METALURGIA SECUNDARA

Notiuni teoretice

Tehnologiile clasice de elaborare a otelului, prin limitele tehnologice caracteristice, nu pot asigura obtinerea unor categorii de oteluri cu prescriptii severe in domeniul elementelor considerate daunatoare (fosfor, oxigen, sulf, hidrogen, azot) si nici valori foarte scazute ale continutului de carbon, specifice otelurilor inoxidabile. Obtinerea unor randamente metalurgice ridicate (apropiate de valorile maxime), reproductibilitate optima, realizarea unor domenii de compozitie chimica pentru aceeasi marca de otel foarte restranse valoric au fost posibile prin dezvoltarea procedeelor si tehnologiilor complexe de elaborare - rafinare a otelurilor.

In domeniul complex al elaborarii si rafinarii otelurilor, puritatea se reflecta prin realizarea unor performante ridicate intr-unul sau mai multe domenii, specificate in cele care urmeaza:

micsorarea continutului elementelor considerate daunatoare pentru tipul de otel elaborat, cu predilectie sulful si fosforul;

limitarea continutului de elemente reziduale existente in materialul metalic (plumb, staniu, cupru, etc.) sau limitarea efectelor nedorite cauzate de acestea;

micsorarea continutului de gaze dizolvate, azotul si hidrogenul;

scaderea continutului de oxigen care se afla in otel atat sub forma de oxigen dizolvat cat si sub forma de incluziuni nemetalice;

scaderea continutului de gaze dizolvate, azotul si hidrogenul;

indepartarea avansata a produsilor generatori de incluziuni nemetalice;

modificarea formei si morfologiei incluziunilor nemetalice;

asigurarea unei distributii corespunzatoare a incluziunilor nemetalice remanente in otel;

micsorarea continutului de carbon sub valorile obtinute prin tehnologiile clasice de elaborare;

corectia riguroasa a compozitiei chimice si reproductibilitate absoluta la scara industriala;

alierea si microalierea de precizie a otelului;

reglarea precisa a temperaturii de evacuare a otelului in functie de temperatura de turnare a acestuia;

finisarea structurii primare a otelului.

Necesitatea eliminarii influentelor nefavorabile produse de existenta factorilor perturbatori care au ca urmare aparitia unor efecte cu rol negativ asupra caracteristicilor materialelor metalice feroase, precum si cerintele crescande pentru calitati de otel tot mai performante au contribuit la dezvoltarea cercetarii in vederea descoperirii si introducerii procedeelor speciale de purificare, care permit obtinerea otelurilor de inalta puritate, cu structuri sensibil mai omogene, procedee cunoscute sub denumirea globala de metalurgie secundara.

Conducerea tehnologica a procesului de rafinare a otelului se va subordona scopului propus prin fixarea limitelor de valori pentru diversi parametri ai procesului care se interconditioneaza reciproc si isi schimba ponderea de influenta pe parcursul procesului de elaborare - rafinare si care se particularizeaza distinct pentru fiecare otel si pentru fiecare tehnologie in parte.

O clasificare a procedeelor si tehnologiilor de obtinere a otelului de inalta puritate prin metalurgia secundara nu este posibil sa se efectueze, datorita cresterii permanente a numarului acestora si a variantelor de incadrare diversa intr-o schema logica, prin procesele care ii sunt caracteristice fiecaruia.

Totusi, o prezentare a principalelor posibilitati de rafinare a topiturilor metalice specifice obtinerii otelurilor de inalta puritate poate fi efectuata in modul urmator:

1.     Injectarea gazelor inerte;

2.     Injectarea gazelor inerte, combinata cu introducerea de adaosuri in oala de turnare;

3.     Injectarea gazelor inerte, combinata cu introducerea de adaosuri in oala de turnare si reincalzirea otelului lichid;

4. Tratarea topiturilor metalice cu zguri sintetice;

5. Injectarea materialelor pulverulente;

6. Tratarea in vid a otelului lichid.

Agregatele metalurgice de mare complexitate si diversitate au posibilitatea sa efectueze una, sau intr-o succesiune bine definita in timp, mai multe dintre posibilitati de rafinare a topiturilor metalice mentionate anterior, pentru atingerea obiectivului dorit.

In metalurgia otelului utilizarea vidului a capatat o semnificatie deosebita, in contextul diversificarii continue a productiei de oteluri de inalta puritate, cu caracteristici mecanice ridicate, cu aplicatii din ce in ce mai largi. Utilizarea vidului la elaborarea si turnarea otelului are o serie de efecte importante ca degazarea, dezoxidarea si decarburarea avansata, reducerea unor oxizi, precum si procese de evaporare in vid.

Procesele metalurgice care au loc in timpul actiunii vidului inaintat constau in principiu aproape intotdeauna din reactii eterogene, in afara echilibrului intre faze sau intr-o faza individuala, pentru diversele reactii metalurgice fiind atinse doar stari cvasistationare. De fapt se poate spune ca la folosirea vidului starile din afara echilibrului sunt create intentionat pentru a favoriza procesele de transport care sa conduca la efectele metalurgice dorite: indepartarea impuritatilor, a gazelor si a unor componente prin vaporizare.

Particularizarea proceselor de decarburare, dezoxidare si desulfurare in vid pentru fiecare categorie de oteluri este o conditie absolut necesara, daca se urmareste valorificarea tuturor posibilitatilor pentru cresterea eficacitatii acestor procese.

Fig. 8.1. Izotermele constantei de echilibru C - O la 1600˚C (Knöppel).

Fig. 8.2. Dependenta continutului de [O] de presiunea partiala a CO.

In calculele specifice legate de utilizarea vidului se folosesc o serie de diagrame de corelatie intre parametrii care caracterizeaza procesele metalurgice in cazul acestor tehnologii moderne, fig. 8.1.8.4.

Adaosurile corecte de dezoxidanti si elemente de aliere oxidabile necesita cunoasterea continutului de oxigen din baie (de fapt a activitatii acestuia), ceea ce necesita determinari rapide. Pilele electrochimice care pot sa detecteze concentratiile de oxigen activ, de ordinul a catorva p.p.m. sunt de un real folos in tehnica tratamentului otelurilor sub vid.

Temperatura de turnare impune valoarea temperaturilor intermediare ale procesului de elaborare in perioadele anterioare, fie ca se desfasoara in cuptor, fie ca intervin operatii de tratament secundar in afara cuptorului.

Aplicatii de calcul. Enunturi si solutii.

8 - 1.                 Intr-o oala de turnare porii captuselii refractare au raza de 8 m. Oala are diametrul interior de 2000 mm si inaltimea de 3000 mm. Pentru presiunea de 760 torri, cu captuseala noua, fierberea otelului incepe atunci cand = 0,010 la temperatura de 1600sC. In conditii de echilibru, la 1600sC si = 1 atm produsul = 0,002. Ce cantitate de otel trebuie sa contina oala pentru ca otelul sa fiarba? Tensiunea superficiala a otelului la limita cu CO, la temperatura de 1873K (1600sC) este de 1,3 J/m².

R: Presiunea de degajare a bulei de CO este data de relatia:

,

unde este presiunea atmosferica;

- p_Fe - presiunea ferostatica;

- - tensiunea superficiala;

- r - raza porului.

Degajarea bulei de CO are loc conform reactiei:

pentru care:

.

Stiind ca fierberea incepe atunci cand , presiunea de degajare a bulei de CO va fi:

Dar,

Totodata,

unde h este inaltimea coloanei de otel;

- - densitatea otelului lichid (7000 kg/m³);

- g - acceleratia gravitationala (9,81 m/s²).

Deci:                 

Volumul ocupat de otel va fi:

Cantitatea de otel din oala va fi:

8 - 2.                 Sa se determine raza maxima a unei incluziuni considerata de forma sferica care poate pluti pe suprafata baii metalice si sa se calculeze aceasta in cazul particulelor de , MnO. Se cunosc: (tensiunea superficiala a baii metalice) = 1,3 J/m² (1,3 N/m), g (acceleratia gravitationala) = 9,81 m/s², = 2700 kg/m³, = 5180 kg/m³.

R: Fenomenul de flotare a incluziunilor nemetalice pe suprafata baii metalice este rezultatul fortei de tensiune superficiala la limita trifazica baie metalica - incluziune - faza gazoasa. Marimea maxima a incluziunilor sferice care pot pluti pe suprafata baii metalice se determina pe baza echilibrului fortelor care actioneaza asupra incluziunii: forta de tensiune superficiala si forta gravitationala . Conditia de plutire este:

Dar:

si

in care r este raza incluziunii nemetalice, m;

- - tensiunea superficiala a baii metalice, N/m;

- - densitatea incluziunii, kg/m³;

- g - acceleratia gravitationala, m/s².

Din conditia de egalitate rezulta , adica:

Deci:

8 - 3. Sa se calculeze viteza de ridicare a unei incluziuni nemetalice de forma sferica, avand raza de 0,03 mm si densitatea din otelul lichid cu viscozitatea si densitatea .

R: Incluziunile nemetalice aflate in topitura metalica feroasa tinde sa se deplaseze catre suprafata acesteia in urma unui proces de decantare datorita fortei ascensionale care actioneaza asupra lor:

.

Totodata topitura metalica se opune la deplasarii incluziunilor cu o forta de rezistenta data de legea lui Stokes:

Din egalarea celor doua forte care actioneaza asupra particulelor rezulta expresia vitezei de ridicare a acesteia.

adica:  

Deci:                 

8 - 4. Intr-o topitura metalica feroasa cu densitatea se gasesc la aceeasi adancime H = 1200 m de suprafata doua incluziuni de MnO cu si de diametru si de Al₂O₃ cu si de diametru . Se cere sa se studieze influenta dimensiunilor incluziunilor asupra vitezelor de ridicare, in variantele: a) = 0,5 ; b) = ; c) = 2 .Care este conditia ca incluziunile sa aiba aceeasi viteza ascensionala?

R: Expresiile vitezelor ascensionale pentru cele doua tipuri de incluziuni sunt date de relatiile:

;

.

Prin raportarea celor doua relatii ale vitezelor se obtine:

a) Pentru cazul in care = 0,5 , rezulta:

deci:

.

b) Pentru cazul in care = , rezulta:

deci:

c)     Pentru cazul in care = 2, rezulta:

deci va rezulta:

.

In cazul in care , atunci se poate scrie:

=.

Deci, conditia pentru ca cele doua incluziuni nemetalice sa aiba aceiasi viteza ascensionala este ca:

.

8 - 5. Intr-o oala de tratament a otelului se injecteaza argon printr-un dop poros montat la fundul oalei. Inaltimea otelului lichid este H = 2800 mm, iar diametrul bulei de argon la nivelul orificiului de suflare este d_B = 4 mm. Sa se determine diametrul bulei de argon la distanta h = 500 mm la suprafata otelului lichid. Se cunosc densitatea otelului lichid = 7100 kg/m³; acceleratia gravitationala g = 10 m/s².

R: Procesul de crestere a bulelor ca urmare a modificarii presiunii exterioare este redat in fig. 8.5.

In timpul deplasarii catre suprafata, bula de argon sufera o transformare izoterma, deci se poate scrie:

,

unde sunt presiunea, respectiv volumul bulei de argon aflate la distanta h de suprafata otelului lichid;

- - reprezinta presiunea, respectiv volumul bulei de argon aflate la distanta H de suprafata metalului lichid (la nivelul orificiului).

Deci, presiunea in bula va fi:

la nivelul orificiului:

;

la inaltimea H:

.

Volumul bulei este dat de relatia:

     (la nivelul orificiului);

La inaltimea h, volumul bulei va fi: .

Prin inlocuirea in ecuatia transformarii izoterme a bulei de argon se obtine:

,

de unde:

.

Deci, diametrul bulei de argon la distanta h va fi:

d_B(h) = 5,2 mm.

8 - 6. Pentru omogenizarea termica si compozitionala intr-o oala de turnare se insufla argon printr-un dop poros. Considerandu-se ca bulele sunt sferice si uniforme ca marime cu d_B = 4 mm, sa se determine timpul necesar unei bule pentru a ajunge la suprafata baii metalice, atunci cand adancimea acesteia este H = 3000 mm. Se cunosc = 7000 kg/m³ ; g = 10 m/s².

R: Viteza ascensionala a bulelor sferice poate fi exprimata in functie de volumul acestora conform relatiei:

,

unde

este volumul bulei, in cm³.

Presupunandu-se ca viteza ascensionala limita pentru o anumita marime a bulelor si o anumita viscozitate a topiturii metalice (h_o < 1 poise) se atinge foarte repede, aceasta se poate exprima si ca derivata a distantei in functie de timp:

.

Volumul bulei este variabil in interiorul baii metalice datorita scaderii presiunii ferostatice in interiorul acesteia. Pentru sistemele izoterme se poate scrie:

Dar,

.

Deci:

.

Prin integrare la limitele:

x = H     la t = 0

x = 0 la t = t_o, rezulta:

,

;

;

;

Deci:

8 - 7. In vederea eliminarii incluziunilor nemetalice ramase in suspensie dupa dezoxidarea otelului se injecteaza in oala de turnare argon printr-un dop refractar poros imersat la o adancime h = 600 mm de suprafata metalului lichid cu un debit Q_b = 0,05 Nm³/s. Se cunosc densitatea otelului , densitatea argonului , acceleratia gravitationala g = 10 m/s². Sa se determine:

a. numarul de bule pe unitatea de lungime in ipoteza ca acestea au acelasi diametru, d_B = 4 mm;

b. frecventa de emisie a bulelor.

R:

a. Pentru o anumita marime a bulelor viteza ascensionala se atinge foarte repede, aceasta viteza este data de relatia:

.

Numarul de bule pe unitatea de lungime va fi:

.

b. frecventa de emisie a bulelor se calculeaza cu relatia:

.

8 - 8. Sa se calculeze volumul necesar de argon pentru degazarea unei topituri metalice feroase cu greutatea G_top = 100 t considerandu-se ca presiunea in bula de argon in timpul barbotarii este p = 5 atm. Se urmareste scaderea continutului de hidrogen de la [H]_i = 0,0025 % la [H]_f = 0,0012 %. Se cunoaste log .

R: Consumul real de argon pentru barbotarea unei topituri este :

V_r = V_B/k,

unde V_B este volumul teoretic de barbotare;

k = 0,93 pt. V_B ≤ 0,7 Nm³/t;

- k - coeficient de eficienta: k = 0,85 pt. V_B = 0,9.1,5 Nm³/t;

k = 0,35 pt. V_B > 5 Nm³/t.

Conform formulei lui Geller, in ipoteza ca gazul dizolvat in otel ajunge in echilibru cu cel din bulele de argon:

,

in care M_G este masa moleculara a gazului ce se indeparteaza, (H₂ sau N₂);

- G_top - greutatea topiturii metalice, kg;

- K_G - constanta de dizolvare a gazului, Sieverts;

- [H]_f, [H]_i - continuturile finale, respectiv initiale de hidrogen in

topitura, %.

Inlocuind, rezulta:

t otel = 1,2176 t otel.

In aceste conditii, k = 0,85 si

= 1,12176 /0,85 = 1,4325 otel.

8 - 9. Sa se determine timpul de amestecare a otelului dintr-o oala de turnare cu capacitatea de 140 t, avand urmatoarele dimensiuni D_m = 3000 mm;

H_o = 2900 mm, in ipoteza in care prin injectarea argonului pe la fundul oalei, prin dop poros, energia specifica de agitare este de ordinul ε = 100.1000 W/m³. Sa se traseze variatia timpului de amestecare in functie de energia specifica de agitare conform relatiei Sano-Mori.

R: Relatia Sano-Mori care reda valoarea timpului de amestecare a baii metalice in functie de dimensiunile oalei de turnare si energia specifica de agitare este:

, s

in care:

D - diametrul oalei de turnare, m;

H_o - inaltimea otelului in oala, m;

ε - energia specifica de agitare, W/t;

ρ_o - densitatea otelului lichid (= 7,2 t/m³).

Variatia timpului de amestecare in functie de energia specifica de agitare este prezentata in fig. 8.6.

	Fig. 8.6. Variatia timpului de amestecare in functie de energia specifica de agitare conform relatiei Sano - Mori.

8 - 10. Sa se determine presiunea de insuflare a argonului injectat in otelul lichid considerandu-se ca pierderile de presiune pe traseul de transport si in dopul poros sunt de 0,3 atm si respectiv 0,5 atm, iar suprapresiunea necesara pentru asigurarea stabilitatii procesului este de 0,8 atm. Se cunosc densitatea otelului lichid ρ_o 7000 kg/m³, densitatea zgurii ρ_z 3000 kg/m³, tensiunea superficiala , inaltimea baii metalice h_o = 3000 mm, inaltimea stratului de zgura h_z = 100 mm, acceleratia gravitationala g = 10 m/s², raza bulei de gaz formata la iesirea dintr-unul din porii dopului refractar este r = 0,25 mm.

R: Conditia tehnica pentru realizarea procesului de injectare a gazelor inerte in otelul lichid impune pentru presiunea de insuflare a gazului urmatoarea inegalitate:

,

in care este presiunea atmosferica, ;

- - pierderea de presiune pe traseul de transport al gazului inert; - - pierderea de presiune in dopul poros;

- - suprapresiunea necesara asigurarii stabilitatii procesului deinjectare. Deci:

8 - 11. Se insufla argon printr-un dop poros intr-o oala de turnare in vederea accelerarii procesului de decantare a incluziunilor nemetalice. Considerandu-se ca bulele formate sunt sferice, cu dimensiunea = 4 mm, sa se aprecieze daca fenomenul de adeziune permite decantarea mai rapida pentru particulele de alumina cu dimensiunile = 0,002 cm. Se cunosc , θ 62s (unghiul de umectare pentru particulele de alumina),

.

R: Barbotarea cu gaze inerte devine eficienta in cazul in care se produce adeziunea particulelor de suspensii nemetalice la bulele de gaz. Pentru ca adeziunea sa fie puternica, trebuie ca forta de adeziune sa fie mai mare ca forta de desprindere .Dar:

in care r este raza particulei de suspensie;

- - tensiunea interfazica b.m. - gaz;

- - unghiul de umectare al particulei de suspensie;

- R - raza bulei de gaz, iar:

≡ .

Deci:

Intrucat , bulele cu dimensiunea de 0,4 cm pot accelera decantarea particulelor de alumina.

8 - 12. Sa se calculeze cantitatea de hidrogen dizolvata intr-o sarja de otel cu greutatea G_m in timpul procesului de dezoxidare-aliere in oala de tratament daca continutul de hidrogen in otel a crescut in timpul procesului de la la .

R: Cantitatea de hidrogen aflata deasupra topiturii si care se considera a se asimila in otel pe baza bilantului de hidrogen este:

in care dV_H este volumul elementar de hidrogen care se dizolva;

- - presiunea partiala a hidrogenului in atmosfera agregatului;

- - masa moleculara a hidrogenului;

- - volumul molar;

- - variatia elementara a hidrogenului dizolvat.

Deci:

,

.

Conform legii lui Sieverts:

, ,

.

Prin integrare intre valorile si rezulta:

in care este cantitatea finala de hidrogen din otel;

- - cantitatea initiala de hidrogen dizolvata.

Deci, cantitatea de hidrogen diyolvata se poate calcula cu o relatie de tipul:

.

8 - 13. Continutul de hidrogen din otelul lichid inainte de evacuarea in oala a fost de 0,02%. Dupa adaugarea materialelor de dezoxidare si aliere, continutul de hidrogen din otelul evacuat a ajuns la valoarea 0,04%. Sa se calculeze volumul de hidrogen dizolvat in otelul lichid dupa evacuarea sa in oala de turnare. Se cunosc cantitatea de otel lichid G_m = 100 t, temperatura otelului t = 1600 ⁰C.

R: Pentru fierul lichid, solubilitatea hidrogenului se poate aprecia in baza reactiei:

;

Conform legii lui Sieverts:

Dar:                   

Deci, pentru T = 1600 + 273 = 1873 K, rezulta:

Cantitatea de hidrogen dizolvata in otel, calculata pe baza bilantului de hidrogen este:

8 - 14. La temperatura de 1600sC si , constanta de echilibru a reactiei este egala cu (concentratiile de oxigen si carbon dizolvate in baia metalica sunt exprimate in %). Care este continutul de oxigen in echilibru cu 0,09 %C? La ce valoare ajunge acesta daca otelul se trateaza in vid la ? Se considera ca temperatura ramane constanta, iar solutia de carbon si oxigen in fier este infinit diluata.

R: Constanta de echilibru pentru reactia data este:

.

Deoarece solutia de carbon si oxigen in fier se considera infinit diluata, si , atunci:

.

Pentru un continut de carbon de 0,09 %, continutul de oxigen in echilibru va fi:

.

Tratarea otelului in vid facandu-se la aceeasi temperatura, valoarea constantei de echilibru ramane neschimbata. In urma tratarii otelului in vid valoarea continutului de oxigen va fi:

.

Randamentul procesului de dezoxidare in vid va fi calculat cu relatia:

.

8 - 15. La ce continut teoretic de oxigen se poate ajunge la tratarea in vid a unui otel cu 0,5 %C daca presiunea partiala a CO in atmosfera instalatiei de vidare se reduce pana la 8 mm Hg?

R: La tratarea otelului in vid oxigenul se indeparteaza conform reactiei:

Dar, la 1600sC si = 1 atm (760 mm Hg). Conform relatiei Vacher-Hamilton:

.

Deci:                  .

In urma tratarii otelului in vid, la presiunea de 8 mm Hg, adica atm, rezulta:

.

Deci:

.

8 - 16. La temperatura de 1600sC si (7600 mm Hg) un otel dizolva 0,04 % azot. Care va fi continutul teoretic de azot in acest otel, la aceeasi temperatura, in urma tratarii lui in vid, la (3 mm Hg)?

R: Solubilitatea azotului in fierul lichid variaza in functie de presiune conform legii Sieverts:

in care este constanta de solubilitate = f(T).

Pentru = 1 atm rezulta:

In urma tratarii otelului in vid, la aceeasi temperatura, ramane neschimbata. Deci, pentru = 3 mm Hg, continutul de azot din otel va fi:

.

8 - 17. La presiune normala un otel are la 1600s C un continut de hidrogen de (. Care va fi continutul teoretic de hidrogen in acelasi otel, dupa ce a fost tratat in vid, la presiunea de10 mm Hg?

R: Continutul de hidrogen dizolvat in otel este dat de legea Sieverts, anume:

.

Pentru presiunea de 1atm (760 mm Hg), constanta va fi:

.

La presiunea de 10 mm Hg (0,0132 atm), intrucat temperatura este constanta, . si continutul de va fi:

.

Deci:

.

8 - 18. Pentru o instalatie DH conceputa pentru tratarea unor sarje de otel provenite de la elaborarea in cuptoare electrice cu arc de 50 si 100 t, sa se calculeze adancimea de imersie a trompei in oala de turnare de 65 t capacitate, fara a tine cont de inaltimea de garda a oalei. Se cunosc:

- diametrul exterior al trompei: = 1300 mm;

- diametrul interior al trompei: = 500 mm;

- lungimea trompei si a gatului: a = 1875 mm;

- inaltimea ferostatica (a coloanei de otel lichid in trompa): I_o = 1430 mm;

- suprafata oalei de turnare la nivelul oglinzii de otel: S = 5,49 m².

R: Adancimea totala de imersie a trompei se calculeaza conform fig. 8.7 cu formula:

,

unde b este grosimea stratului de zgura;

- h - inaltimea spargatorului de zgura (sau conul de imersie);

H - adancimea de imersie a trompei in otel.

Grosimea stratului de zgura se adopta intre 150.300 mm, desi in majoritatea cazurilor se considera in calcul grosimea nominala a stratului de zgura, fiind preferat sa se utilizeze valoarea , din cauza aderentei sale pronuntate la suprafata conului de zgura. Se adopta in calcul b = 200 mm. Inaltimea spargatorului de zgura are valoare fixa h 508 mm.

Adancimea de imersie a trompei instalatiei DH in baia metalica este data de relatia:

,

considerandu-se ca imersia propriu - zisa disloca un volum de otel pe inaltimea H (principiul lui Arhimede), unde:

- Q - sectiunea exterioara a trompei:

;

- q - sectiunea interioara a trompei;

.

Inlocuind valorile date si cele calculate anterior se obtine:

Deci, valoarea totala in aceasta varianta tehnologica de imersie, este:

.

Obs. Cursa maxima a acestei instalatii este cuprinsa intre 1181.1581 mm, dar aceste valori mari nu sunt indicate din cel putin doua motive, anume:

posibilitatea de introducere a trompei in oala este, in general, limitata de mecanismul port - dop (la acest gen de oale de turnare);

cursa mare inseamna nivel de otel mare pe vatra instalatiei, deci eficienta redusa la degazare.

De multe ori cursa este redusa substantial pana la adancimi de 400.800 mm, considerate optime.

8 - 19. Pentru aceeasi instalatie DH amintita la aplicatia anterioara (8 - 18), sa se calculeze:

a. adancimea totala de imersie tinand cont de inaltimea de garda a oalei de 65 t. Sa se compare rezultatul cu cel obtinut in varianta in care nu se tine cont de inaltimea de garda (calculata la aplicatia 2.3 -18).

b. adancimea totala de imersie, tinand cont de inaltimea de garda a oalei de 125 t la care S = 6,83 m².

R:

a. Adancimea totala de imersie a trompei in aceasta varianta se calculeaza cu relatia:

(conform fig. 8.8)

unde b si H au aceeasi semnificatie ca la aplicatia 8 -18;

- B - inaltimea de garda (bordul liber).

Inaltimea de garda B, trebuie prevazuta in momentul aducerii oalei la instalatia DH , deoarece in momentul imersiei trompei in otel se disloca un volum de otel si zgura echivalent cu volumul partii incalzite a trompei pe inaltimea imersata si, in acest fel, creste nivelul in oala de turnare. Aceasta inaltime a bordului liber este cuprinsa tehnologic in intervalul valoric 150.300 mm.

Tinand cont de datele aplicatiei 8 - 18 si adoptandu-se B = 250 mm, rezulta:

.

Comparatie: Se observa ca , inscriindu-se in randul valorilor considerate optime, ceea ce conduce la utilizarea de cele mai multe ori a acestei variante de calcul legata de un aspect tehnologic: inaltimea conului, initial de valoare fixa (508 mm), nu poate fi apreciata intotdeauna corect datorita uzurii in timp a trompei sau a imbinarii incorecte a conului spargator de zgura pe trompa.

b. ,

unde b se adopta 200 mm, iar B se adopta 250 mm. Atunci:

Deci:

             

Se poate observa diferenta minima intre valorile H_g pentru oalele de 65 t, respectiv 125 t.

Obs. Un aspect foarte important din punct de vedere tehnologic si de exploatare este ca trompa sa nu iasa din oglinda otelului, fapt ce poate conduce la absorbtia zgurii si a otelului in tot sistemul de vid si avarierea acestuia.

8 - 20. Sa se calculeze inaltimea coloanei de otel din recipientul de vid daca in acesta se realizeaza urmatoarele niveluri de vid: 0,5 torri, 50 torri, 200 torri. Se considera densitatea otelului de 6,9 kg/dm³ si considera ca parametri tehnologici depresiunea (nivelul de vid) in recipient si presiunea barometrica teoretica.

R: Din corespondenta unitatilor de masura pentru presiune rezulta:

1 atm = 10.332 mm H₂O = 760 mm Hg = 760 torri presiunea barometrica teoretica corespunzatoare vidului absolut (in spatiul liber barometric). Intrucat instalatia DH are acelasi efect de 'barometru', la imersia acestuia in otel nivelul maxim de urcare al otelului cu densitatea 6,9 kg/dm³ (fata de 1 kg/dm³ al HO) in cazul vidului absolut va fi:

(pentru P = 0 torri).

Deci, considerand cele 3 situatii, rezulta:

a.       P = 0,5 torri

.

b.       P = 50 torri

c.       P = 200 torri

.

Obs. Pentru un calcul riguros se considera si alti factori tehnologici cum ar fi:

gradul de viscozitate al otelului;

marimea cursei recipientului;

viteza de deplasare a recipientului;

presiunea barometrica efectiva (fata de nivelul marii unde se inregistreaza valoarea de 760 mm Hg, pentru fiecare 10 m inaltime aceasta presiune reducandu-se cu 1 mm Hg).

8 - 21. In cazul instalatiei DH de tratare a otelului lichid, cantitatea maxima de otel absorbit (P = 24,35 t) in timpul unui ciclu ocupa forma geometrica a recipientului. Acesta este astfel construit incat sa asigure o suprafata mare de contact a otelului cu incinta vidata si o scurgere rapida in timpul ridicarii recipientului. Sa se calculeze volumul de otel ce poate ocupa fiecare din cele 5 compartimente geometrice din care este alcatuit recipientul conform segmentarilor si cotarii din fig. 8.9 . Densitatea otelului este de 6,9 t/m³.

R: Cele 5 componente in care este impartit recipientul sunt:

- cilindrul de volum cu diametrul bazelor d₁ = 500 mm avand inaltimea h₁ 1585 mm, deci:

= 0,31 m³;

- trunchi de con cu diametrul bazei mici: d₁ = 500 mm, diametrul bazei mari d₂ = 600 mm si inaltimea h₂ 270 mm, deci:

= 0,28 m³;

- cilindrul sectionat de un plan inclinat

Cunoscandu-se inaltimea h₃ 290 mm si d₃ = 2180 mm, rezulta:

.

- cilindrul de volum al carui volum maxim corespunde dimensiunilor diametrul bazei d₃ = 2180 mm si inaltimea: h₄ 600 mm, deci:

= 2,24 m³.

- trunchi de con oblic al carui volum se poate calcula utilizand volumul maxim de umplere de 3,53 m³, deci:

=,

unde:

Obs. In general , cilindrul cu sectiunea de 3,73 m are inaltimea variabila (intre 0 si 600 mm) functie de cantitatea de otel absorbita.

8 - 22. Sa se calculeze cantitatea P de otel absorbita in timpul unui ciclu intr-o instalatie DH al carui recipient este identic cu cel din fig. 8.9, in diverse pozitii fixe de jos ale cursei recipientului, conform datelor din fig. 8.10. (Adancimea de imersie se urmareste pe o rigla gradata vizibila din cabina de comanda si care este fixata de platforma mobila). Se considera valoarea barometrica de otel de 1435 mm la 0,5 torri pentru un otel cu densitatea de 7,2 kg/dm³ aplicate la dimensiunile unei oale de 125 t utilizata la un cuptor cu arc electric de 100 t capacitate.

	Fig. 8.10. Cantitatea de otel absorbita de catre instalatia DH la curse diferite.

R: 1˚. Imersia trompei

Aceasta este prima faza tehnologica constand in introducerea trompei pe adancimea H 412 mm. In recipient, presiunea este:

.

Initial, nivelul otelului in oala este la cota 1200 mm. Prin imersia H se produce dislocarea unui volum echivalent cu volumul partii inzidite a trompei, masurandu-se pe rigla nivelul otelului in oala si trompa (datorata aceleiasi presiuni) la cota 1279 mm. Din fig. 8.9, geometric se calculeaza volumul unui con plin cu otel cu inaltimea (1279 - 800) = 479 mm = si diametrul = 500 mm. (Trompa are extremitatea inferioara la cota = 800 mm). Deci:

t otel

(cantitate fara importanta tehnologica, nefiind inca actionata pompa de vidare).

2˚. Pornirea pompei de vid

Otelul urca in trompa datorita vidului creat de 0,5 torri, nivelul ramanand acelasi ( = 800 mm). Astfel:

- in recipient = 0,5 torri;

- la suprafata oalei = 760 torri;

- nivelul otelului in oala este la cota 1190 mm;

- nivelul otelului in recipient este de 2625 mm, adica:

= (2625 - 800) = 1825 mm, din care 1585 mm corespunde inaltimii din fig. 8.9, diferenta volumului , iar 240 mm in trunchiul de con . Prin asemanare geometrica se determina diametrul mare al trunchiului de con de 582,8 mm 583 mm (diametrul mic fiind de 500 mm).

Deci, se poate calcula:

Volumul total in acest caz este:

3˚. La o cursa a ciclului de 400 mm, rezulta o noua valoare = 400 mm ce va modifica nivelul otelului lichid in pompa de vid (la aceleasi valori ale presiunilor) = 0,5 torri si = 760 torri. Astfel:

nivelul otelului in oala este la cota 1130 mm;

nivelul otelului in recipient este la cota 2565 mm, adica:

, din care 1585 mm corespund inaltimii aferente volumului , 290 mm corespund inaltimii aferente volumului , 290 mm corespund inaltimii aferente volumelor (din fig. 8.9).

Se observa ca nivelul otelului a acoperit toata portiunea de volum neregulat, avandu-se in vedere si scopul tehnologic de a evita uzura partilor inclinate (suprafata laterala a trunchiului de con oblic, ).

Volumul total in acest caz este:

4˚. La o noua cursa a ciclului de 800 mm, rezulta o noua valoare = 800 mm ce va modifica din nou nivelul otelului lichid in pompa de vid (la aceleasi valori ale presiunilor ca la punctul 3˚), astfel:

nivelul otelului in oala este la cota 1050 mm;

nivelul otelului in recipient este la cota 2485 mm = din care:

1585 mm pentru ;

270 mm pentru ;

290 mm pentru

320 mm in cilindrul , unde din fig. 8.9 se poate calcula:

    (diametrul bazei fiind de 2180 mm)

Volumul total in acest caz este:

Obs. (corespunzator umplerii totale a recipientului) este de 24,35 t. Recircularea otelului se asigura prin ridicarea recipientului (fara ca partea inferioara a trompei sa iasa deasupra otelului din oala). Astfel, otelul degajat din recipient revine in oala de turnare. Degazarea otelului din recipient se face cu mare intensitate, ca urmare a faptului ca volumul acestuia reprezinta o suprafata mare de contact cu presiunea scazuta (0,5 torr) pe o inaltime h mica.

8 - 23. Un ciclu in instalatia de vidare este descompus, in general, in urmatoarele secvente:

- t₁ = 2,5 s - stationare in partea de sus;

- t₂ = 5 s - coborare;

- t₃ = 3 s - stationare in partea de jos;

- t₄ = 4,5 s - ridicare.

Sa se calculeze coeficientul de recirculare K al otelului in instalatia de vidare, pentru o cantitate de otel din oala de turnare de 100 t, daca acesta este tratat timp de 10 minute pentru urmatoarele situatii:

a.     la o cursa de 400 mm si cantitatea de otel din recipient P = 9,27 t;

b.     la o cursa de 800 mm si cantitatea de otel din recipient P = 18 t.

R: Coeficientul de recirculare K se calculeaza cu formula:

,

unde P este cantitatea de otel din recipient, t;

- n - numarul de cicluri;

- C - cantitatea de otel din oala, t.

a. In acest caz: P = 9,29 t, C = 100 t,

n = t / t,

unde t = 10 min reprezinta durata de tratare;

- t- durata unui ciclu = .

Deci:

b. In acest caz P = 18 t, C = 100 t si n = 40 cicluri.

Deci:

.