«новые материалы и нанотехнологии металлургическому и машиностроительному

ч. 1 ч. 2 ч. 3 ч. 4 ... ч. 6 ч. 7

Аннотация: представлены результаты освоения производства на ОАО «НЛМК» оцинкованного проката марок 01, 02, 03 и DX51D, DX52D по ТУ 14-106-787-2010 на основе холоднокатаного проката толщиной 0,21-0,27 мм.

Ключевые слова: оцинкованный прокат, прочностные свойства, строительная промышленность.
В конце 2009 года в рамках II этапа Программы технического перевооружения ОАО «НЛМК» был введён в строй четвёртый по счёту агрегат горячего цинкования (АНГЦ) мощностью 300 тыс. тонн в год. Новая линия позволяет выпускать ультратонкий (до 0,2 мм) оцинкованный лист, что всего в 4 раза больше толщины человеческого волоса. Этот новый для российского рынка вид продукции пользуется повышенным спросом, в первую очередь в строительной индустрии для производства вентиляционных систем, элементов отделки, профилированных, штампованных и сварных металлических изделий, а также в производстве бытовой техники и приборов. До ввода агрегата российские потребители были вынуждены закупать необходимые объёмы продукции за рубежом с повышенной стоимостью.

Таким образом, чтобы удовлетворить растущий спрос на ультратонкий горячеоцинкованный прокат в настоящее время на ОАО «НЛМК» уже освоена технология производства данного вида продукции.



Методика работы

Исходными данными для опытных работ явились требования стандартов ГОСТ Р 52246, EN 10346, ТУ 14-106-787-2010 к химическому составу, механическим свойствам, геометрическим показателям и качеству поверхности готового горячеоцинкованного проката.

Определение схемы легирования стали осуществлялось с учётом получения в готовом прокате требуемого сочетания прочностных и пластических характеристик. Данная проблема была решена путем подбора оптимального химического состава стали и разработкой температурно-скоростных режимов отжига в агрегате цинкования. Дополнительными инструментами для оптимизации механических свойств являлись режимы горячей и холодной прокатки.

При проведении металлографических исследований образцов полученного проката выявление зеренной структуры проводилось химическим травлением в 4% растворе азотной кислоты в спирте. Механические свойства определялись в соответствии с требованиями ГОСТ Р 52246 и EN 10346 на поперечных образцах с использованием разрывной машины фирмы «Zwick».


Разработка сквозной технологии производства оцинкованного проката марок 01, 02, 03 и их зарубежных аналогов по ТУ 14-106-787-2010

С целью освоения производства ультратонкого оцинкованного проката марок 01, 02, 03 и их зарубежных аналогов по ТУ 14-106-787-2010 на основе холоднокатаного проката толщиной 0,21-0,27 мм была разработана технология, включающая в себя выплавку стали в конвертерном цехе (КЦ), горячую прокатку в цехе производства горячего проката (ПГП), холодную прокатку в цехе производства динамной стали (ПДС) толщиной 0,21-0,27 мм из горячекатаного подката толщиной 1,8-2,0 мм, отжиг и нанесение цинкового покрытия в линии АНГЦ (ПДС).

В рамках данной работы были опробованы три схемы производства этого проката в ПДС:

1. Холоднокатаный стан (Стан) → агрегат непрерывного отжига (АНО) → агрегат резки (АР) → АНГЦ;

2. Стан → АР → АНГЦ;

3. Реверсивный стан (Реверс) → АР → АНГЦ.

Основной трудностью при реализации заказов по данному виду продукции являлось производство холоднокатаного проката соответствующего требованиям по плоскостности.

С целью улучшения плоскостности исходного холоднокатаного проката предварительно был проведён термовыравнивающий отжиг в АНО. После термообработки данный прокат был задан на агрегаты резки для определения отклонения от плоскостности проката и значения серповидности полосы, результаты данных испытаний представлены в таблице 1.

После проведения на АР предварительной аттестации холоднокатаный прокат был обработан на АНГЦ.

Основными причинами отсортировки на АНГЦ оцинкованного проката в несоответствующую продукцию являлись:

– смятие полосы на первом поворотном ролике башенного охладителя;

  периодические случаи биения полосы о сопла «газового ножа»;

  подклинивание погружных роликов ванны цинкования;

  периодическое заклинивание флажка устройства автоматической очистки сопел «газового ножа».

Для решения вышеуказанных проблем было рекомендовано:

1. Произвести корректировку температурно-скоростного режима обработки полосы в печи отжига АНГЦ.

2. Осуществить изменение программного обеспечения работы вертикальных охладителей №1 и №2 (перераспределение мощности вентиляторов).

3. Обработку тонкого холоднокатаного проката на АНГЦ проводить в период на 3 - 8 сутки после перевалки погружного оборудования.

4. Провести корректировку режимов натяжения полосы на участке печь отжига и дрессировочная клеть.

5. Замену узла керамических подшипников погружных роликов ванны цинкования производить после двух перевалок этих роликов.

По результатам окончательной обработки холоднокатаного проката на АНГЦ было установлено, что промежуточная технологическая операция термовыравнивающего отжига в линии АНО приводит к незначительному увеличению (на 2 %) количества годного холоднокатаного проката при этом отмечаются следующие недостатки:

  после обработки холоднокатаного металла в линии АНО на 30 % металла отмечается появление дефекта неплоскостности в виде мелкой «волны» по кромкам;

  снижение производительности АНО, трудности с транспортировкой тонкого металла в линии данного агрегата, а также образование маловесных рулонов;

  обработка на АНГЦ маловесных смоток холоднокатаных рулонов приводит к незапланированным аварийным остановкам агрегата, связанных с повышенной сложностью операций при перезаправке полосы во входной и выходной частях агрегата.

На основании вышеизложенного было рекомендовано исключить промежуточный термовыравнивающий отжиг в линии АНО.

При исследовании влияния низкого качества холоднокатаного проката на количество годного оцинкованного проката было выявлено, что обработка на АНГЦ неудовлетворительного качества холоднокатаного проката приводит к:

  снижению годного оцинкованного проката на 40 %;

  увеличению количества оцинкованного проката отсортированного в несоответствующую продукцию на 32 %;

  увеличению объёма оцинкованного проката переведённого в брак на 7 %.

На заключительном этапе освоения производства ультратонкого оцинкованного проката опробована схема производства тонкого проката через Реверс, при этом было отмечено, что:

- технологический процесс прокатки по энергосиловым параметрам проходит стабильно;

- параметры продольной разнотолщинности удовлетворительные (продольная разнотолщинность не более 10 мкм);

- наличие на поверхности металла после прокатки дефекта «пятна загрязнений, окисление», связанного с неудовлетворительным удалением эмульсии с поверхности полосы.

Благодаря реализации на завершающем этапе опытной работы мероприятий, рекомендованных на первых двух этапах работы, выход годной продукции увеличился с 58 % до 82 %, при этом количество проката переведённого в брак снизилось с 10 % до 1 %, что, в конечном счёте, привело к снижению себестоимости выпускаемой на АНГЦ продукции.


Механические свойства проката и корреляционные зависимости предела текучести от технологических параметров производства

Механические испытания опытного проката проводились в аккредитованной испытательной лаборатории «Стинол-тест» на поперечных образцах с использованием разрывной машины фирмы «Zwick», результаты этих испытаний представлены в таблице 2.


Для определения причин получения оцинкованного проката с механическими свойствами, неудовлетворяющими требованиям EN 10346 к марке DX52D и требованиям ГОСТ Р 52246 к марке 03, проведены металлографические исследования образцов.

Металлографические исследования (рис. 1) образцов опытного проката показали, что:

- обработка в печи отжига АНГЦ холоднокатаного проката при температуре менее 640ºС не обеспечивает завершения процессов рекристаллизации, что приводит к получению неудовлетворительных механических свойств;

- получение неудовлетворительных механических свойств партий может быть связано с повышенным содержанием углерода и нарушением режима горячей прокатки на Стане 2000;

- при анализе структуры исследованных образцов отмечается зависимость механических свойств от размера зерна и содержания углерода.
С целью определения корректирующих действий был проведен статистический анализ зависимости предела текучести от технологических параметров обработки. Графики зависимости предела текучести от технологических параметров статистически наиболее значимых (р-уровень не более 0,05) представлены на рисунках 2.А - 2.В.

На основании данного анализа было определено, что:

- наиболее статистически значимое влияние (р не более 0,05) на предел текучести оказали содержание азота, температура смотки, наличие выпрямляющего отжига в АНО;

- менее значимое влияние (р более 0,05, но менее 0,1)   содержание фосфора, температура конца прокатки, скорость полосы в центральной части АНГЦ, температура нагрева полосы в печи отжига АНГЦ.

Таким образом, для получения механических свойств готового оцинкованного проката, соответствующих требованиям EN 10346 к марке DX52D и требованиям ГОСТ Р 52246 к марке 03, необходимы корректировки указанных технологических параметров, в том числе, исключение операции выпрямляющего отжига в АНО.
Обсуждение результатов

1. На ОАО «НЛМК» освоена технология производства в ПДС оцинкованного проката марок 01, 02 по ГОСТ Р 52246 и DX51D по EN 10346 на основе холоднокатаного проката толщиной 0,21-0,27 мм по следующей технологической схеме:

- КЦ: выплавка стали;

- ПГП: горячая прокатка на Стане 2000;

- ПДС: холодная прокатка на Реверсе → производство оцинкованного проката на АНГЦ.

2. При проведении данной работы получен ценный опыт производства нового вида продукции, наработаны различные способы достижения требуемых механических свойств и качества поверхности.

3. В процессе работы был выявлен ряд технологических проблем, в том числе, влияние операции выпрямляющего отжига в АНО на пластичные характеристики проката, решение которых позволило гарантировать стабильное качество продукции.
Таблица 1


Показатель

Технологическая схема

Стан → АНО →

→ АНГЦ


Стан → АНГЦ

Реверс→

→ АНГЦ


Доля проката соответствующего требованиям по геометрическим параметрам

71 %

69 %

48 %

Таблица 2

Марка проката (марка назначения)

Стандарт

Требования стандартов по механическим свойствам

Доля проката соответствующего требованиям стандарта

Предел текучести, МПа

Временное сопротивление, МПа

Относительное удлинение,

%


01

ГОСТ Р 52246

-

-

-

100 %

02

-

270-500

≥ 20

100 %

03

-

270-420

≥ 24

70 %

DX51D

EN 10346

-

270-500

≥ 18

100 %

DX52D

140-300

270-420

≥ 22

51 %

Результаты испытаний на ОАО «НЛМК»

250-360

370-465

25-34

-







А)

Б)

Рис. 1. Микроструктура исследованного металла: - рекристаллизованная;

- с нерекристаллизованными зернами феррита









А)

Б)



В)

Рис. 2. Корреляционные зависимости предела текучести от технологических параметров производства

Список авторов




ФИО

Место работы

Должность

Адрес

Телефон

Белоусов Владислав Александрович

ОАО «НЛМК»

Начальник отдела

г. Липецк, пл. Металлургов, 2

+7(4742)444-252

Савоста Антон Андреевич

ОАО «НЛМК»

Инженер I категории

г. Липецк, пл. Металлургов, 2

+7(4742)441-105

ПЛАЗМЕННАЯ ПЕРЕРАБОТКА ЛОПАРИТОВОГО КОНЦЕНТРАТА С ПОЛУЧЕНИЕМ ФЕРРОНИОБИЯ И ОКСИДОВ РЗМ

к.т.н. А.А.Николаев, к.т.н. Д.Е.Кирпичёв, д.т.н. А.В.Николаев,
д.т.н. академик РАН Ю.В.Цветков
Федеральное государственное бюджетное учреждение науки
Институт металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова
Российской академии наук (ИМЕТ РАН)

Введение

Примерно 80 % производимого ниобия потребляет чёрная металлургия для улучшения свойств стали широкого сортамента. Например, при введение в коррозионностойкую хромоникелевую сталь ниобий связывает углерод в термодинамически прочные карбиды и тем самым предотвращает межкристаллитную коррозию. Ниобий в металлургии, как правило, потребляют в виде феррониобия, содержащего 40 – 60 % ниобия. Наряду с ниобием в феррониобии практически всегда содержится тантал, количество которого примерно в 15 раз меньше ниобия. Оба элемента близки по химическим свойствам, совместно содержатся в природных минералах и промышленных рудах и в условиях восстановительной плавки при производстве феррониобия в равной степени переходят в ферросплав. Оба элемента при введении в сталь примерно одинаково участвуют в физико-химических процессах, улучшая свойства готовой стали.

Для производства феррониобия применяют алюминотермический способ, так как при углетермическом восстановлении феррониобий содержит недопустимо высокое содержание углерода и не может быть использован при производстве низкоуглеродистых сталей и сплавов. Алюминотермический способ осуществляют в основном в двух вариантах: внепечная плавка с выпуском металла и шлака и плавка в дуговой печи. В первом варианте используют технический пентаоксид ниобия, содержащий (Nb2O5+Ta2O5) > 85 %. Тепла экзотермической реакции хватает для ведения процесса без дополнительного подогрева. При переработке бедных ниобиевых концентратов применяют электропечную плавку, однако и в этом случае в основном используют пирохлоровый концентрат, содержащий до 60 % оксидов ниобия и тантала. В России для производства феррониобия на Ключевском заводе используют печь типа ДСП-3 [1].

После распада СССР сырьевая база ниобия и тантала в России представлена практически единственным промышленно освоенным Ловозёрским месторождением (Мурманская область). Концентрат, производимый на Ловозёрском ГОКе, в настоящее время также является перспективным сырьём для производства титана и редкоземельных металлов (РЗМ), так как помимо ниобия и танатала содержит до 40 % TiO2 и до 36 % оксидов РЗМ. Наиболее известны два способа переработки лопаритового концентрата – хлорный и сернокислотный, позволяющие выделить в отдельные фазы тугоплавкие (ТМ) и редкоземельные металлы. Оба способа отличаются трудоёмкостью и экологической опасностью [2].

Цель настоящей работы состоит в определении возможности переработки лопаритового концентрата на основе высокотемпературных пирометаллургических плазменных процессов. Суть последних заключается не в химической обработке сырья с использованием экологически опасных реагентов и с образованием большого количества вредных побочных продуктов, а в высококонцентрированном энергетическом воздействии на сырьё. При этом использование и образование опасных веществ практически отсутствует [3, 4].

Методика иссдедования

В данной работе возможность пирометаллургической плазменной переработки лопаритового концентрата исследовали посредством термодинамического анализа. Термодинамический анализ производили при помощи программного комплекса ТЕРРА [6] при давлении 0,1 МПа с использованием модельной системы, включающей основные составляющие концентрата: оксиды Nb, Ti и РЗМ (табл. 1). Помимо газовой фазы задавали оксидный и, в зависимости от исследуемого процесса, металлический или металло-карбидный конденсированные растворы, причём в последнем образование карбидов РЗМ не предусматривали. Коэффициенты активности и теплоты растворения компонент не вводили.



Результаты исследования и их обсуждение

Селективное восстановление тугоплавких металлов. Лопаритовый концентрат имеет следующий состав: оксиды РЗМ – до 36 %, TiO2 – до 40 %, и Nb2O5 – до 11 %. В меньших количествах могут присутствовать CaO – до 5,2 %, Na2O – до 9 % SrO – до 3,4 %, SiO2 – до 2,4 %, Fe2O3 – до 1,9 %. Количества других элементов, входящих в состав концентрата, например Ta, Th, K, менее 1 % [2]. Сумма редкоземельных металлов включает: 28,0 % La2O3, 57,5 % CeO2, 3,8 % Pr2O3, 8,8 % Nd2O3, остальных – менее 1 % [5]. Поскольку основу лопаритового концентрата составляют оксиды ниобия, титана и РЗМ, основной задачей является разделение данных элементов. Разделение с последующим получением феррониобия предполагалось производить по следующей схеме: селективное углетермическое восстановление ниобия и титана из лопаритового концентрата с образованием смеси карбидов ТМ и оксидов РЗМ, растворение в расплавленном железе карбидов ТМ с образованием ниобийсодержащего чугуна и шлака на основе оксидов РЗМ, сбор шлака, содержащего РЗМ, окисление чугуна с получением ниобийсодержащего шлака, сбор и алюминотермическое восстановление ниобийсодержащего шлака с получением феррониобия.

Задача термодинамического анализа заключалась в определении количества углерода и температуры, при которых Nb и Ti максимально переходят в карбидную фазу, а РЗМ остаются в оксидной. Согласно уравнениям соответствующих реакций минимальное количество углерода, необходимое для восстановления ниобия и титана, равно 24,7 % от массы оксидной системы. В действительности это количество может быть больше, так как оксиды Nb и Ti входят в состав сложного оксидного раствора. Вместе с тем избыточное количество углерода в шихте приведёт к избыточному содержанию углерода и в продуктах восстановления, что усложнит их дальнейшую переработку. Восстановление должно осуществляться при минимальном избытке углерода, а эффективное разделение РЗМ и тугоплавких металлов должно достигаться выбором соответствующей температуры. Повышение температуры способствует восстановлению Nb и Ti, однако температура не должна достигать значений, при которых начинается восстановление РЗМ. Так, для La2O3 температура начала восстановления составляет 2750 оK. В действительности восстановление РЗМ может начаться и при более низких температурах, так как при этом они могут войти в состав металло-карбидного раствора на основе Nb и Ti.

Исходя из вышеизложенного, термодинамический расчёт выполнен для углерода в количестве М = 25 и 30% от массы концентрата. Температуру варьировали в диапазоне 1500 – 2500 оК, вычисляя степень разделения элементов К, представляющую собой усредненную степень перехода всех РЗМ и тугоплавких металлов соответственно в оксидную и карбидную фазы:

, (1)

где εi – степень перехода i-го элемента в соответствующую фазу, n – количество элементов.

Расчёт показал, что температура восстановления, обеспечивающая К > 98 %, находится в относительно узком диапазоне 1750 – 2250 оК (рис. 1). При этом содержание РЗМ в оксидной фазе составляет более 99 %. Снижение температуры приводит к резкому возрастанию Ti в оксидной фазе, а повышение – к заметному восстановлению и испарению РЗМ. При 2000 К и 30-ти % относительно концентрата массовом количестве углерода практически весь ниобий и титан восстанавливаются и переходят в карбидную фазу (Nb на 100 %, а Ti на 99,3 %), тогда как РЗМ восстановлению не подвергаются и на 99,9 % остаются в оксидной фазе. Массовое отношение карбидной фазы к оксидной равно 1,2. Отклонение от данных условий приводит или к повышенному содержанию РЗМ в карбидной фазе при высокой температуре и большом количестве углерода в шихте, или к повышенному содержанию ниобия и титана в оксидной фазе при низкой температуре и малом количестве углерода.

Таким образом, восстановление концентрата углеродом при указанных условиях позволяет получить две фазы: оксидную, состоящую из оксидов РЗМ (99,4 % оксидов РЗМ, 0,6 % оксидов Ti) и карбидную, состоящую из карбидов ниобия и титана (25,7 % С, 18,1 % Nb, 56,2 % Ti, 0,004 % РЗМ).



ч. 1 ч. 2 ч. 3 ч. 4 ... ч. 6 ч. 7