «Benxi Steel».

«Shougang Group» перенесена из Пекина в пред-дверии Олимпийских игр и расширяет свои мощно-сти в провинции Hebei.

«Maanshan Steel» создана в провинции Anhui, с тем чтобы поглотить мелких производителей и дос-тичь производства в 20 млн т в 2011 г.

«Valin Group» имеет планы по увеличению своих мощностей в 3 раза к 2010 г. с помощью акционера «ArcelorMittal», имеющего 33 % акций.

«Baotou» планирует также увеличить свои мощно-сти.

Реф. Н.Г. Зиновьева


МОДЕРНИЗАЦИЯ ОБОРУДОВАНИЯ И РЕКОНСТРУКЦИЯ ЗАВОДОВ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ

А.М. ОВЧИННИКОВ

Подборка экспресс-информации в этом номере сделана по материалам, опубликованным в периодических зарубежныхинформационных источниках за период апрель−июнь 2010 г.

ЗАВОДЫ С ПОЛНЫМ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИМ ЦИКЛОМ Бразилия

Компании «Vale» в июне начала строительства нового завода по производству слябов в штате Пара. Завод мощностью 2,5 млн т/год, который будет назы-ваться «Aços Laminados do Pará» («Alpa»), будет про-изводить 2 млн т/год полупродуктов и 500 тыс. т/год проката. Вьетнам

Строительство завода полного цикла во вьетнам-ской провинции Куанг Нгай (Quang Ngai), останов-ленное из-за мирового финансового кризиса, может возобновиться в течение 2010 г. Ожидается, что по завершении первой очереди проекта завод будет про-изводить 3,5 млн т/год чугуна, 2,5 млн т/год горяче-катаных рулонов и 600 тыс. т/год заготовки. Строи-тельство ведет группа тайваньских фирм, возглав-ляемая компанией «E United Group».

Тайваньская компания «Formosa Plastics Group», параллельно с проектом строительства во Вьетнаме завода мощностью 7,5 млн т/год по производству уг-леродистых сталей, рассматривает варианты строи-тельства завода полного цикла в провинции Хатинь (Ha Tinh). Планируется, что завод мощностью 2 млн т/год будет производить нержавеющие стали. Детали будущего проекта пока не сообщаются.

Индия

Индийская компания «Adhunik Corp» планирует построить завод полного цикла мощностью 1,1 млн т/год в штате Западная Бенгалия. Пуск первой оче-реди завода запланирован на I кв. 2012 г. Первая оче-редь будет включать цех прямого восстановления мощностью 500 тыс. т/год, работающий на угле, ДСП, трехручьевую МНЛЗ, которая будет отливать квадратную и круглую заготовку. Конечной продук-цией завода будет арматура с термомеханической об-работкой, круг и катанка.

Вторая очередь завода будет включать еще один модуль прямого восстановления мощностью 600 тыс. т/год, вторую ДСП и две МНЛЗ (сортовую и слябовую).

Индийская компания «Shyam Steel Industries» от-

кладывает на год строительство нового завода пол-ного цикла мощностью 1,2 млн т/год в штате Запад-ная Бенгалия из-за проблем с приобретением земли.

Индийская копания «JSW Steel» подтвердила, что в начале 2011 г. приступает к строительству объяв-ленного ранее нового металлургического завода пол-ного цикла мощностью 10 млн т/год в г. Салбони (Salboni), Западная Бенгалия. Первую очередь завода мощностью 3 млн т/год планируется пустить в эксплуатацию в 2014 г. вместо ранее плани-ровавшегося 2012 г. Стоимость проекта составляет 2,3 млрд долл., включая расходы на строительство электростанции мощностью 1600 MW.

(См. № 3, 2009 г.) Индийская государственная компания «National

Mineral Development Corporation (NMDC)» в рамках программы расширения мощностей по производству стали начала строительство нового металлургиче-ского завода полного цикла мощностью 10 млн т/год в штате Карнатака.

Производитель труб индийская компания «Surya Roshni Ltd» присоединился к проекту строительства завода полного цикла мощностью 5 млн. т/год в штате Карнатака. На первом этапе завод будет произ-водить 2 млн т/год горячекатаных рулонов, которые будут поставляться на трубный завод компании. Компания планирует начать производство через 36 месяцев после начала строительства.

Индийский производитель холоднокатаного про-ката компания «Bhushan Steel Ltd» («BSL») объявил о планах строительства завода полного цикла мощно-стью 6 млн. т/год в штате Карнатака. Завод будет производить горячекатаные рулоны для автомобиль-ной промышленности. Стоимость проекта оценива-ется в 6 млрд долл. Иран

Новый завод иранской компании «Hormozgan Steel» в апреле 2010 г. начал промышленное производство продукции. Завод включает два модуля Midrex прямого восстановления железа мощностью 825 тыс. т/год каждый, которые уже пущены в эксплуатацию, сталеплавильный цех с двумя ДСП, две установки внепечной обработки и двухручьевую МНЛЗ. Новое предприятие находится рядом с портом Бендер-Аббас (Bandar Abbas) и будет производить слябы толщиной 200–250 мм, шириной 900–2000 мм и длиной 6–12 м. Вторая очередь строительства предусматривает расширение мощностей до 3 млн т/год.

――――――――――――――ОАО «Черметинформация». Новости черной металлургии за рубежом • 4 •2010 98

Китай Компания «Baosteel» получила разрешение вла-

стей провинции Гуандун на строительство нового за-вода полного цикла. Первоначальная мощность за-вода по стали — 5 млн т/год, которая позже будет расширена до 20 млн т/год. Планируется, что завод будет выпускать листовой прокат.

Мощности «Baosteel» в настоящее время состав-ляют 50 млн т/год стали. Тайвань

Компания «Dragon Steel Corp» в ходе модерниза-ции завода Taichung построила и в феврале 2010 г. пустила в эксплуатацию новую доменную печь про-изводительностью 2,5 млн т/год, которая была по-ставлена фирмой «VAI». Кроме того, в мае 2010 г. был пущен новый стан горячей прокатки полосы производительностью 3–3,5 млн т/год. МИНИ-ЗАВОДЫ И ЗАВОДЫ С НЕПОЛНЫМ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИМ ЦИКЛОМ Вьетнам

Компания «Song Da Steel Joint Stock Corp» начала промышленное производство заготовки на новом за-воде в г. Хай Фонг (Hai Phong). Завод, строительство которого обошлось в 52,2 млн долл., имеет ДСП и использует технологию Констил (Consteel). Компа-ния планирует в III кв. 2010 г. достичь проектной мощности 400 тыс. т/год. «Song Da Steel Joint Stock Corp» продает заготовку компании «Vietnam-Italy Steel Joint Stock Co», производящей конструкцион-ный сортовой прокат. Италия

Совместное предприятие «Duferdofin-Nucor» было пущено в конце 2009 г. в г. Джиамморо (Giammoro) на Сицилии. Оборудование завода мощностью 700 тыс. т/год было поставлено фирмой «Danieli». Завод будет производить арматуру диаметром 8–25 мм и профиль. Латвия

Латвийский металлургический завод «Liepajas Metalurgs» начинает второй этап модернизации про-изводства, получив кредит 85,6 млн евро от итальян-ского банка «UniCredit MedioCredito Centrale». В ходе модернизации три мартеновские печи общей произ-водительностью 500 тыс. т/год будут заменены новой ДСП производительностью 1,3 млн т/год. Будет также установлен новый прокатный стан производи-тельностью 400 тыс. т/год для производства профи-лей и прутка. Мексика

Мексиканский производитель стали компания «Deacero» намерена построить мини-завод по произ-водству деформированного прутка, а также гладкой и деформированной катанки. Оборудование для завода,

включая прокатный стан производительностью 1 млн т/год, будет поставлено итальянской фирмой «Danieli». Завод будет построен в г. Салтило Сити (Saltillo City) и планируется к пуску в конце 2011 г., после чего мощности компании по производству сор-тового проката возрастут до 4 млн т/год.

Компания «Ternium» начала строительство нового металлургического завода в Мексике. На первом этапе компания планирует инвестировать в течение 2010 г. 1 млрд. долл. в строительство стана холодной прокатки полосы и линии горячего цинкования. ОАЭ

Компания «Emirates Steel Industries» завершила строительство завода цикла в Абу-Даби. Оборудова-ние завода мощностью 1,8 млн т/год было поставлено фирмой «Danieli» и включает цех по производству металлизованных окатышей мощностью 1,8 млн т/год, сталеплавильный цех мощностью 1,4 млн т/год и три сортопрокатных стана.

Второй этап строительства завода, включая мо-дуль прямого восстановления железа мощностью 1,8 млн т/год и крупносортный стан, позволит начать производство балок шириной 1 м. Крупносортный стан, который также поставляет «Danieli», планиру-ется к пуску в 2012 г. Таиланд

Производитель сортового проката компания «Siam Yamato Steel» начала промышленное производство на своем заводе № 2 в провинции Районг (Rayong). За-вод мощностью 200 тыс. т/год будет производить профиль. Турция

Турецкая компания «Mescier Demir Çelik» начала производство на новом заводе мощностью 500 тыс. т/год в г. Бартин (Bartin). На первом этапе завод будет производить арматуру диаметром 8–32 мм в объеме 250–300 тыс. т/год, в дальнейшем планируется произ-водство профиля категорий UPN-IPN-IPE и уголка размером до 200 мм.

Компания «Yolbulan Bastug» — совместное пред-

приятие «Yolbulan Metal» и «Bastug Çelik» — во II кв. 2010 г. начала промышленное производство заго-товки на новом заводе мощностью 1,6 млн т/год, рас-положенном в г. Османие (Osmaniye) (южная часть Турции). Завод имеет семиручьевую МНЛЗ, постав-ленную фирмой «SMS Concast», которая отливает круглую и квадратную заготовку, а также заготовку для балок размерами до 405×330×90 мм.

Кроме того, завод готовит к пуску сортопрокат-ный стан производительностью 500 тыс. т/год для прокатки профилей.

В Турции в г. Османе пущен в эксплуатацию ча-стный завод Toscelik, принадлежащий холдингу


«Tosyali Holding». Завод мощностью по стали 1,2 млн т/год будет производить горячекатаные рулоны и сортовую заготовку для предприятий, выпускающих трубы и профиль. Завод имеет две ДСП, слябовую и сортовую МНЛЗ, стан горячей прокатки полосы, ли-нию по производству спиральношовных труб и ли-нию нанесения покрытий на трубы. ДОБЫЧА И ОБОГАЩЕНИЕ ЖЕЛЕЗНОЙ РУДЫ. ПРОИЗВОДСТВО ОКАТЫШЕЙ Бразилия

Бразильская горнодобывающая компания «Namisa», принадлежащая компании «CSN», объя-вила, что в конце 2012 г. она начинает производство окатышей на фабрике окомкования — первой из двух строящихся в штате Минас-Жерайс. Обе фабрики бу-дут иметь мощность 6 млн т/год каждая.

Проект включает также строительство обогати-тельной фабрики мощностью 20 млн т/год. Индия

Индийская государственная компания «National Mineral Development Corporation» («NMDC») в рам-ках своего плана увеличения производства железной руды с 30 до 50 млн т/год в октябре 2010 г. начинает эксплуатацию новой шахты мощностью 7 млн т/год в г. Байладила, штат Чхаттисгарх, а также шахты в г. Кумарасвами (Kumaraswamy), штат Карнатака, мощ-ностью 7 млн т/год — в 2011 г.

Иран

Иранская компания «Mineral Production & Supply Co» («Impasco») объявила об открытии нового место-рождения железной руды в области Бафх (Bafgh), Центральный Иран. Компания планирует приступить к разработке месторождения в течение трех месяцев. Запасы месторождения предварительно оцениваются в 100 млн т высококачественной железной руды, ко-торую компания намерена использовать для произ-водства легированной стали.

Компания «Iran Central Iron Ore Co», принадле-

жащая государству, намерена расширить производ-ство железной руды с 7 до 10 млн т/год, а также по-высить содержание железа в концентрате с 66 до 67,5 % и увеличить производительность обогатительной фабрики с 2 до 4 млн т/год. Кроме того, компания объявила а планах строительства агломерационной фабрики мощностью 5 млн т/год.

Иранская горнодобывающая компания «Gol e

Gohar» начала строительство двух новых шахт, кото-рые будут обеспечивать железной рудой строящийся завод по производству окисленных окатышей мощно-стью 3,5 млн т/год. Запасы разрабатываемого место-рождения оцениваются в 150 млн т руды при содер-жании железа 53–54 %.

Китай Китайское министерство земли и минеральных

ресурсов (MLR) объявило, что в 2009 г. в Китае обна-ружено несколько месторождений железной руды общими запасами 5 млрд т, в том числе месторожде-ние Qiaotou в провинции Ляонин с запасами 3 млрд т руды, месторождение в г. Ма, провинция Хэбэй, с за-пасами 1044 млрд т и месторождение Hongfushi в провинции Шаньдун с запасами 520 млн т руды. Со-держание железа в руде новых месторождений со-ставляет около 30 %.

Китайская компания «Minmetals Group» объявила о планах добычи 150 млн т из нового месторождения железной руды в провинции Аньхой. Запасы место-рождения оцениваются в 120 млн т магнетита и 35 млн т пирита (FeS2). Компания планирует закончить разведочные работы на месторождении к концу 2010 г. Мавритания

Канадская инжиниринговая фирма «SNC-Lavalin» получила заказ на строительство новой обогатитель-ной фабрики для мавританского производителя же-лезной руды компании «Société Nationale Industrielle & Minière» («SNIM»). Новая фабрика будет по-строена в г. Зуерате (Zouérate), рядом с действующим ГОКом компании «SNIM», и будет производить 4 млн т/год железорудного концентрата. Строительство фабрики должно закончиться в 2011 г.

Новая Зеландия

Компания «Trans-Tasman Resources» («TTR») зая-вила об идентификации нового месторождения ти-тано-магнетитовой железной руды на западном побе-режье острова Северный, Новая Зеландия. Запасы ме-сторождения оцениваются в 360 млн т руды с содер-жанием железа до 60 %. Руда содержит большое ко-личество диоксида титана и ванадий в составе магне-тита и близка по составу руде, используемой в Китае, где из нее извлекают титан и ванадий в качестве по-путных продуктов. Начало добычи руды планируется на 2012 г., ведутся переговоры с рядом китайских за-водов о поставке руды. КОКСОХИМИЧЕСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО Германия

Производитель кокса — германская компания «Zentralkokerei Saar» («ZKS») — пустил в эксплуата-цию новую коксовую батарею, имеющую 50 печей. Программа модернизации производства стоимостью 220 млн евро включает также реконструкцию всех газоочистных сооружений. В дальнейшем компания планирует поднять производство кокса с 1 млн т/год в настоящее время до 1,3 млн т/год.


Мозамбик Компания «Sedgman Ltd.» получила контракт на

разработку месторождения Benga в провинции Тете (Tete). Месторождение содержит 4 млрд т слабокок-сующегося и энергетического угля. Первый этап раз-работки месторождения предусматривает строитель-ство мощностей по добыче и обогащению 5,3 млн т/год угля и производству примерно 1,7 млн т/год слабококсующегося угля и 300 тыс. т/год энергетиче-ского угля. США

Компания «Massey Energy Co» начала строитель-ство новой шахты для добычи металлургического угля на месторождении Rowland reserve в штате За-падная Вирджиния. По оценкам компании, месторо-ждение содержит 51 млн т, главным образом, низко- и среднелетучего металлургического угля. Чехия

Чешская угледобывающая компания «New World Resources» («NWR») планирует к концу 2010 г. пус-тить в эксплуатацию новую коксовую батарею № 10 на заводе в г. Свобода (Svoboda). Общая мощность коксовой батареи составит 850 тыс. т/год кокса. ПРОИЗВОДСТВО ЧУГУНА Китай

Компания «Shougang Jingtang» — совместное предприятие «Shougang» и «Tangshan Iron & Steel» — закончила строительство и начала нагрев второй до-менной печи. Румыния

Компания «ArcelorMittal Galati» приступила к пе-рекладке футеровки на доменной печи № 5. Модер-низация печи, стоимость которой оценивается в 76 млн долл., позволит продлить срок эксплуатации печи еще на 15 лет.

После завершения модернизации доменной печи № 5, в ходе которой, в частности, будет осуществлена перекладка футеровки печи, компания планирует уд-воить производство стали — до 4,2 млн т/год. США

Компания «Steel Dynamics Inc» произвела первую партию гранулированного чугуна на заводе Mesabi Nugget в штате Миннесота. Завод стоимостью 270 млн долл. строился с 2007 г. Мощность завода, ис-пользующего технологию ITmk3 японской компании «Kobe Steel», составляет 500 тыс. т/год. Основную часть «орешков» планируется поставлять на листовой мини-завод компании в штате Индиана.

(См. № 3, 2009)

Южная Корея Компания «Hyundai Steel» задула свою первую

доменную печь на заводе Dangjin к югу от Сеула, став, таким образом, второй после «Posco» металлур-гической компанией в стране, имеющей доменное производство. Печь объемом 5250 м3 и производи-тельностью 4 млн т/год была поставлена люксем-бургской фирмой «Paul Wurth». К 2011 г. «Hyundai Steel» планирует построить еще одну печь такой же производительности, после пуска которой «Hyundai Steel» сможет дополнительно производить 6,5 млн т/год горячекатаных рулонов и 1,5 млн т/год толстого листа. Общая стоимость всего комплекса оценивается в 5 млрд долл. ПРОИЗВОДСТВО ПРОДУКТОВ ПРЯМОГО ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗА (ПВЖ) Венесуэла

Государственная компания «Sidor» планирует пуск в эксплуатацию нового цеха прямого восстанов-ления железа по технологии HyL. Новый цех мощно-стью 800 тыс. т/год заменит один из существующих цехов мощностью 600 тыс. т/год, также работающий по технологии HyL. Египет

Крупнейший египетский производитель стали — компания «Ezz Steel» — получил кредит 356,73 млн долл., который будет использован для строительства в г. Суэц нового завода по производству металлизо-ванных окатышей мощностью 1,8 млн т/год. Индия

Индийская компания «Jindal Steel & Power Ltd» («JSPL») подписала контракт с фирмой «Midrex Technologies», США, на строительство завода мощ-ностью 1,8 млн т/год по производству окатышей пря-мого восстановления. Завод будет сооружен в рамках строящегося завода полного цикла ««JSPL» в г. Ан-гул (Angul), штат Орисса. По сообщению «Midrex Technologies» на заводе будет использована техноло-гия газификации угля германской фирмы «Lurgi GmbH». Завод будет использовать местную железную руду и энергетический уголь и производить как хо-лодные металлизованные окатыши, так и горячие, ко-торые будут доставляться в горячем состоянии кон-вейером в сталеплавильный цех, который строится компанией «SMS Siemag». Иран

Производитель сортового проката — компания «Khorasan Steel Co» — начал пробную эксплуатацию вто-рого модуля прямого восстановления железа. Ожидается, что новый модуль мощностью 800 тыс. т/год начнет про-мышленное производство окатышей с III кв. 2010 г.


В дальнейшем компания планирует строительство еще одной ДСП, МНЛЗ и кислородного цеха. ПРОИЗВОДСТВО ФЕРРОСПЛАВОВ Индия

Индийская компания «Metals & Ferro Alloys Ltd» («IMFA») расширяет мощности по производству вы-сокоуглеродистого феррохрома на своем заводе Choudwar в штате Орисса. После пуска в марте 2010 г. ДСП мощностью 30 МВА, компания увеличила производство феррохрома на 17 % — до 275 тыс. т/год. ЮАР

Финская компания «Ruukki Group» планирует ут-роить производство феррохрома на недавно приобре-тенном заводе Mogale в ЮАР за счет строительства двух новых ДСП мощностью 60 МВА каждая. После пуска печей компания рассчитывает увеличить свои мощности по производству феррохрома со 110 тыс. т/год в настоящее время до более чем 400 тыс. т/год. Южная Корея

Компания «Dongbu Metal» — крупнейший произ-водитель ферросплавов в Южной Корее — объявила о планах расширения мощностей на 270 тыс. т/год до 500 тыс. т/год. Для реализации этих планов на заводе Donghae компания сооружает три новых ДСП мощ-ностью 50 МВА каждая, которые планируется ввести в эксплуатацию в конце 2010 г. Новые мощности бу-дут выпускать ферромарганец с ультранизким содер-жанием фосфора и углерода, который используется для производства высокопрочной стали для автомо-бильной промышленности. КИСЛОРОДНО-КОНВЕРТЕРНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Китай

Компания «Yangchun New Iron & Steel» — под-разделение «Xiangtan Iron & Steel» («Xianggang») в провинция Гуандун — пустила в эксплуатацию но-вый 120-т кислородный конвертер мощностью 1,2 млн т/год. Конвертер позволит обеспечивать заготов-кой новый сортовой стан производительностью 800 тыс. т/год, пущенный в конце января 2010 г. Тайвань

Фирма «SMS Siemag» объявила о пуске первого из двух новых конвертеров на заводе Taichung компании «Dragon Steel Corp». Вместе с новым 230-т конверте-ром была пущена установка внепечной обработки RH-TOP, поставленная фирмой «SMS Mevac». Уста-новка предназначена для обработки специальных ма-рок сталей для автолиста и трансформаторной стали.

С пуском обоих конверторов мощность нового стале-плавильного цеха «Dragon Steel Corp» составит 2,2 млн т/год. ЭЛЕКТРОСТАЛЕПЛАВИЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Китай

Компания «Tianjin Iron & Steel» («Tiangang»), провинция Тяньцзинь, начала горячие испытания двух новых 110-т ДСП. Общая проектная мощность печей — 2,25 млн т/год. Печи построены в рамках реализации плана компании по увеличению произ-водственных мощностей до 10 млн т/год. Новые печи позволят компании стабильно обеспечивать заготов-кой свои сортовые прокатные станы.

Компания «Lianzhong Stainless Steel Corp» — под-

разделение тайваньской «Yieh United Steel Corp» («Yusco») — пустила в эксплуатацию вторую ДСП на заводе в провинции Гуандун. Пуск печи позволил компании удвоить свои сталеплавильные мощности и довести их до 1,6 млн т/год. Компания производит листы и рулоны из нержавеющей стали серии 300-, 400- и 200. Черногория

Производитель специальных сталей компания «Zeljezara Niksic» («ZNK») готовится к установке но-вой ДСП. Печь позволит компании увеличить выпуск стали на 450–600 тыс. т/год. Кроме печи, в рамках программы модернизации будут установлены новая установка вакуумной дегазации, система обеспыли-вания и ковш-печь, которые будут поставлены турец-кой фирмой «CVS Makina». Южная Корея

Компания «Hamyang Steel Company» («Hamsco») начала производство слитков из углеродистой стали после пуска 70-т ДСП, которая раньше эксплуатиро-валась в Румынии. Слитки больших размеров будут использоваться для изготовления лопастей ветровых электростанций. ВНЕПЕЧНАЯ ОБРАБОТКА СТАЛИ Эквадор

Эквадорская металлургическая компания «Andec» пустила в эксплуатацию новую 25-т установку ковш-печь на заводе Guayaquil. Установка позволит компа-нии увеличить производство заготовки с 90 до 135 тыс. т/год и снизить объем импорта заготовки, кото-рый в настоящее время составляет 60 %.

Оборудование установки поставлено фирмой «Danieli».


НЕПРЕРЫВНАЯ РАЗЛИВКА СТАЛИ Германия

Германская компания «Salzgitter» планирует в 2011 г. пустить в эксплуатацию опытную установку непрерывной разливки на полосу на заводе в Пайнер Трегер (Peiner Träger). Установка мощностью 25 тыс. т/год позволит снизить выбросы СО2 на 75 % по сравнению с обычной МНЛЗ — до уровня 0,06 т на 1 т горячекатаного рулона за счет исключения нагрева-тельной печи и снижения объема прокатки материала. Установка разливает металл на полосу толщиной 10–15 мм, которая затем обжимается до 2–5 мм. Новая установка стоимостью 63 млн евро разрабатывается совместно с фирмой «SMS Siemag». ПРОКАТНОЕ ПРОИЗВОДСТВО Производство листового проката Бельгия

Компания «Industeel Belgium», производитель специального толстого листа, входящая в группу «ArcelorMittal Group», заказала правильный агрегат для толстолистового стана в г. Шарлеруа (Charleroi). Агрегат будет поставлен германской фирмой «SMS Meer» и будет интегрирован в новую линию термооб-работки, построенную на заводе. Агрегат предназна-чен для производства высокопрочного толстого листа шириной до 4200 мм и толщиной 10–50 мм и плани-руется к пуску в эксплуатацию в конце 2010 г. Иран

Компания «Mobarakeh Steel Co» продолжает реа-лизацию проекта Shahid Kharrazi, предусматриваю-щего расширение производства горячекатаных руло-нов на 2,2 млн т/год. Проект включает строительство двух модулей мощностью 1,5 млн т/год каждый по производству металлизованных окатышей, установки ковш-печь, МНЛЗ и прокатного стана. Завершение проекта запланировано на 2011 г.

Реализация проектов Shahid Kharrazi и Saba по-зволит компании поднять производство листового проката с 6 млн т/год в настоящее время до 9 млн т/год. Китай

Компания «Shougang» в III кв. 2010 г. планирует начать промышленное производство на новом стане горячей прокатки полосы производительностью 5 млн т/год на своем комплексе Qian’an steel, провин-ция Хэбэй.

В конце декабря 2009 г. компания на этом ком-плексе пустила в эксплуатацию первый стан горячей прокатки полосы. Стан производительностью 3 млн т/год производит штрипс для трубных заводов, лист для сосудов высокого давления и автолист.

Компания «Handan Iron & Steel» («Hangang») — подразделение «Hebei Iron & Steel» — завершает строительство второго стана холодной прокатки по-лосы производительностью 2,15 млн т/год. Новый стан будет катать полосу шириной до 2080 мм для автомобильных заводов. Начало промышленного производства планируется на начало III кв. 2010 г.

Компания «Meishan Iron & Steel (Meigang) — под-

разделение «Baosteel» — в конце декабря 2009 г. пус-тила в эксплуатацию стан холодной прокатки полосы шириной до 1550 мм. Строительство стана началось в марте 2007 г. Стан имеет производительность 1 млн т/год и будет производить высококачественный хо-лоднокатаный лист для производителей автомобилей и бытовой электроники.

Компания «Anshan Iron & Steel» («Angang»)

строит новый стан холодной прокатки полосы в про-винции Фуцзянь. Новый стан будет имеет производи-тельность 1 млн т/год и планируется к пуску в конце 2010 г. Стан будет получать горячекатаные рулоны с заводов «Angang». Планируемый рынок продукции нового стана — строительный и автомобильный сек-тора, производство товаров широкого потребления и машиностроение. Турция

Компания «Tosyali Holding», расположенная в Ис-кандеруне, завершив пуско-наладочные работы на первом в Турции частном листовом заводе, который получил название «Tosçelik Profiles & Sheet Metal Industry Co», начала промышленное производство продукции. Завод, стоимость строительства которого составила 1 млрд долл., будет производить 2 млн т/год листового проката. Завод произвел первую заго-товку в августе 2009 г., первый сляб — в ноябре 2009 г. и первый горячекатаный рулон — в конце ноября 2009 г. Япония

Компания «Tokyo Steel Manufacturing» начала пробную прокатку на новом стане горячей прокатки полосы, построенном на заводе Tahara, недалеко от г. Нагойя. Новый стан производительностью 2,5 млн т/год получает заготовку с заводов компании Okayama и Kyushu. После начала промышленного производства горячекатаных рулонов компания пла-нирует построить травильную линию. Производство сортового проката Бразилия

Производитель сортового проката бразильская компания «Ciafal» закончила модернизацию сорто-прокатного стана и пустила его в эксплуатацию. Про-изводительность стана, выпускающего пруток и лег-кий профиль, увеличена на 12–14 тыс. т/мес. «Ciafal» получает заготовку с завода компании «Cisam».


Новая бразильская компания «Sitrel» («Siderúrgica Três Lagoas») — совместное предприятие компании «Votorantim» и частных инвесторов — с 2012 г. бу-дет производить сортовой прокат. Новое предприятие будет получать заготовку с нового завода Resende мощностью 1 млн т/год, принадлежащего «Votorantim». Китай

Компания «Lingyuan Iron & Steel» («Linggang»), производящая листовой прокат, планирует строи-тельство своего первого мелкосортного стана. Стан стоимостью 41 млн долл. будет иметь производи-тельность 500 тыс. т/год и должен быть пущен к сен-тябрю 2010 г.

Кроме того, компания инвестировала около 95 млн долл. в строительство семиручьевой блюмовой МНЛЗ, которая проходит испытания.

Компания «Panzhihua Iron & Steel Group»

(«Pangang»), провинция Сычуань, планирует осуще-ствить модернизацию универсального прокатного стана для увеличения его производительности с 200 до 800 тыс. т/год. Стан катает, в основном, 25-м рельсы тяжелого типа. После модернизации стан бу-дет иметь возможность производить 100-м рельсы для скоростных (до 350 км/ч) пассажирских и модер-низированных обычных (200–250 км/ч) железнодо-рожных линий.

Компания «Tangshan Songting Iron & Steel»

(«Songting»), провинция Хэбэй, начала производство на своем первом мелкосортном стане. Строительство стана началось в августе 2009 г. Стан производитель-ностью 450 тыс. т/год производит катанку 6,5–10 мм для строительства.

Компания «Bayi Iron & Steel» («Bagang») — под-

разделение «Baosteel» в Синьцзян-Уйгурском авто-номном районе — в начале 2010 г. начала строитель-ство завода мощностью 3 млн т/год по производству сортового проката. Завершение строительства II оче-реди на 1,5 млн т/год завода планируется на 2015 г.

Компания «Jiangyin Changda Iron & Steel», про-

винция Цзянсу, начала пробное производство про-дукции на сортовом стане, купленном ею у компании «Baosteel Group» за 7 млн долл. Монтаж стана на-чался в апреле 2009 г. Стан производительностью 600 тыс. т/год будет получать заготовку с завода компа-нии «Changqiang Iron & Steel» и других заводов про-винции Хэбэй и Шаньдун и производить арматуру и круг диаметром 10–40 мм.

Компания «Yangchun New Iron & Steel» — под-

разделение «Xiangtan Iron & Steel» («Xianggang») — начала пробную прокатку на новом сортопрокатном стане производительностью 800 тыс. т/год. Стан на-ходится на территории новой промышленной базы

компании в провинции Гуандун. Некоторые узлы стана были взяты со стана производительностью 500 тыс. т/год, демонтированного на основной площадке компании в провинции Хунань, однако прокатные клети были заменены новыми.

Частная металлургическая компания «Hebei Jingye

Group» («Jingye»), провинция Хэбэй, начала горячие испытания двух новых мелкосортных станов. Мощ-ности станов: 1–1,2 млн т/год по производству арма-туры и 600–800 тыс. т/год катанки. Строительство станов было начато в мае 2009 г. и обошлось в 76 млн долл. Таиланд

Производитель стального профиля тайская компа-ния «Siam Yamato Steel» получила экологическое разрешение властей и начинает производство проб-ных партий профиля на новом стане № 2, который находится в провинции Районг (Rayong). Франция

Компания «Corus» — подразделение «Tata Steel» — инвестирует 35 млн евро в расширение и модерни-зацию мощностей своего завода в г. Эанж, Франция, производящего рельсы. После модернизации мощ-ность завода увеличится с 300 до 340 тыс. т/год и он сможет производить рельсы длиной 108 м (в настоя-щее время максимальная длина выпускаемых заводом рельсов — 80 м). ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА И ОТДЕЛКА ПРОКАТА Италия

Производитель нержавеющей стали — компания «Thyssen Krupp Acciai Speciali Terni» («TK AST») — пустил в эксплуатацию линию отжига и травления № 4. Линия была смонтирована фирмой «Tenova Strip Processing», которая по просьбе «TK AST» перемес-тила ее с завода «TK AST» в Турине на завод в Терни. Линия, предназначенная для обработки как горячека-таных, так и холоднокатаных рулонов, была полно-стью модернизирована. ПРОИЗВОДСТВО ТРУБ Вьетнам

Частная китайская компания «Jiangsu Sujia Group» («Sujia») начала строительство завода мощностью 60 тыс. т/год сварных труб рядом с г. Хо Ши Мин, Вьет-нам. Завод будет производить электросварные трубы диаметром 48–140 мм и толщиной стенки 2–8 мм для автомобильной промышленности, строительства и машиностроения.


Китай Итальянская компания «Marcegaglia group» за-

вершила строительство здания для своего первого трубного завода в Китае, провинция Цзянсу. После пуска первой очереди завода, который планируется на декабрь 2010 г., завод будет производить 300 тыс. т/год прецизионных и холоднотянутых труб, в том числе 20 тыс. т/год труб из нержавеющих сталей для автомобильной промышленности и производства то-варов народного потребления.

Крупнейший производитель сварных труб в вос-

точной части Китая — компания «Jiangsu Yulong Steel Pipe» («Yulong») — начал строительство нового завода мощностью 300 тыс. т/год в Синьцзян-Уйгур-ском автономном районе. Завод будет включать три цеха, один из которых будет производить прямошов-ные, и два других — спиральношовные трубы для строящихся трубопроводов в западной и центральной частях Китая. Компания планирует закончить строи-тельство завода в течение 18 месяцев.

Компания «Hengyang Valin Steel Tube»

(«Henggang») — основной производитель бесшовных труб в провинции Хунань Центрального Китая — планирует строительство стана мощностью 500 тыс. т/год по производству высококачественных труб среднего диаметра. Стан будет производить бесшов-ные трубы диаметром 114–180 мм и толщиной стенки 4,5–28 мм. Новый стан будет установлен на заводе компании «Hengyang Valin MPM Co» (подразделение «Henggang») и позволит увеличить мощности «Henggang» по производству труб до 2 млн т/год. Стан будет выпускать нефтегазопромысловые и тру-бопроводные трубы, котельные трубы высокого дав-ления и трубы для нефтепроводов. Планируется, что строительство стана займет два года.

Компания «Hubei Xinyegang Steel» («Xinyegang»)

— подразделение одного из крупнейших китайских производителей специальных сплавов компании «CITIC Pacific» — официально пустила в эксплуата-цию два завода по производству бесшовных труб. Расположенные в провинции Хубэй, новые заводы позволят компании увеличить мощности по произ-водству бесшовных труб до 1,1 млн т/год. Один из заводов мощностью 300 тыс. т/год будет производить трубы диаметром до 460 мм со средней и толстой стенкой, другой — мощностью 230 тыс. т/год — бу-дет выпускать трубы диаметром до 273 мм. Продук-ция новых заводов предназначена для машинострои-тельных и строительных предприятий, а также для использования в нефтепромысле.

Ведущий китайский производитель бесшовных

труб — компания «Tianjin Pipe Group Corp» («TPCO»), провинция Тяньцзинь, — приступил к строительству своего первого завода по производству сварных труб мощностью 450 тыс. т/год. Строитель-

ство завода планируется закончить в 2011 г. Завод будет иметь стан производительностью 300 тыс. т/год труб диаметром до 660 мм и стан мощностью 150 тыс. т/год труб диаметром до 355 мм, которые будут производить трубы с толщиной стенки 2–22 мм для трубопроводов (примерно 60 % от общего производ-ства), обсадных (30 %) и конструкционных (10 %).

Производитель сварных труб — частная компания

«Liaoning Aotong Steel Pipe», провинция Ляонин, — пустила в эксплуатацию завод мощностью 150 тыс. т/год по производству спиральношовных сварных труб большого диаметра. Завод, инвестиции в кото-рый составили 44 млн долл., будет выпускать трубы диаметром до 3600 мм и толщиной стенки до 25,4 мм из сталей категории до Х80. На заводе имеется также участок нанесения антикоррозионных покрытий на трубы, которые предполагается использовать в судо-строительном секторе. Завод будет получать горяче-катаные рулоны с заводов расположенных рядом компаний «Anshan Benxi Iron and Steel» и «Lingyuan Iron & Steel».

Компания «Baoyin Steel Tube Corp» («Baoyin») —

совместное предприятие «Baosteel» и «China Guangdong Nuclear Power» — объявила о пуске в экс-плуатацию завода мощностью 750 т/год по производ-ству труб для атомной промышленности. Завод, рас-положенный в провинции Цзянсу, будет выпускать U-образные трубы из сплава Inconel-690 для генера-торов пара атомных электростанций мощностью миллион киловатт. По заявлению компании новый завод является четвертым в мире, имеющем возмож-ность производить ключевые компоненты атомных станций.

После пуска завода компания начала работы по повышению мощности предприятия.

Компания «Xinjiang Bayi Iron & Steel» («Bagang»)

— подразделение « Baosteel Group» — пускает в экс-плуатацию завод мощностью 50 тыс. т/год труб. За-вод находится в Синьцзян-Уйгурском автономном районе и будет производить спиральношовные свар-ные трубы категории APIX диаметром до 3200 мм и толщиной стенки до 25,4 мм. Компания рассчитывает на хороший спрос на продукцию завода в связи со строительством нескольких газо- и нефтепроводов большого диаметра в этом регионе.

ОАЭ

Производитель труб компания «ADPICO» по-строила цех по производству спиральношовных труб и начала их промышленное производство. Цех вы-пускает трубы диаметром от 508 до 3048 мм и тол-щиной стенки 6–25,4 мм для крупных систем транс-портировки воды, различных промышленных проек-тов, а также нефтяной и газовой отраслей.


Саудовская Аравия Компания «Jubail Energy Services Company»

(«JESCO») начала производство бесшовных труб для нефтепромыслов и трубопроводов низкого давления. Новый стан компании производительностью 400 тыс. т/год может производить нефтепромысловые трубы диаметром от 139,7 до 593,7 мм и марок от H40 до Q125 API, а также трубопроводные диаметром от 141,29 до 660,4 мм и марок от А до X80 API. Завод имеет также участок термообработки труб мощно-стью 200 тыс. т/год. Франция

Производитель труб — компания «Vallourec & Mannesmann» — установил ковочную машину на своем заводе Aulnoye-Ayeries во Франции, что позво-лит компании производить более длинные трубы. Строительство четырехмолотковой радиальной ко-вочной машины явилось крупнейшим инвестицион-ным проектом компании со времени основания за-вода. После пуска машины завод может производить методом ковки высококачественные трубы длиной 13,4 м для энергетики, машиностроения, химической и нефтехимической отраслей и строительства трубо-проводов. МЕТАЛЛ С ПОКРЫТИЯМИ Китай

Компания «Anshan Iron & Steel» («Angang») строит две линии горячего цинкования общей мощ-ностью 400 тыс. т/год.

Компания «Baosteel-NSC/Arcelor Automotive Steel Sheets» («BNA») начала производство на третьей ли-нии горячего цинкования. Линия № 3 будет выпус-кать оцинкованную полосу шириной до 1700 мм и толщиной 0,5–3 мм. С пуском линии общие мощно-сти «BNA» по выпуску оцинкованного проката дос-тигли 1,25 млн т/год, что делает «BNA» крупнейшим поставщиком высококачественного оцинкованного автолиста в Китае.

Компания «Tianjin Xin Yu Colour Sheet Company»,

Тянцзинь, начала испытания новой линий нанесения покрытий, в том числе одной линии нанесения цинк-алюминиевых покрытий и трех линий нанесения по-лимерных покрытий общей мощностью 600 тыс. т/год. Продукция новых линий предназначена, глав-ным образом, для предприятий, выпускающих быто-вую электронику, а также для строительного сектора. Турция

Компания «MMK Atakas» — совместное предпри-ятие турецкой компании «Atakas group» и российской «ОАО ММК» — выпустила первый рулон с полимер-ным покрытием на своем новом заводе в Исканде-

руне. Линия нанесения полимерных покрытий имеет производительность 200 тыс. т/год.

Пуск линии стал вторым этапом реализации про-екта стоимостью 1,7 млрд. долл. На первом этапе в начале 2009 г. был пущен сервисный металлоцентр.

Линия горячего цинкования производительностью 450 тыс. т/год была пущена в феврале 2010 г., до конца 2010 г. будут введены линия травления мощно-стью 1,2 млн т/год, стан холодной прокатки полосы производительностью 750 тыс. т/год и стан горячей прокатки производительностью 2,4 млн т/год. Кроме того, на 2010 г. намечены ввод в эксплуатацию сер-висного металлоцентра и линии цинкования и поли-мерных покрытий в Стамбуле.

Турецкий производитель холоднокатаной полосы и металла с покрытиями — компания «Tezcan Galvaniz» — начал производство на новой линии цинкования. Линия мощностью 350 тыс. т/год может наносить покрытия со скоростью 200 мм/мин на по-лосу толщиной 0,25–3 мм, шириной 800–1600 мм при максимальном весе рулона до 30 т. Линия находится в промышленной зоне Коджаэли Арсланбей (Kocaeli Arslanbey). Украина

Украинская фирма «Металлы и полимеры» пус-тила в эксплуатацию линию нанесения полимерных покрытий мощностью 70 тыс. т/год в Алчевске, Лу-ганской области. Линия имеет мощность 70 тыс. т/год и использует холоднокатаные рулоны, поставляемые российской «Северсталью». Вторая линия горячего цинкования мощностью 100 тыс. т/год, которая пла-нируется к пуску в августе 2010 г., будет также ис-пользовать холоднокатаные рулоны «Северстали».

Технология и оборудование линий было постав-лено австралийской компанией «Bronx International». ЛИНИИ ПОРЕЗКИ ПРОКАТА И СЕРВИСНЫЕ ЦЕНТРЫ (СМЦ) Бразилия

Крупнейший бразильский сервисный металло-центр «Aço Cearense» в г Сеара (Ceará) в апреле 2010 г. завершил модернизацию. Центр будет производить проволоку на новом волочильном стане, резку и об-работку арматуры, выпуск арматурной и заборной сетки с производительностью 1500 т/мес. Вьетнам

Южнокорейская компания «Posco» начала строи-тельство в районе г. Хо Ши Мин, Вьетнам, нового сервисного металлоцентра для переработки холодно-катаных рулонов. СМЦ мощностью 50 тыс. т/год бу-дет получать рулоны, в основном, от компании «Posco-Vietnam Stainless Steel» («Posco-VST»). Центр будет иметь мини-линию роспуска и агрегат попе-речной резки.


Китай Крупнейший тайваньский производитель нержа-

веющей стали компания «Yieh United Steel Corp» («Yusco») инвестирует 28 млн долл. в строительство сервисного металлоцентра по переработке горяче- и холоднокатаных рулонов нержавеющей стали в Ки-тае. Первую очередь СМЦ планируется пустить в эксплуатацию в октябре 2010 г. Новый СМЦ, веро-ятно, будет расположен в провинции Гуандун. Польша

Польская компания «Izostal» — подразделение «Stalprofil» — пустила в эксплуатацию новый сер-висный металлоцентр в г. Колёновске (Kolonowskie) по производству труб с антикоррозионными покры-тиями. СМЦ будет выпускать трубы диаметром 219,1–1220 мм с внутренними покрытиями и трубы диаметром 21,3–1220 мм с наружными покрытиями из полипропилена и полиэтилена. Трубы предназна-чены для оборудования нефте- и газопроводов, а также водопроводов и строительства.

МАТЕРИАЛО- И ЭНЕРГОСБЕРЕЖЕНИЕ. ЭКОЛОГИЯ Южная Корея

Производитель цинка, компания «ZincOx», Великобритания, подписала соглашение с провинцией Кенсанбук (Gyungsangbuk), Южная Корея, о строительстве в г. Кёнджу́ (Gyeongju) завода по переработке пыли электросталеплавильного производства. Завод будет иметь мощность 400 тыс. т/год и обойдется «ZincOx» в 250 млн долл. В соответствии с соглашением, с 2012 г. южнокорейские мини-заводы будут бесплатно отгружать пыль электросталеплавильных цехов на новый завод, который будет производить концентрат оксида цинка и чугун. Эквадор

Эквадорская металлургическая компания «Andec» ввела в эксплуатацию установку очистки пыли, которая будет обслуживать ДСП и ковш-печь.

Оборудование установки поставлено фирмой «Danieli».

Documents

gendocs.rugendocs.ru/docs/9/8267/conv_1/file1.pdf · 2011. 8. 15. · НОВОСТИ ЧЕРНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ ЗА РУБЕЖОМ Москва № 4 (76)/2010 СОДЕРЖАНИЕ