Optymalizacja gospodarki odpadami w przedsiębiorstwie

POLITECHNIKA CZĘSTOCHOWSKA
WYDZIAŁ INŻYNIERII PROCESOWEJ, MATERIAŁOWEJ
I FIZYKI STOSOWANEJ
WYBRANE ZAGADNIENIA
INŻYNIERII PRODUKCJI
Praca zbiorowa pod redakcją naukową
dr inż. Edyty Kardas
Seria:
Monografie
nr 38
Częstochowa 2013

KOLEGIUM REDAKCYJNE
Ryszard Budzik, Anna Konstanciak, Edyta Kardas, Jan Mróz, Jerzy Siwka
RECENZENCI
dr hab. inż. Marek Warzecha – 1
dr inż. Anna Konstanciak – 2, 6, 9, 10
prof. dr hab. inż. Jan Jowsa – 3, 5
prof. dr hab. inż. Włodzimierz Derda – 4
dr inż. Manuela Ingaldi – 7
dr hab. inż. Jacek Selejdak prof. P.Cz. – 8
prof. dr hab. inż. Jerzy Siwka – 11
dr inż. Tomasz Wyleciał – 12
dr inż. Rafał Prusak – 13, 16
dr inż. Edyta Kardas – 14
dr inż. Cezary Kolmasiak – 15
REDAKTOR TECHNICZNY
Sławomir Konstanciak
PROJEKT OKŁADKI
Andrzej Jesionowski
I S B N 9 7 8 - 8 3 - 6 3 9 8 9 - 1 3 - 2
I S S N 2 0 8 0 - 2 0 7 2
© Copyright by Wydawnictwo Wydziału Inżynierii Procesowej,
Materiałowej i Fizyki Stosowanej Politechniki Częstochowskiej
Druk wykonano w Perfekt Gaul i wspólnicy sp.j., ul. Świerzawska 1,
60-321 Poznań
Nakład 100 egzemplarzy

SPIS TREŚCI
1. ANNA KONSTANCIAK
„Zmiany produkcji koksu w Polsce i na świecie”
”The change of the coke production in Poland and in the world” ....................................5
2. MAGDALENA PAJĄK, JOLANTA BITOWT-JABŁOŃSKA, JAN MRÓZ
„Zmiany lepkości żużli typu CaO-FeO-SiO2 w procesie redukcji”
”Change in viscosity of slag of type CaO-FeO-SiO2 in the reduction process” .............12
3. ANATOLY G. SVYAZHIN, LUDMILA M. KAPUTKINA, JERZY SIWKA
”Advanced steels and technologies”
„Zaawansowane stale i technologie”...............................................................................19
4. JAN JOWSA
„Struktura turbulentnego przepływu stali i cząstek stałych
w krystalizatorze maszyny COS”
”Structure of sttel turbulent flow and particle transport
in continuous casting mould” ..........................................................................................28
5. PAWEŁ DROŻDŻ, JAN FALKUS, KATARZYNA MIŁKOWSKA-PISZCZEK
„Dobór parametrów chłodzenia w maszynie COS”
”The selection of cooling parameters in the continuous casting steel machine” ............37
6. SIMONA JURSOVÁ, PAVLÍNA PUSTĚJOVSKÁ, BILÍK JIŘÍ,
SILVIE BROŽOVÁ
„Vliv technologických plynů na vysokoteplotní vlastnosti metalurgických surovin”
”Effect of technological gases on high temperatures properties
of metallurgical materials” ..............................................................................................44
7. EDYTA SIERKA, MAREK CYBULSKI
„Optymalizacja gospodarki odpadami w przedsiębiorstwie”
”Optimization of waste management at the company”...................................................55
8. MANUELA INGALDI
„Metoda SMED jako metoda redukcji czasu przezbrojeń”
”SMED method as the changeover time reduction method” ..........................................63
9. JAROSŁAW RETERSKI, JERZY SIWKA
„Techniczne i technologiczne aspekty poprawy ekonomiki funkcjonowania
stacji demontażu pojazdów samochodowych wycofanych z eksploatacji”
”Technical and technological aspects of improving the economics
of functioning of station of removal of end-of life vehicles”..........................................76
10. ADRIANNA MIELCARZ
„Substancje niebezpieczne zawarte w zużytym sprzęcie elektrycznym
i elektronicznym oraz ich wpływ na środowisko”
”Hazardous substances in waste elektrical and elektronic equipment,
and their impact on the environment” .............................................................................83
11. DOMINIKA JANCZAK, MONIKA WOJTALA
„Ługowanie Sr(II) i Ba(II) z odpadowych szkieł CRT
w środowisku kwasu azotowego (V)”
”Sr(II) and Ba(II) leaching from waste CRT glass in nitric acid (V) environment”.......87

4
12. ANNA KONSTANCIAK
„Porównanie wskaźników zanieczyszczenia powietrza
na terenach dwóch miast przemysłowych w latach 2011÷2013”
”Comparison of air pollution factor in two industrial cities in 2011÷2013”.................. 91
13. BARTŁOMIEJ JĘDRYSIAK, PAULINA CHWAŁA
„Zastosowanie diagramu Pareto-Lorenza do analizy powstałych niezgodności
w przedsiębiorstwie produkcyjnym”
”The application of Pareto-Lorenz’s diagram in the analysis
of created incompatibilities in production company”..................................................... 99
14. E.V. BOGOMOLOVA, K.V. BARSUKOVA
”Financial-industrial cluster as a tool of improving the functioning of the region”
„Klaster finansowo – przemysłowy jako narzędzie ulepszania
funkcjonowania regionu”.............................................................................................. 103
15. JUSTYNA ŻYWIOŁEK, EWA STANIEWSKA
„System bezpieczeństwa czynnego ABS a świadomość ryzyka
wśród kierowców samochodów osobowych”
”Active safety systems ABS a risk awareness among drivers car”.............................. 108
16. ŁUKASZ BIŚ, RYSZARD BUDZIK
„Analiza logistyki obsługi pasażerów komunikacji miejskiej na przykładzie
Miejskiego Przedsiębiorstwa Komunikacyjnego (MPK) w Częstochowie”
”Analysis of passengers service logistics on the example
of the Miejskie Przedsiebiorstwo Komunikacyjne (MPK) in Czestochowa” .............. 118

ANNA KONSTANCIAK
ZMIANY PRODUKCJI KOKSU W POLSCE
I NA ŚWIECIE
THE CHANGE OF THE COKE PRODUCTION
IN POLAND AND IN THE WORLD
Abstract
In this paper the production, export, import of coke in Poland and in the world during past years
are presented. There are also shown the reasons of changes in coke production and price. An analysis
of changes in the prices of this material in recent years was conducted. It was pointed out that in the
coming years, the trend in the market of coking coal and coke should be profitable. Increasing steel
production will be accompanied by an increase in demand for coke and coking coal.
Wstęp
Wyznacznikiem zapotrzebowania na koks w procesach metalurgicznych może
być światowy wzrost produkcji stali, który w roku 2004 przekroczył 1 mld Mg,
a w 2012 r. – 1,5 mld Mg. Wzrost produkcji hutniczej pociąga za sobą konieczność
zabezpieczenia odpowiedniej ilości materiałów wsadowych, m.in. koksu na
poziomie 350 mln Mg rocznie. W samych Chinach zapotrzebowanie na koks
w roku 2002 zwiększyło się o 15%. Podobnie jak w Chinach, tendencje wzrostowe
zaobserwowano w Brazylii i Indiach. Utrzymująca się koniunktura i deficyt koksu
spowodował wahania cen na rynkach międzynarodowych węgla koksowego,
jak i koksu metalurgicznego [1].
Na światowych rynkach węgla kamiennego i koksu od III kwartału 2003 roku
do II kwartału 2004 r. obserwowano wzrost cen o 63%. Cena węgla
energetycznego wahała się w przedziale 61÷71 USD za 1 Mg i była na
najwyższym poziomie w Polsce od lat 80-tych [2].
Średnia cena koksu za rok 2003 wyniosła 98 USD za 1 Mg, w roku 2004
wzrosła do 280÷310 USD. W trzecim kwartale 2004 roku ceny koksu osiągnęły
rekordowy poziom 340÷400 USD za 1 Mg [2], natomiast średnia cena za 1 Mg
koksu w roku 2005 spadła do 220 USD. Tak ostrego spadku cen nikt się nie
spodziewał. Ten gwałtowny spadek miał związek m. in. ze zmniejszeniem
Dr inż. Anna Konstanciak – Politechnika Częstochowska, Wydział Inżynierii Procesowej, Materiałowej
i Fizyki Stosowanej, Katedra Ekstrakcji i Recyrkulacji Metali

6
produkcji surówki w Polsce w pierwszym półroczu 2005 r. o 20%. Jednakże
w roku 2007 (grudzień) ceny koksu metalurgicznego na światowym rynku wzrosły
do 430 dolarów za Mg, co pociągnęło za sobą zmianę ceny koksu w Polsce do
poziomu 400 USD, a w roku 2011 wzrosły do 470 USD za Mg [3]. Po
gwałtownym wzroście ceny za Mg koksu, nastąpił drastyczny spadek tej ceny.
Obecnie cena koksu metalurgicznego utrzymuje się na poziomie 230 USD.
Powodem wzrostu cen węgla i koksu na świecie w latach 2003÷2004 było
wiele przyczyn, m.in. wzrost cen frachtu, np. z 10 USD do 27 USD z kierunku
RPA, wzrost popytu na stal na świecie, zmniejszenie eksportu węgla i koksu
z Chin, ograniczenie produkcji energii elektrycznej w elektrowniach atomowych
w Europie (ekstremalnie upalne i suche lato 2003) oraz w elektrowniach wodnych
– zwrot ku konwencjonalnym źródłom, niskie nakłady inwestycyjne w dziedzinę
produkcji koksu (wygaszenie baterii koksowniczych w Europie), planowane
ograniczenia produkcji węgla w wielu krajach – efektem spekulacyjne zakupy.
Ogólnoświatowy kryzys ekonomiczny wpłynął na spowolnienie produkcji
stali, co miało wpływ również na polskie koksownictwo. Ponowna odbudowa tego
rynku w roku 2010 wskazuje na dynamikę i ożywienie gospodarcze, sygnalizuje
rosnącą produkcje stali, a tym samym rokuje dobrze dla przyszłej produkcji
i sprzedaży stali oraz zwiększone zapotrzebowanie na surowce, materiały i energię
[4].
Produkcja koksu w Polsce
Polskie koksownictwo było niezbędnym przemysłem dla odbudowy
i rozwoju gospodarki w latach 50. i 70. ubiegłego wieku, osiągając szczytową
produkcję w 1979 r. tj. 20 mln Mg koksu. W czasie restrukturyzacji polskiego
hutnictwa zatrzymano 7 przestarzałych koksowni oraz wygaszono 30 zużytych
baterii koksowniczych, a produkcja zmalała. W ostatnich latach produkcja ta
ustabilizowała się na poziomie ok. 9 mln Mg koksu [5].
W miarę stałe zapotrzebowanie na krajowym rynku pozwoliło zakładom
koksowniczym rozwijać eksport, który wzrósł z 31% w 1999 roku do około 50%
w 2003 roku. Obecnie poziom eksportu kształtuje się na poziomie 65%. Zmienna
koniunktura na międzynarodowych rynkach węgla koksowego i koksu pozwoliła
na wykorzystanie mocy produkcyjnych polskich zakładów koksowniczych w 80%,
osiągając produkcję 8,6 mln Mg koksu w 2012 roku. Wielkość produkcji koksu
oraz udział eksportu tego materiału w latach 2006÷2012 przedstawiono w tabeli 1
oraz na rysunku 1.
Tab. 1. Produkcja koksu w Polsce w latach 2006÷2012 w Mg [6]
Rok 2006 (1) 2007 (2) 2008 (3) 2009 (4) 2010 (5) 2011 (6) 2012 (7)
Koks 9 613 000 10 261 000 9 800 000 7 000 000 9 538 000 9 377 000 8 600 000
w tym export 6 201 000 6 000 000 5 603 000 4 800 000 6 300 000 5 800 000 5 916 000

7
Rys. 1. Procentowy udział eksportu koksu produkowanego w Polsce
w ostatnich siedmiu latach
Opracowanie własne na podstawie [7]
Porównując produkcję koksu w latach 2006÷2012 można zauważyć, że
ustaliła się ogólna stabilizacja produkcji tego materiału.
Obecnie w Polsce pracuje 8 koksowni, w tym 2 koksownie przyhutnicze, z 25
bateriami koksowniczymi [8]. Trzy największe zakłady koksownicze, tj. Zakłady
Koksownicze Zdzieszowice Sp. z o.o., Koksownia Przyjaźń Sp. z o.o., Kombinat
Koksochemiczny Zabrze S.A. wytwarzają ok. 80% całości wyprodukowanego
koksu w Polsce (tab. 2).
Tab. 2. Zdolności produkcyjne polskich koksowni wg stanu na dzień 31.12.2011 r. [8]
2010 2011
Możliwości
produkcyjne,
mln Mg
Ilość baterii
koksowniczych
produkcja,
mln Mg
eksport,
mln Mg
produkcja,
mln Mg
eksport,
mln Mg
ArcelorMittal
Poland SA Oddział
w Zdzieszowicach
4,30 8 4,2 2,6 3,83 2,58
Koksownia
Przyjaźń Sp. z o.o.
3,30 5 2,60 2,20 2,65 1,95
Kombinat
Koksochemiczny
Zabrze S.A.
1,30 3 1,20 1,0 1,09 0,89
ArcelorMittal
Poland S.A.
Oddział w
Krakowie
0,66 1 0,66 0,00 0,6 0,00
Wałbrzyskie
Zakłady
Koksownicze
Victoria S.A.
0,62 5 0,50 0,30 0,52 0,34
Koksownia
Częstochowa
Nowa Sp. z o.o.
0,65 2 0,20 0,10 0,28 0,07
Carbo-Koks Sp. z
o.o.
0,24 1 0,20 0,02 0,20 0,03
Razem 11,07 25 9,50 6,2 9,2 5,9

8
Zmiany produkcji koksu, jego eksport, import koksu do Polski oraz jawne jego
zużycie w latach 2009÷2013 w tys. Mg przedstawiono na rysunku 2 [7].
Rys. 2. Produkcja (do października 2013), eksport, import i zużycie jawne (do września
2013) koksu w Polsce miesięcznie w tys. Mg [7]
Perspektywiczne rynki zbytu wymuszają na polskim koksownictwie
konieczność sprostania wymaganiom jakościowym. Jednakże kryzys zmusił
również i ten sektor do weryfikacji planów inwestycyjnych. W ostatnim okresie
zrealizowano następujące inwestycje:
 w Koksowni Przyjaźń Sp. z o.o. dokończono modernizację baterii koksowniczej
nr 1 o wydajności 740 tys. Mg koksu/r oraz rozpoczęto proces inwestycyjny
budowy bloku energetycznego o mocy ok. 65 MW;
 w ZK Zdzieszowice Sp. z o.o. budowa 2 baterii w systemie ubijanym oraz
modernizacja instalacji węglopochodnych;
 w ArcelprMittal Poland S.A. o/Kraków dokonano modernizacji instalacji
węglopochodnych oraz wydziału chemicznego;
 w KK Zabrze S.A. modernizacja baterii w Dębieńsku;
 w WZK Victoria S.A. dokonano modernizacji instalacji węglopochodnych oraz
zrealizowano prace przygotowawcze do budowy baterii nr 6;
 w Koksowni Częstochowa Nowa Sp. z o.o. zakończono budowę baterii
koksowniczej nr 1 o wydajności ok. 400 tys. Mg koksu/rok.
Produkcja koksu na świecie
Zdolności produkcyjne koksu na świecie ocenia się obecnie na ponad 825 mln
Mg rocznie, z czego 80% mocy produkcyjnych skoncentrowanych jest w Azji.
Prognozuje się, że w najbliższych latach nastąpi wzrost światowych mocy
produkcyjnych, przy czym największy nastąpi w Chinach. W Europie wzrost ten
będzie ograniczony.
Wielkość światowego zużycia koksu w roku 2012 wyniosła ok. 600 mln Mg
i była nieznacznie niższa niż w roku 2011. Na łączne zapotrzebowanie na koks na
świecie niewielki wpływ ma marginalny spadek wskaźnika zużycia koksu na 1 Mg
wyprodukowanej surówki oraz zwiększenie udziału pyłu węglowego w produkcji
wielkopiecowej.

9
W 2012 roku, a w szczególności w drugiej połowie roku, rynki węgla, koksu
i stali dotknięte zostały spowolnieniem gospodarczym, w wyniku czego uzyskano
niższą produkcję, wzrost zapasów i obniżony wskaźnik wykorzystania mocy
produkcyjnych koksowni. W łańcuchu dostaw: węgiel koksowy – koks – stal,
niższe zapotrzebowanie na stal, przełożyło się na spadek cen i przychodów ze
sprzedaży koksu i węgla koksowego. Odczuwalne to było szczególnie na rynku
europejskim, gdzie produkcja stali surowej w Unii Europejskiej w III kwartale
2012 r. była o ponad 10% niższa niż w II kwartale 2012 roku, a w IV kwartale
2012 r. o 2% niższa niż w III kwartale 2012 r. W całym 2012 roku w krajach Unii
Europejskiej (27 państw) produkcja stali wyniosła 169,4 mln ton, tj. o 4,7% mniej
niż w analogicznym okresie ubiegłego roku. Za wyjątkiem kryzysowego 2009
roku, był to najgorszy wynik w minionym dziesięcioleciu. Zużycie jawne stali
w Europie w 2012 roku spadło o 8% w stosunku do 2011 roku, a licząc od 2007
roku, spadek ten wyniósł niemal 30%. Jedynym regionem, gdzie w 2012 roku
odnotowano znaczący wzrost produkcji stali była Azja, w tym Chiny.
W pozostałych regionach notowano spadki produkcji. Wskaźnik wykorzystania
mocy produkcyjnych stali surowej na świecie w II półroczu 2012 r. systematycznie
spadał (w lipcu: 79,4%, we wrześniu: 77,7%, w grudniu: 73,2%). W Europie
wyłączono prawie jedną trzecią zainstalowanych wielkich pieców. Sytuacja na
rynku stali w zasadniczy sposób wpłynęła na rynek koksu. Nastąpił spadek
sprzedaży rynkowej koksu na świecie z 21,7 mln ton w 2011 roku do ok. 18 mln
ton w 2012 roku. W Polsce produkcja koksu w 2012 roku wyniosła ok. 8,6 mln ton
i była o ok. 5% niższa niż w 2011 roku. Poziom eksportu z polskich koksowni
obniżył się o 7% i wyniósł ok. 5,4 mln ton. Znaczący spadek popytu na koks
przełożył się na głębszy niż prognozowano spadek cen. Przykładowo w listopadzie
2012 r. cena koksu wielkopiecowego na rynku europejskim wyniosła średnio 270
USD /t i była o 135 USD/t (33%) niższa niż w listopadzie 2011 roku. Spowolnienie
gospodarcze w Europie wpłynęło także na rynek koksu odlewniczego. Spadek
sprzedaży w przemyśle samochodowym, głównym odbiorcy koksu odlewniczego,
o 6,2% w stosunku do 2011 roku, przełożył się na niższe zamówienia i spadek cen.
W 2012 roku odnotowano także mniejsze zainteresowanie koksem opałowym na
rzecz węgla, ekogroszków i innych biopaliw oraz koksem przemysłowym, który
również jest narażony na wahania koniunkturalne. Podobnie sytuacja przedstawiała
się na rynku węgla koksowego. W IV kwartale 2012 r. ceny węgla koksowego
w porównaniu do IV kwartału 2011 r. spadły o 115 USD /t (40%) [9].
Pozycja Polski w świecie w produkcji koksu jest ugruntowana od lat. Należy
do nas około 2,5% światowej produkcji, co stawia nas na dziewiątym miejscu
wśród producentów koksu. Natomiast w eksporcie w ostatnich latach zajmujemy
pierwsze miejsce [6] (tab. 3). Jednakże należy liczyć się z możliwością redukcji
zdolności produkcyjnych. Przykładem mogą być Stany Zjednoczone, które w 2003
roku zaczęły egzekwować zalecenia Aktu Czystego Powietrza, co w konsekwencji
spowodowało likwidację wyeksploatowanych zakładów koksowniczych.

10
Tab. 3. Wielkość eksportu koksu w latach 2010÷2011 mln Mg [10]
Wielkość eksportu, mln Mg
Eksporter
2010 2011
Główni odbiorcy
Polska 6,2 5,9 Niemcy, Austria, Finlandia
Rosja 5,2 5,5 Finlandia, kraje Europy Zachodniej
Chiny 3,3 3,5 Kraje Europy Zachodniej, USA, Brazylia, Japonia,
Indie
Ukraina 1,5 2,0 Turcja, kraje Europy Zachodniej
Kolumbia 1,7 1,5 Niemcy, kraje Europy Zachodniej
Inne kraje 4,8 4,9 USA, Indie, kraje Europy Zachodniej, Brazylia
Razem 22,7 23,3
Wzrost produkcji koksu na początku 2013 roku w porównaniu do takiego
samego okresu w roku 2012 jest odpowiedzią na większe zapotrzebowanie na ten
produkt na rynkach. W styczniu 2013 roku wyeksportowano z Polski 533 tys. Mg
koksu, czyli aż o 39% więcej niż w styczniu 2012 roku i 11% więcej niż w grudniu
2012 roku. Wzrosło zapotrzebowanie na koks na rynku Unii Europejskiej, gdzie
wyeksportowano z Polski w styczniu 2013 roku o ponad 30% koksu więcej niż
w grudniu 2012 roku. Było to związane z zamknięciem baterii koksowniczych we
Włoszech (Huta Taranto) i zapowiedzi kolejnych wyłączeń w Europie w Grupie
ArcelorMittal, a także zwiększenia zapotrzebowania ze strony hut w Brazylii oraz
Indiach oraz wzrostem produkcji surówki hutniczej o ok. 10% w styczniu 2013
roku w porównaniu do grudnia 2012 roku. Ponadto wyczerpały się zapasy koksu
zgromadzone w poprzednim roku u europejskich odbiorców [11].
Zwolnienie koksu chińskiego z barier eksportowych w postaci cła i licencji nie
spowodowało ekspansji tego towaru na globalnym rynku. W styczniu i lutym 2013
roku Chiny wyeksportowały łącznie tylko 160 tys. Mg koksu, co wskazywałoby na
roczny eksport w wielkości niecałego 1 miliona Mg, czyli podobnie, jak w roku 2012.
Rynek węgla koksowego i koksu uzależniony jest od koniunktury w branży stalo-
wej. Wszystkie długofalowe prognozy dla rynki stali są optymistyczne. W najbliższych
latach trend na rynku węgla koksowego i koksu powinien być korzystny. Zwiększaniu
produkcji stali towarzyszyć będzie wzrost zapotrzebowania na koks i węgiel koksowy
[11]. Największymi odbiorcami koksu na rynkach światowych są Niemcy, Brazylia,
Kazachstan Indie, Austria, Stany Zjednoczone i Rumunia (tab. 4).
Tab. 4. Importerzy koksu na świecie w latach 2010÷2011 w mln Mg [10
Wielkość eksportu, mln Mg
Eksporter
2010 2011
Niemcy 4,1 4,3
Brazylia 1,8 2,3
Kazachstan 1,7 1,7
Indie 1,4 1,5
Austria 1,3 1,3
USA 1,1 1,0
Rumunia 1,1 1,0
Iran 0,9 0,9
Serbia 0,8 0,8
Czechy 0,7 0,7
Inne kraje 7,8 7,8
Razem 22,72 23,3
Opracowanie własne na podstawie [10]

11
Podsumowanie
Rynek węgla koksowego i koksu uzależniony jest od koniunktury w branży
stalowej. Wszystkie długofalowe prognozy dla rynku stali są optymistyczne.
W najbliższych latach trend na rynku węgla koksowego i koksu powinien być
zatem korzystny. Zwiększaniu produkcji stali towarzyszyć będzie wzrost zapotrze-
bowania na koks i węgiel koksowy.
Literatura
1. Ciepiela D.: Surowce taniej, ale drogo, Nowy Przemysł, nr 2, 2005.
2. NBP, Ceny węgla i koksu w Polsce i na świecie, 22 kwietnia 2004.
3. www.wno.pl (wrzesień 2013).
4. Przemysł koksowniczy, Polski Przemysł Stalowy pod red. P. Talarek, HIPH 2011, s. 37÷40.
5. www.stat.gov.pl (wrzesień 2013).
6. Ozga-Blaschke U.: Ceny koksu metalurgicznego i węgla koksowego na rynkach między-
narodowych, Przegląd Górniczy, 7÷8, 2004, s. 1÷5.
7. Koks – dostawy i handel. Sytuacja w przemyśle stalowym i gospodarce narodowej – popyt,
podaż, prognozy, HIPH pod red. Nr 10, 2013, s. 14÷15.
8. Przemysł koksowniczy, Polski Przemysł Stalowy pod red. P. Talarek, HIPH 2012, s. 34÷38.
9. http://www.jsw.pl/raportroczny/pl-grupa-jsw-rynki-zbytu (październik 2013).
10. www.polskikoks.pl (wrzesień 2013).
11. www.wnp.pl (wrzesień 2013).

MAGDALENA PAJĄK, JOLANTA BITOWT-JABŁOŃSKA, JAN MRÓZ
ZMIANY LEPKOŚCI ŻUŻLI TYPU CaO-FeO-SiO2
W PROCESIE REDUKCJI
CHANGE IN VISCOSITY OF SLAG OF TYPE
CaO-FeO-SiO2 IN THE REDUCTION PROCESS
Abstract
The paper presents the results of calculations of slag viscosity changes in the reduction process
of industry ores. The subject of studies were industrial hematite ore and magnetite concentrate.
Viscosity changes were calculated in the temperature range 1300÷1500°C for the reduction degree of
90 and 95%.
Wprowadzenie
Lepkość żużli jest własnością, która wpływa na możliwości transportu
reagentów wewnątrz fazy, dlatego znajomość lepkości badanych żużli jest
niezbędna w ocenie przydatności określonych żużli w procesach wytwarzania
żelaza. Dotyczy to zarówno klasycznej technologii wytapiania surówki żelaza w
wielkich piecach, jak i nowo opracowywanych technologii wytapiania
redukcyjnego (smelting reduction processes). Lepkość tworzonych żużli jest
szczególnie ważna w procesie wielkopiecowym, bowiem nadmierna szybkość
redukcji FeO może doprowadzić do zwiększenia ich lepkości i zaburzeń w pracy
wielkiego pieca, jeśli nie jest kompensowana wzrostem temperatury. Zatem, aspekt
zmiany lepkości żużli wraz z temperaturą jest istotnym zagadnieniem i powinien
być uwzględniany w badaniach redukcji tlenków żelaza z rud przemysłowych.
Zakres badań
Obliczenia lepkości przeprowadzono dla dwóch gatunków przemysłowych rud
żelaza tj. rudy hematytowej kanadyjskiej (RCC) i koncentratu magnetytowego
(lebiedeński – ML). Skład chemiczny tych rud podano w tablicy 1.
Mgr inż. Magdalena Pająk, mgr inż. Jolanta Bitowt-Jabłońska, prof. dr hab. inż. Jan Mróz – Politechnika
Częstochowska, Wydział Inżynierii Procesowej, Materiałowej i Fizyki Stosowanej, Katedra Ekstrakcji
i Recyrkulacji Metali

13
Tab. 1. Skład chemiczny rudy hematytowej kanadyjskiej RCC
i magnetytowego koncentratu lebiedeńskiego ML, % mas
Związek
chem.
Pierwiastek
Hematyt
(RCC)
Magnetyt
(ML)
Związek chem.
Pierwiastek
Hematyt
(RCC)
Magnetyt
(ML)
Fe 66,64 67,72 Al2O3 0,11 0,16
Fe2O3 93,78 65,64 Mn 0,04 0,03
FeO 1,05 28,05 Zn <0,01 <0,01
CaO 0,14 0,19 K2O, Na2O <0,01 max. 0,09
SiO2 4,29 5,08 P2O5 0,026 0,02
MgO 0,01 0,32 S 0,004 0,058
Do próbek poszczególnych rud stosowanych w badaniach dodawano
odpowiednie ilości tlenku wapnia CaO, aby uzyskać zasadowość (CaO/SiO2)
próbek na poziomie 1,0 i 2,0.
Do obliczeń lepkości badanych próbek w warunkach redukcji FeO do Femet..
przyjęto, że głównymi składnikami układu będą: FeO, CaO, SiO2., MgO i Al2O3
(MgO i Al2O3 wliczono odpowiednio do CaO i SiO2). Jest to uzasadnione udziałem
tych tlenków w rudach i znikomym udziałem pozostałych związków i pierwia-
stków. Skład chemiczny poszczególnych rud (zmodyfikowanych do zasadowości
1,0 i 2,0) i zredukowanych do FeO przedstawiono w tablicach 2 i 3.
Tab. 2. Obliczony skład chem. (% mas.) badanych rud z udziałem podstawowych
składników żużla o zasadowości 1,0 (żelazo w postaci FeO)
Związek chemiczny,
Pierwiastek
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt lebied.
(ML)
FeO 90,40 89,37
CaO 4,75 5,39
SiO2 4,85 5,24
*
MgO i Al2O3 wliczone odpowiednio do CaO i SiO2
Tab. 3. Obliczony skład chem. (% mas.) badanych rud z udziałem podstawowych
składników żużla o zasadowości 2,0 (żelazo w postaci FeO)
Związek chemiczny,
Pierwiastek
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt lebiedeński
(ML)
FeO 86,90 84,98
CaO 8,73 10,00
SiO2 4,47 5,02
*
MgO i Al2O3 wliczone odpowiednio do CaO i SiO2
Ze względu na fakt, że w trakcie procesu redukcji skład chemiczny tlenków
ulega radykalnej zmianie ze względu na redukcję FeO, konieczne staje się
określenie składu chemicznego po założonej redukcji do określonego stopnia
redukcji, bowiem znacząco będzie to wpływać na skład fazowy i własności
fizykochemiczne, a głównie lepkość i napięcie powierzchniowe. W tablicach 4 i 5
podano obliczone składy chemiczne żużli po redukcji do 90 i 95%, odpowiednio
dla żużli o zasadowości 1,0 i 2,0.

14
Tab. 4. Skład chemiczny badanych żużli (% mas.) o zasadowości 1,0 przy określonych
stopniach redukcji
Hematyt kanad. (RCC)
(ML)
stopień redukcji stopień redukcji
Związek
chemiczny,
Pierwiastek
90% 95% 90% 95%
FeO 48,50 32,01 45,68 29,60
CaO 25,48 33,64 27,54 35,70
SiO2 26,02 34,35 26,68 34,70
Tab. 5. Skład chemiczny badanych żużli (% mas.) o zasadowości 2,0
przy określonych stopniach redukcji
Hematyt kanad.
(RCC)
(ML)
stopień redukcji stopień redukcji
Związek chemiczny,
Pierwiastek
90% 95% 90% 95%
FeO 39,88 24,88 36,38 22,26
CaO+MgO 40,07 50,06 42,84 52,35
SiO2 20,05 25,06 20,78 25,39
Obliczenia lepkości przeprowadzono w zakresie temperatur 1300÷1500°C
w interwałach 50°C.
Lepkość badanych żużli CaO-FeO-SiO2
przy zerowym stopniu redukcji FeO
Obliczenia lepkości dynamicznej żużli przeprowadzono wg modelu F-Z. Ji, D.
Sichen, S. Seetharaman [1] z wykorzystaniem programu komputerowego
implementującego ten model, opracowanego w Katedrze Ekstrakcji i Recyrkulacji
Metali Politechniki Częstochowskiej [2]. W tablicach 6 i 7 podano obliczone
wartości lepkości dla próbek o zasadowości 1,0 i 2,0 w badanym zakresie
temperatur 1300÷1500°C, przed rozpoczęciem redukcji FeO.
Wyniki te przedstawiono graficznie na rysunku 1. Widoczne jest, że lepkość
badanych żużli zależy przede wszystkim od zasadowości żużli, natomiast w bardzo
małym stopniu od gatunku rudy. Jak widać, w temperaturze 1300°C maksymalna
lepkość żużli o zasadowości 2,0 nieco przekracza 3 dPa·s, zaś żużli o zasadowości
1,0 nie przekracza 1,5 dPa·s.
Tab. 6. Obliczona lepkość żużli (dPa·s) dla badanych próbek
rud i koncentratów o zasadowości 1,0 zredukowanych do FeO
Temperatura °C
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt
lebiedeński (ML)
1300 1,37 1,45
1350 0,89 0,94
1400 0,60 0,62
1450 0,41 0,42
1500 0,29 0,29

15
Tab. 7. Obliczona lepkość żużli (dPa·s) dla badanych próbek
rud i koncentratów o zasadowości 2,0 zredukowanych do FeO
Temperatura °C
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt
lebiedeński (ML)
1300 2,73 3,01
1350 1,58 1,71
1400 0,95 1,00
1450 0,58 0,61
1500 0,37 0,38
1300 1350 1400 1450 1500
temperature, oC
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
viscosity,
dPa·s
FeO red. degree - 0%
hematite ore RCC - basicity1.0
magnetite conc. ML - basicity 1.0
hematite ore RCC - basicity 2.0
magnetite conc. ML - basicity 2.0
Rys. 1. Lepkość żużli tlenkowych w funkcji temperatury dla początkowego składu
chemicznego żużli (stopień redukcji FeO – 0%)
W miarę wzrostu temperatury wpływ zasadowości na lepkość żużli maleje,
aby przy temperaturze 1500°C zbliżyć się do wartości, które w praktyce
metalurgicznej nie są już istotne (w procesach wielkopiecowych żużle o lepkości
3÷5 dPa·s są uważane za żużle rzadkopłynne).
Lepkość żużli trójskładnikowych CaO-FeO-SiO2
przy 90% redukcji FeO
Obliczenia lepkości żużli o zasadowości 1,0 i 2,0, w których pozostało jedynie
10% mas. pierwotnej zawartości FeO (stopień redukcji 90%) – skład chemiczny
w tablicach 4 i 5 – również przeprowadzono z wykorzystaniem modelu
opracowanego przez autorów [1]. Wyniki obliczeń lepkości podano w tablicy 8 –
dla żużli o zasadowości 1,0 – i w tablicy 9 – dla żużli o zasadowości 2,0 oraz na
rysunku 2.

16
Tab. 8. Obliczona lepkość żużli (dPa·s) dla poszczególnych
próbek żużli o zasadowości 1,0; stopień redukcji FeO 90%
Temperatura °C
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt
lebiedeński (ML)
1300 0,85 0,94
1350 0,61 0,67
1400 0,45 0,49
1450 0,33 0,36
1500 0,25 0,28
Tab. 9. Obliczona lepkość żużli (dPa·s) dla poszczególnych
próbek żużli o zasadowości 2,0; stopień redukcji FeO – 90%
Temperatura °C
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt
lebiedeński (ML)
1300 3,68 4,42
1350 2,24 2,71
1400 1,40 1,71
1450 0,90 1,11
1500 0,59 0,74
Rys. 2. Lepkość żużli w funkcji temperatury, przy składzie chemicznym odpowiadającym
redukcji FeO w 90% mas.
Jak widać z pokazanych danych, przy temperaturze 1300°C różnice lepkości
żużli o zasadowości 1,0 i 2,0 zredukowanych do 90% są większe w porównaniu

17
z różnicą lepkości żużli przed redukcją. W temperaturze 1500°C różnice te również
się zwiększają, nie są to jednak istotne wartości.
Lepkość żużli trójskładnikowych CaO-FeO-SiO2
przy 95% redukcji FeO
Wyniki obliczeń lepkości żużli o zasadowości 1,0 i 2,0 (skład chem. – tab. 4
i 5), w których pozostało tylko 5% mas. pierwotnej zawartości FeO, podano
w tablicy 10 – dla żużli o zasadowości 1,0 i w tablicy 11 – dla żużli o zasadowości
2,0 oraz na rysunku 3.
Tab. 10. Obliczona lepkość żużli (dPa·s) dla poszczególnych próbek żużli
o zasadowości 1,0; stopień redukcji FeO – 95%
Temperatura °C
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt
lebiedeński (ML)
1300 1,52 1,77
1350 1,15 1,33
1400 0,88 1,01
1450 0,68 0,79
1500 0,54 0,62
Rys. 3. Lepkość żużli w funkcji temperatury, przy składzie chemicznym odpowiadającym
redukcji FeO w 95% mas.

18
Tab. 11. Obliczona lepkość żużli (dPa·s) dla poszczególnych próbek żużli o zasadowości
2,0; stopień redukcji FeO 95%
Temperatura °C
Hematyt kanad.
(RCC)
Magnetyt
kowdorski (MK)
Magnetyt
lebiedeński (ML)
1300 6,22 147,66 7,40
1350 4,08 64,17 4,89
1400 2,75 29,32 3,31
1450 1,90 14,01 2,29
1500 1,34 6,98 1,62
Z porównania danych z rysunku 2 oraz rysunku 3 widoczne jest, że
zwiększenie stopnia redukcji z 90 do 95% powoduje dalsze zwiększenie lepkości.
Różnice lepkości żużli o zasadowości 1,0 i 2,0 są w temperaturze 1300°C dość
duże i sięgają ok. 5 dPa·s. Jednak w przypadku oceny lepkości żużli o zasadowości
2,0 w temperaturze 1300°C, biorąc pod uwagę diagramy fazowe właściwe dla
badanych warunków [3], tj. żużli o wysokiej zasadowości , należy pamiętać, aby
traktować je jako wartości hipotetyczne ze względu na tworzące się wysokotopliwe
fazy mineralogiczne.
Podsumowanie
W obliczeniach lepkości żużli (z rudy RCC i koncentratu ML) stwierdzono, że
nawet żużle o stopniu zredukowania FeO do 95% zachowują dość dobrą płynność
w zakresie temperatur 1350÷1400°C. Ich lepkość w badanym przedziale
temperaturowym redukcji zawiera się w zakresie 3÷5 dPa·s. Jednak w odniesieniu
do żużli o zasadowości 2,0 należy mieć na uwadze, że mogą one być bardziej
zagęszczone ze względu na wytrącanie się stałego ortokrzemianu wapnia w tym
zakresie temperatur.
Literatura
1. Ji F-Z., Sichen D., Seetharaman S.: Experimental studies of the viscosities in the CaO-FeO-SiO2
slags, Metall. a. Mat. Trans. B, 1997, vol. 28B, Oct., s. 827.
2. Mróz J.: Redukcja tlenków żelaza z ciekłych żużli stałym reduktorem węglowym, Wyd.
Wydziału Metalurgii i Inżynierii Materiałowej Politechniki Częstochowskiej, seria: Metalurgia
nr 4, Częstochowa 2000.
3. Mróz J.: Badania podstaw nowej technologii wytwarzania żelaza w stanie stałym drogą redukcji
tlenków żelaza z faz ciekłych, sprawozdanie z projektu KBN, nr N N507 280336
(niepublikowane).

ANATOLY G. SVYAZHIN, LUDMILA M. KAPUTKINA, JERZY SIWKA
ADVANCED STEELS AND TECHNOLOGIES
ZAAWANSOWANE STALE I TECHNOLOGIE
Abstract
Development of new cars and constructions demands the new materials, differing the high
durability and plasticity at smaller specific weight. It as a whole allows to reduce the specific
consumption of materials and energy, to increase reliability of constructions, and in transport
mechanical engineering to increase safety of passengers. Development of steel-smelting production
goes on the way of technology complication for the purpose of increase of purity of steel and quality
of cast ingot.
Введение
Генеральным направлением развития сталеплавильного производства
являются чистые по вредным примесям стали. Уменьшение содержания
в стали вредных примесей не только само по себе существенно улучшает ее
физико-механические свойства, но и делает весь процесс производства
стального проката от разливки до готовой продукции более контролируемым
и управляемым, а свойства конечного продукта более предсказуемыми.
Степень чистоты стали характеризуется не средним, как это часто делается,
а наибольшим содержанием примеси, фактически получаемым на 100%
плавок. По наибольшему содержанию примеси настраивается вся дальнейшая
технология, оно определяет разброс свойств готовой стали. Гарантированное
обеспечение на 100% плавок содержания примеси не выше заданного
предела создает предпосылки для гарантированного достижения желаемого
и стабильного уровня свойств готового продукта. Минимальное содержание
примесей цветных металлов обеспечивается за счет чистой шихты,
а содержание поддающихся удалению примесей, таких как C, S, P, N, H, O за
счет применения соответствующих технологий. Сегодня в наиболее
продвинутых сталях достигается содержание удаляемых примесей , ppm:
C  20; N  30; S  20, O  15÷20, что находится на пределе возможностей
существующих технологий.
A.G. Svyazhin, L.M. Kaputkina – National University of Science and Technology «MISIS», Moscow, Russia,
Jerzy Siwka – Politechnika Częstochowska, Wydział Inżynierii Procesowej, Materiałowej i Fizyki Stosowanej,
Katerdra Ekstrakcji i Recylkulacji Metali, Częstochowa, Poland

20
Стандартная технологическая схема производства чистой стали: домен-
ная печь, кислородный конвертер, стенд продувки аргоном для предваритель-
ного перемешивания после выпуска плавки из агрегата, установка вакуумно-
го обезуглероживания, установка ковш-печь, стенд доводки плавки (коррек-
тировка химсостава, усреднение и промывочная продувка аргоном) и уста-
новка непрерывной разливки стали. По этой схеме чистота стали по
примесям цветных металлов обеспечивается первородной шихтой (чугуном,
продуктами прямого восстановления) и подбором чистого скрапа, сера
удаляется в основном на стадии десульфурации чугуна и в небольшой
степени при внепечной обработке стали, фосфор до требуемого уровня его
содержания в стали удаляется на стадии конвертерной плавки, при этом
также ограничивается его содержание в чугуне. В электросталеплавильном
производстве получение чистой стали более проблематично, так как ресурсы
стального скрапа требуемой чистоты ограничены, поэтому необходимо
увеличивать в шихте долю первородных материалов (чугуна, продуктов
прямого восстановления). При выплавке высоколегированных сталей для
получения низкого содержания фосфора в металле приходится усложнять
технологию и ограничивать количество легированных отходов в шихте.
1. Новые высокоазотистые стали
В настоящее время азот уже не является экзотическим элементом стали,
он получает все более широкое применение как один из важнейших
перспективных легирующих элементов, открывающих новые возможности
в создании материалов на основе сплавов железа.
К настоящему времени достигнут значительный прогресс в познании
процессов легирования стали азотом, расширилось промышленное
производство изделий из высокоазотистых сталей для энергетики,
транспорта, химической и пищевой промышленности и медицины.
Азот может придавать стали особые свойства. Поэтому перспективным
направлением разработки и применения легированных азотом сталей может
быть создание новых сталей со специальными функциональными
свойствами, таких как стойких в биоактивных средах, бактерицидных,
высокопрочных конструкционных, легких сталей и др. [1].
1.1. Стали коррозионно-стойкие в биоактивных средах
Нами изучена склонность к микробиологической коррозии легированных
азотом хромоникелевых сталей в средах, обогащенных сероводородом
и благоприятных для размножения сульфатвосстанавливающих бактерий [2].
Для экспериментов использовали накопительные культуры углеводородо-
кисляющих и сульфатвосстанавливающих бактерий, выделенных из
пластовых вод Куедино-Красноярского месторождения. Состав сталей
и результаты исследования представлены в таблицах 1 и 2.
Видим, что нержавеющая сталь 07Cr14Ni5Cu2MoNb и особенно
легированные азотом исследованные хромоникелевые стали обладают

21
значительно меньшей склонностью к адгезии, то есть большей стойкостью
против адгезии коррозионно-активных микроорганизмов, а также
устойчивостью к микробному обрастанию и формированию коррозионно-
активных биопленок по сравнению с обычной конструкционной сталью
36CrMnMo.
Таб. 1. Химический состав сталей, (масс.%)
Сталь Cr Ni Mn Si Cu Nb Мо С N
36CrMnMo 0,89 0,20 1,03 0,46 - - 0,20 0,36 0,01
07Cr14Ni5Cu2MoNb 14,0 5,0 0,6 0,3 1,7 0,04 0,2 0,07 0,01
02Cr13N 12,9 0,25 0,34 0,44 - - - 0,02 0,12
05Cr15Ni5Cu2MoNbN 15,0 5,0 0,6 0,3 1,7 0,04 0,2 0,05 0,12
05Cr14Ni7Cu2MoNbN 14,0 7,0 0,6 0,3 1,7 0,04 0,2 0,05 0,12
05Cr14Ni9Cu2MoNbN 14,0 9,0 0,6 0,3 1,7 0,04 0,2 0,05 0,12
Таб. 2. Способность сталей к адгезии микроорганизмов
Сталь
Количество адгезированных
микроорганизмов, клеток/см2 Способность к адгезии
36CrMnMo (8,4 ± 0,4) × 106
Высокая
07Cr14Ni5Cu2MoNb (4.3 ± 0.4) × 102
Низкая
02Cr13N (9,6 ± 0,8) × 102
Низкая
05Cr15Ni5Cu2MoNbN (0.5 ± 0.2) × 102
Низкая
05Cr14Ni7Cu2MoNbN (0.2 ± 0.1) × 102
Низкая
05Cr14Ni9Cu2MoNbN (0.2 ± 0.1) × 102
Низкая
Введение в состав стали азота даже в количестве 0,12%, имеет эффект
больший, чем добавка никеля. Количество адгезированных микроорганизмов
на поверхности образца стали 07Cr14Ni5Cu2MoNbN в ~8 раз меньше, чем на
поверхности образца из стали 07Cr14Ni5Cu2MoNb. Увеличение содержания
никеля в составе стали на 2 и 4% приводит к снижению количества
адгезированных микроорганизмов на поверхности стальных образцов всего
лишь в 2 раза, табл. 2.
1.2. Антибактериальные (биоцидные) стали
В работе [3] исследовали структуру и свойства хромоникелевой стали
дополнительно легированной Cu и N. Медь является вторым после серебра

22
активным по отношению к бактериям элементом. Состав сталей представлен
в таблице 3.
Таб. 3. Химический состав сталей, (масс.%)
Steel grade C Cr Ni Mn Mo Si Cu V N
Cr18Ni10 0,02 17,8 8,8 1,45 0,15 0,38 0,27 0,15 0,02
Cr18Ni10Cu2 0,03 18,7 10,1 1,22 0, 29 0,50 1,57 0,15 0,01
Cr18Ni10Cu5 0,03 17,9 9,8 1,6 0,26 0,70 5,00 0,12 0,02
Cr18Ni10Cu5N 0,03 18,1 9,4 1,41 0,32 0,39 5,02 0,15 0,22
Изучение дезинфицирующей активности сталей проводили в сертифици-
рованной лаборатории Санитарно-Эпидемиологической Службы, г. Москва.
В качестве тест-объектов использовали пластины, не содержащие антими-
кробные добавки (контроль), пластины и цилиндры из стали, содержащей
антимикробные добавки Cu и Ag (0,01%). В качестве тест-микроорганизмов
использовали культуры бактерий: S. Aureus (золотистый стафилококк) (шт.
906), Е. coli (кишечная палочка) (шт. 1257). Для количественной оценки
дезинфицирующей способности испытываемых образцов принимали КОЕ/мл
и КОЕ/см2. Эта единица измерения обозначает количество колониеобра-
зующих единиц в одном миллилитре жидкости или на одном сантиметре
поверхности образца. Снижение микробной обсемененности определяли по
количеству выросших колоний в опыте и контроле, принимая количество
колоний в контрольных образцах за 100 %.
Таб. 4. Бактерицидная активность образцов стали, контаминированных
стафилококком (S.aureus) при концентрации микробных клеток 102
/мл
Сталь выдержка, час.
S. aureus,
КОЕ/см2
Снижение количества
микробов
Cr18Ni10Cu5N (cc)
1
4
24
5,2·103
3,9·103
0
3.7
4.88
100
Cr18Ni10Cu5N (ht) 1
4
24
4,9·103
3,7·103
0
9,26
9,76
100
Cr18Ni10Cu5 (cc) 1
4
24
4,9·103
3,8·103
0
9,26
7.32
100
Cr18Ni10Cu5 (ht) 1
4
24
4,9·103
4,0·103
0
9,26
2,44
100
Cr18Ni10+1,5% Сu (ht) 1
4
24
5,3·103
4,0·103
25
1.85
2.44
10.71
Control (plate) 1
4
24
5,4·103
4,1·103
28
cc-литое состояние; ht-после термообработки

23
Результаты испытаний показывают (табл. 4), что стали с высоким
содержанием меди и азота при непосредственном контакте с раствором,
содержащим бактерии, проявляют бактерицидность по отношению к стафи-
лококку и кишечной палочке, эффект зависит от концентрации микробов.
При контаминации образцов металлов культурой стафилококк снижение
микробной обсемененности образцов сталей, легированных медью (5%) через
24 часа составляет 100%, а образца, содержащего 1,5% меди – 10,71%
(табл. 4).
Следовательно, образцы хромоникелевых сталей, содержащие 5% меди,
обладают дезинфицирующей способностью в отличие от аналогичных
сталей, содержащих до 1,5% меди. Высокая концентрация меди в стали
(более 5%) позволяет существенно повысить способность исследуемого
материала уничтожать бактерии класса стафилококк и кишечной палочки.
Бактерицидные свойства сталей, легированных азотом, выше при длительных
испытаниях, нежели сталей, не содержащих азота примерно на 10%. Кроме
того азот повышает технологические свойства стали, легированной медью.
При нагреве перед прокаткой в аустенитной области эти стали хорошо
деформируются в горячем и в холодном состоянии. После деформации при
комнатной температуре на 83% сохраняется немагнитное состояние. При
этом твердость приближается к твердости мартенситной структуры.
Придание сталям антибактериальных свойств открывает перспективу
значительного расширения области применения этих материалов в медицине,
пищевой, нефтегазовой промышленности, в системах водоочистки и ком-
мунальном хозяйстве.
Уникальные свойства азотистых сталей достигаются за счет точного
регулирования химсостава, технологии термодеформационной обработки
и количества и размеров избыточных фаз. Присутствие примесей усложняет
получение заданной структуры и свойств и уменьшает эффект введения азота
в сталь. Поэтому как правило стали, легированные азотом, и прежде всего
высокоазотистые и азотистые, выплавляются по технологиям чистой стали.
В таблице 5 приведены примеры некоторых промышленных сталей.
Таб. 5. Содержание фосфора и серы в некоторых нержавеющих сталях
Содержание элементов, %
Сталь
C Si Mn Cr Ni Mo P S N
Cr22Mn26N, [4] 0,10 2,0 26 22 - - 0,012 0,002 0,71
347 [5] 0,08 0,58 1,31 18,7 11,8  1,10 0,023 0,0005 0,22
Cr22Ni6Mo3N, [6] 0,014 0,38 1,45 23 6,0 3,2 0,021 0,001 0,17
1.3. Стали для криогенных температур
Это высоколегированные стали с минимальным содержанием примесей
и чисто аустенитной структурой, обеспечивающей достаточную пластич-
ность в области низких температур, выплавляются в электропечах. Стальной
скрап постепенно загрязняется примесями цветных металлов и такими

24
элементами, как As, Sb. Количество чистого скрапа со временем неуклонно
уменьшается, а стоимость его растет. Поэтому при выплавке чистой стали
в электропечах в шихте увеличивается доля продуктов прямого восстано-
вления железа а на металлургических комбинатах переходят на жидкий
чугун. Так по данным [7] компании TISCO (Китай) на заводе полного
металлургического цикла применение жидкого чугуна более экономично,
кроме того получаемая сталь содержит меньше примесей, таб.6.
Таб. 6. Сравнение содержания примесей в нержавеющей стали при разной шихте [7]
Содержание элементов, %
Шихта
As Sn Sb Pb Bi P
Чугун ≤ 0,001 ≤ 0,001 ≤ 0,001 ≤ 0,001 ≤ 0,001 ≤ 0,001
Стальной
лом
0,0095 0,0105 0,0047 0,0017 0,0072 0,0151
Крупные производители нержавеющей стали для производства
высококачественной коррозионно стойкой, в том числе высокоазотистой,
стали с минимальными затратами на производство применяют следующие
технологии с жидким чугуном в шихте [7].
1. De-P чугуна в ковше + плавка сплавов в 30-t EAF  конвертер K-OBM 
VOD  LF CCM. Эта технология применяется в цехе № 2 фирмы
TISCO с производительностью 550 000 т/год.
2. De-S чугуна в ковше  K-OBM (De-P + De-С)  EAF  AOD  LF 
CCM. Технология нового сталеплавильного цеха TISCO, годовое
производство 2 млн. т/год.
3. De-P чугуна в ковше  EAF  AOD  VOD  LF  CCM. Технология
Baosteel (1,5 млн.т/год) и JISCO (600 000 т/год).
2. Легкие стали
Стали на основе системы легирования Fe-Mn-Al-Si-C при высоких
прочности и пластичности не уступающих аустенитным сталям могут иметь
меньший удельный вес, по оценкам до 6,5 г/см3
. Стали могут иметь
выдающееся сочетание свойств: высокую прочность ( до 1000 МПа)
и пластичность (удлинение до 60%) при меньшей плотности. Поэтому
преимущественно эти стали разрабатываются для автомобилестроения, как
стали 2-го поколения (рис. 1).
Широкого промышленного применения эти стали еще не получили. Есть
только отдельные примеры.
Нами методами металлографического, рентгеноструктурного и магнито-
метрического анализа, анализа диаграмм фазовых равновесий и испытания на
горячее сжатие с использованием испытательного комплекса «Gleeble System
3800» исследованы структура, свойства и процессы, протекающих при
горячей деформации в литых сплавах Fe + (16,8÷25,6)% Mn + (0÷14,4)% Al +
(0,02÷2,18)% C + (0,001÷0,135)% N [10]. Литые образцы сплавов представ-

25
ляли собой цилиндры диаметром Ø = 5,50÷6,20 мм, высотой 9,70÷11,45 мм,
которые в подвергали термической и термомеханической обработке с горячей
деформацией сжатием при температуре Т = 950÷1000°С со скоростью дефор-
мации έ = 0,1 с-1 вдоль оси. После деформации образцы резко (не менее
50 град/с) охлаждали с помощью воздушных форсунок.
Рис. 1. Стали, применяемые в автомобилестроении [9]
По результатам исследований установили, что все изученные Fe-Mn-Al-С
сплавы, в т.ч. высокоуглеродистые, в литом состоянии хорошо деформи-
руются при высоких температурах, вплоть до 40÷50% обжатия без образо-
вания горячих трещин. Сопротивление горячей деформации σmax растет
с повышением содержания алюминия, углерода и азота, и, естественно,
меньше для феррита по сравнению с аустенитом.
Регулируя состав сплава и режимы термомеханической обработки можно
сформировать триплекс-структуру (γ – α – k-карбид; γ – ε – k-карбид; γ – ε – α)
с разным соотношением, размерами и распределением фаз, обеспечивающую
различный комплекс механических и физических свойств. Добавка азота
уменьшает расслоение расплава и стабилизирует аустенит, уменьшая
количество ε-мартенсита, образующегося при охлаждении. Исследованные
сплавы немагнитны (или слабомагнитны) в термообработанном состоянии,
благодаря их пониженному на 10÷20% удельному весу перспективно их
применение в автостроении,
3. Толстый лист
Характерной особенностью толстого листа является наличие ликва-
ционной полосы в средине поперечного сечения. Эта полоса является следс-
твием кристаллической и химической неоднородности сляба и скопления
неметаллических включений перед фронтом кристаллизации. Кристал-
лическую неоднородность сляба в поперечном сечении можно существенно
уменьшить за счет мягкого обжатия, электромагнитного перемешивания

26
в начале зоны вторичного охлаждения и в меньшей степени за счет орга-
низации течения металла в кристаллизаторе, химическую неоднородность
в основном за счет чистоты металла по примесям и неметаллическим
включениям. Поэтому к сталям ответственного назначения предъявляются
высокие требования по чистоте. Например требования фирмы POSCO по
содержанию примесей в сталях для труб большого диаметра (d 20÷25 мм.,
Ø1219 мм.) находятся на пределе технологических возможностей, таблица 7, [11].
Таб. 7. Состав трубных сталей
Содержание элементов, % масс.
Сталь
C Si Mn P S
X80 0,05÷0,07 ≤ 0,2 ≤ 1,8 ≤ 0,01 ≤ 0,001
X100 0,05÷0,07 ≤ 0,2 ≤ 2,0 ≤ 0,01 ≤ 0,001
Для обеспечения такого содержания примесей необходима глубокая
десульфурация чугуна в ковше, раздельное проведение операций
дефосфорации и обезуглероживания в разных конверторах, глубокое
обезуглероживание в вакууме и окончательная десульфурация в ковше-печи.
По такой технологии при необходимости возможно получить в готовом
металле мимальное содержание, ppm: C = 15, p = 30, S = 1, H = 0,6, N = 12,
O=20, [12 ]. Это конечно возможно в отдельных случаях.
Для устранения или существенного уменьшения ликвационной полосы
в средине поперечного сечения сляба и толстого листа при высокой чистоте
металла необходимы также соответствующие технологии непрерывной
разливки. Так фирма POSCO для повышения качества листов толщиной до
120 мм. на новой машине в Gwangyang Work c 2011г. применяет подачу
в кристаллизатор жидкого шлака, электромагнитное перемешивание и мягкое
обжатие заготовки с жидкой сердцевиной. При этом расширяется зона
равноосных кристаллов, металл в этой зоне гомогенизируется и, тем самым,
устраняются внутренние дефекты сляба и листа [13].
Литература
1. Svyazhin A.G., Kaputkina L.M.: High-Nitrogen Steels: Today and Tomorrow. 11th
International
Conference on High Nitrogen Steels and Interstitial Alloys, HNS 2012. Chennai, India 2012,
Abstracts. p. 39.
2. Nizhegorodov C.Yu., Voloskov S.A., Trusov V.A. and Kaputkina L.M.: Metallovedenie
i Termicheskaia Obrabotka Metallov. 2008, p 44.
3. Kaputkina L., Prokoshkina V., Svyazhin A.: New Corrosion-Resistant Bactericidal Nitrogen-
Containing Steels with Increased Strength. Advanced in Science and Technology, Trans. Tech.
Publication, Switzerland, 2010,Vol. 76, p. 72.
4. Wang H., Lin Z., Liu Y. et al.: Proceedings Intern. Conference on High Nitrogen Steels 2006.
Beijing (China), Metallurg. Soc. Press, 2006, p. 395.
5. Chen Ch., Fu B., Cheng G.: 5th
Int. Congr. Scien. Techn. Steelmaking, ICS 2012, Dresden,
Germany 2012, CD, ID: 1293.
6. Li W., Liu Y., Xiong Q.: Proceedings Intern. Conference on High Nitrogen Steels 2006. Beijing,
China, Metallurg. Soc. Press, 2006, p. 324.
7. Lin Q., Li Ch.: Rapidly growing stainless steel industry in China, Proceedings of Int. Conference
on High Nitrogen Steels, HNS 2006. China, 2006. p. 1.

27
8. De Ardo A.J., Garcia C.I., Shu H. et al.: Proceedings Intern. Conf. Advanced Steels 2010,
Advanced Steels, Beijing, China, Metallurg. Industry Press, 2010, p. 166.
9. Бронз А.В., Капуткина Л.М., Киндоп В.Э., Прокошкина В.Г., Свяжин А.Г.: Изменение
структуры при термической обработке литых высокоалюминий марганцевых сплавов
железа. Изв. вузов. Черная металлургия, 2012, №9, с. 38.
10. Kang K.B., Kang J.S., Yoo J.Y. et al.: Proceedings Intern. Conf. Advanced Steels 2010,
Advanced Steels, Beijing, China, Metallurg. Industry Press, 2010, p. 269.
11. Zhang F.: 5th
Int. Congr. Scien. Techn. Steelmaking, ICS 2012, Dresden, Germany 2012, CD, ID:
108.
12. Yim Ch.-H., Seo J.-D.: 5th
Int. Congr. Scien. Techn. Steelmaking, ICS 2012, Dresden, Germany
2012, CD, ID: 1290.

JAN JOWSA, ADAM CWUDZIŃSKI
STRUKTURA TURBULENTNEGO PRZEPŁYWU
STALI I CZĄSTEK STAŁYCH
W KRYSTALIZATORZE MASZYNY COS
STRUCTURE OF STTEL TURBULENT FLOW
AND PARTICLE TRANSPORT IN CONTINUOUS
CASTING MOULD
Abstract
The structure of steel turbulent flow in slab mould is studied using mathematical simulation, and
the k-ε turbulence model. In the present investigation, a three dimensional flow field is presented
using real geometrical dimension starting from the inlet port of the submerged entry nozzle (SEN).
Particle motion and capture were simulated using a Lagrangian trajectory-tracking approach, based on
flow field obtained from k-ε turbulence simulations. The flow structure indicates large gradients of
velocity. The velocity gradients are responsible for the steel meniscus instability.
Wstęp
Napełnianie krystalizatorów podczas odlewania wlewków płaskich
przeznaczonych na blachy grube odbywa się za pomocą wylewów zanurzeniowych
o różnej konstrukcji, ale zazwyczaj wyposażonych w dwa wylewy ulokowane
symetrycznie. Geometria krystalizatora oraz rodzaj i miejsce usytuowania wylewu
zanurzeniowego kształtują strukturę ruchu stali, aż do momentu jej zakrzepnięcia.
Przepływ stali w górnych partiach krystalizatora charakteryzuje się znaczną
turbulencją, która może oddziaływać korzystnie lub też niekorzystnie na czystość
wlewka podczas ciągłego odlewania stali.
Celem podjętych badań było przeprowadzenie symulacji numerycznej
zachowania się stali w krystalizatorze, odpowiadającym warunkom stosowanym
podczas odlewania stali w jednej z krajowych hut.
Obliczenia przeprowadzono, zakładając układ jednofazowy i stosując dla
opisu turbulencji standardowy model k-ε. Dla symulacji cząstek stałych np.
wtrąceń niemetalicznych znajdujących się w stali zastosowano metodę śledzenia
Prof. dr hab. inż. Jan Jowsa, dr inż. Adam Cwudziński – Politechnika Częstochowska, Wydział Inżynierii
Procesowej, Materiałowej i Fizyki Stosowanej, Katedra Ekstrakcji i Recyrkulacji Metali

29
ich trajektorii (metoda Lagrange’a). Niniejsza praca jest kolejnym etapem badań
[1], celem których jest opracowanie charakterystyk opisujących zjawiska hydro-
dynamiczne w krystalizatorze COS.
1. Charakterystyka układu badawczego
Przedmiotem badań był krystalizator napełniany stalą przez wylew
zanurzeniowy. Usytuowanie wylewu w krystalizatorze ilustruje rys. 1. Przekrój
krystalizatora miał następujące wymiary 1150×150 mm. Wysokość krystalizatora
wynosiła 800 mm. Średnica wylewu zanurzeniowego wynosiła 70 mm. Prędkość
odlewania wlewków płaskich, odpowiadająca warunkom nominalnym pracy
urządzenia COS wynosiła 1,3 m/min. Podczas odlewania stali do krystalizatora, na
lustro metalu, podawano zasypkę smarującą. Wylew zanurzeniowy wykonany był
z materiałów ceramicznych i posiadał dwa porty wylewowe o kształcie zbliżonym
do owalu.
Rys. 1. Schemat krystalizatora i wylewu zanurzeniowego
2. Opis modelu matematycznego
Obliczenia przepływu stali do krystalizatora przez wylew zanurzeniowy
przeprowadzono dla warunków stacjonarnych i izotermicznych, korzystając
z równania Navier-Stokesa i równania ciągłości:
   
 
T
ρ p μ
 
        
 
 
u u I u u (1)
0
 
u (2)
gdzie: ρ – gęstość stali [ML–3
], μ – lepkość dynamiczna stali [ML–1
T–1
], u – wektor
pola prędkości stali [LT–1
], p – ciśnienie [ML–1
T2
], I – macierz jednostkowa.

30
Ponieważ przepływ stali w górnej części krystalizatora, bezpośrednio przy
wylewie zanurzeniowym, jest według wielu ocen i obserwacji dość burzliwy,
dlatego do powyższych równań dołączono dwu-równaniowy model turbulencji k-ε.
Szczegółowy opis modelu turbulencji k-ε można znaleźć w pracach [2, 3].
Transport cząstek niemetalicznych płynących w stali w postaci ich trajektorii
obliczono, korzystając z wyznaczonego stacjonarnego przestrzennego pola
prędkości stali oraz prawa Newtona
)
(
( v
u
v) 
 d
p
p F
m
m
dt
d
(3)
gdzie Fd jest siłą oporu na jednostkę masy, obliczoną według zależności Schillera-
Naumanna:
2
4
Re
3
p
p
r
D
d
d
C
F


 (4)
)
Re
15
,
0
1
(
Re
24 637
,
0
r
r
D
C 
 (5)

 p
r
d
v
u 

Re (6)
gdzie: dp – średnica cząstki, mp – masa cząstki, ρp – gęstość właściwa cząstki,
v – wektor prędkości cząstki.
3. Warunki obliczeń pola wektorowego stali
i symulacji transportu cząstek
Obliczenia numeryczne przedstawionego powyżej modelu matematycznego
przeprowadzono za pomocą metody elementów skończonych. W tym celu
wygenerowano niestrukturalną siatkę obliczeniową dla układu 3D, składającą się
z około 60 tys. elementów. Siatkę lokalnie zagęszczono, dotyczy to szczególnie
strefy wylewu zanurzeniowego. Zewnętrzny obraz siatki obliczeniowej
przedstawia rysunek 2.
Szczegółową statystykę wszystkich elementów oraz jakość uzyskanej siatki
obliczeniowej przedstawiono w poniższym zestawieniu (rys. 3). Wygenerowanie
siatki strukturalnej, ze względu na złożony kształt wylewu zanurzeniowego, nie
było możliwe, próby wygenerowania siatki hybrydowej z elementami
strukturalnymi nie pozwoliły na uzyskanie elementów o wyższej jakości, a także
osiągniecie lepszej zbieżności procedur numerycznych.
Obliczenia numeryczne prowadzono metodą elementów skończonych,
korzystając z programu COMSOL.

31
Rys. 2. Zewnętrzny wygląd siatki obliczeniowej krystalizatora i wylewu zanurzeniowego
Rys. 3. Statystyka elementów i histogram jakości siatki obliczeniowej
Warunki brzegowe dla odlewanej stali w krystalizatorze były następujące:
prędkość stali na początku wylewu zanurzeniowego, obliczona według prędkości
odlewanego wlewka, wynosi: 1,416 m/s, na lustrze stali: „slip” – brak naprężeń
stycznych, na pozostałych ścianach krystalizatora i wylewu zanurzeniowego: „no
slip” – z predefiniowaną funkcją ściany. Na wylewie z krystalizatora przyjęto

32
ciśnienie otoczenia. Wartości parametrów modelu turbulencji na wlewie są
następujące: k = 0,02 m2
/s2
, ε = 0,1 m2
/s3
. Gęstość właściwa stali ρ = 7020 kg/m3
,
lepkość dynamiczna stali μ = 0.006 Pa·s.
Dla symulacji przepływających cząstek w stali przejęto następujące warunki
brzegowe: liczba cząstek na wlewie = 3000, gęstość właściwa cząstek
ρp = 3200 kg/m3
, średnica cząstek dp = 10 μm. Cząstki mogą być tylko
przechwytywane przez powierzchnię swobodną – lustro stali, od wszystkich
pozostałych ścian obiektu, za wyjątkiem wylewu krystalizatora, zostają odbite.
4. Wyniki obliczeń
4.1. Charakterystyki pól prędkości i turbulencji stali
Obliczone przestrzenne mapy prędkości stali i energii turbulencji w krysta-
lizatorze podczas stacjonarnego procesu odlewania są podstawą do oceny
warunków hydrodynamicznych, pod względem ich wpływu na krzepnięcie stali
oraz stopień czystości i homogeniczności stali. Szczegółowa analiza pól prędkości
w każdym obszarze krystalizatora jest możliwa na podstawie uzyskanych
symulacji numerycznych. Ponieważ głównym zadaniem badań była ocena,
generowanego za pomocą wylewu zanurzeniowego, ruchu stali pod względem
oddziaływania na czystość otrzymywanego wlewka ciągłego, zatem rys. 4. stanowi
dobry krok wyjściowy w kierunku tej analizy.
Rys. 4. Pole prędkości stali w krystalizatorze
Na rys. 4. przedstawiono wektorowe pole prędkości stali w krystalizatorze
odwzorowane na płaszczyźnie przechodzącej przez osie otworów wylewu
zanurzeniowego. Widać z niego, że wylew zanurzeniowy wytwarza dwa wiry

33
o przeciwnych kierunkach w górnych partiach krystalizatora, oddziałujące na
powierzchnię swobodną stali. Wielkość tego oddziaływania można określić przez
prędkość stali przy powierzchni oraz turbulencję wyrażoną liczbą Reynoldsa (Re).
Rys. 5. Prędkość stali w krystalizatorze bezpośrednio przy jej powierzchni
Rys. 6. Wartości liczby Re dla przepływającej stali bezpośrednio przy powierzchni
Na rysunkach 5 i 6 przedstawiono prędkość przepływającej stali i wartości
liczby Re wyznaczone dla linii znajdującej się bezpośrednio przy powierzchni
swobodnej, poprowadzonej na całej szerokości krystalizatora, w połowie grubości
wlewka. Na rysunku 6 środkowa część charakterystyki dotyczy liczby Re na
przekroju poprzecznym otworu w wylewie zanurzeniowym. Z rysunków tych

34
widać, że największa prędkość i wartość liczby Re dotyczy obszarów w połowie
szerokości pomiędzy wylewem a ścianami bocznymi krystalizatora. Ponadto
wartości tych wielkości są wyraźnie wyższe, niż w pozostałych partiach
krystalizatora. Jest to istotna przesłanka za tym, że do stali w krystalizatorze mogą
być „zaciągane” partie stałej lub ciekłej zasypki pokrywające lustro stali
w krystalizatorze.
4.2. Trajektorie cząstek stałych poruszających się w stali przepływającej
przez krystalizator
Obliczenia ruchu cząstek stałych przemieszczających się wraz ze stalą, od
wlewu stali do wylotu z krystalizatora, dają informację o możliwości ich usuwania
do żużla pokrywającego lustro stali oraz o stanie ich rozmieszczenia na przekroju
wlewka. Trajektorie cząstek obrazuje rysunek 7. Widać z tego rysunku, że cząstki
kuliste, lżejsze od stali (ρp = 3200 kg/m3
), o średnicy 10 μm przemieszczają się
w ten sposób, że tworzą swoiste „pętle” w górnej części krystalizatora, po czym
spływają wydłuż ścian bocznych, aż do wylotu z krystalizatora. Tylko dla 5%
cząstek podanych na wlocie wylewu zanurzeniowego trajektorie kończą się na
powierzchni lustra stali, świadczy to pośrednio o tym, że potencjalne możliwości
rafinacji, poprzez żużel pokrywający stal w krystalizatorze, nie są duże.
Rys. 7. Trajektorie cząstek przepływających przez krystalizator

35
Na rysunku 8 wyraźnie widać, że ślady cząstek przemieszczają się ku ścianom
krystalizatora, sugeruje to intensywniejsze wydzielanie się wtrąceń niemeta-
licznych na frontach krystalizacji stali we wlewku ciągłym.
Rys. 8. Rozmieszczenie śladów przepływających cząstek na wybranych przekrojach
krystalizatora
Dla uzupełnienia informacji o zachowaniu się cząstek stałych wykonano dwa
histogramy, które charakteryzują czas przebywania cząstek oraz długość pokonanej
drogi, nim opuszczą krystalizator lub wydostaną się na powierzchnię lustra stali.
Wyniki tych zestawień zamieszczono na rysunkach 9 i 10.
Rys. 9. Histogram czasu przebywania cząstek w krystalizatorze

36
Rys. 10. Histogram długości trajektorii cząstek w krystalizatorze
Przedstawione rysunki wskazują, że średni czas przebywania cząstek wynosi
około 25 s, natomiast długość średniej drogi pobytu wynosi około 2 m.
Wnioski
Wykonane symulacje numeryczne przepływu stali w krystalizatorze maszyny
COS podczas odlewania wlewków płaskich z wykorzystaniem wylewu
zanurzeniowego wskazują, że kształt i usytuowanie wylewu ma istotny wpływ na
formowanie się struktury ruchu i dróg przepływających cząstek stałych.
Korzystając z wyników symulacji można przewidywać skutki związane
z formowaniem się wlewka ciągłego szczególnie pod względem rozmieszczenia
wtrąceń niemetalicznych.
Literatura
1. Markowicz M., Cwudziński A., Denis-Brewczyńska D., Jowsa J.: Symulacja numeryczna
przepływu stali w krystalizatorze COS z wylewem zanurzeniowym, Wybrane zagadnienia
produkcji i zarządzania w przedsiębiorstwie, Seria: Monografie nr 29, Częstochowa 2012.
2. Elsner J.W.: Turbulencja przepływów, PWN, Warszawa 1987.
3. Ferziger J.H, Perić M.: Computational Methods for Fluid Dynamics, Springer-Verlag, Berlin
1999.

PAWEŁ DROŻDŻ, JAN FALKUS,
KATARZYNA MIŁKOWSKA-PISZCZEK
DOBÓR PARAMETRÓW CHŁODZENIA
W MASZYNIE COS
THE SELECTION OF COOLING PARAMETERS
IN THE CONTINUOUS CASTING STEEL
MACHINE
Abstract
This paper describes the procedure for the selection of the cooling parameters and changes of
parameters methodology in continuous casting process to identify the optimal cooling rate of the
strand. Optimum cooling rate of strand will avoid too much stress that may lead to the formation of
defects in the strand as internal cracks and core porosity. Proper selection of cooling intensity with the
selection of the optimal strand rate extraction will ensure the achievement of the assumed quality of
the cast product.
Wstęp
Właściwy dobór parametrów chłodzenia pasma do założonych warunków
procesu odlewania ma kluczowe znaczenie dla przebiegu tego procesu i jest
niezwykle trudnym zadaniem ze względu na bardzo złożony charakter zjawisk
towarzyszących krzepnięciu stali. Początek procesu krzepnięcia pasma w urzą-
dzeniu COS ma miejsce już w obszarze menisku, który tworzy się w krystali-
zatorze i ma znaczący wpływ na finalną jakość powierzchni odlewanego pasma.
Istnieje bardzo wiele czynników wpływających na jakość powierzchni, a do
najważniejszych należą [1]:
 dynamicznie zmieniający się kształt menisku w czasie procesu odlewania,
 infiltracja roztopionej zasypki krystalizatorowej do utworzonej szczeliny
pomiędzy pasmem a ścianą krystalizatora,
 stopień przegrzania stali wpływającej do krystalizatora,
 proces przewodzenia ciepła przez pasmo, warstwę zasypki ciekłej i stałej oraz
przez utworzoną szczelinę gazową i ściany krystalizatora.
Dr inż. Paweł Drożdż, dr hab. inż. Jan Falkus prof. AGH, mgr inż. Katarzyna Miłkowska-Piszczek –
Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

38
W pracy określono metodę doboru parametrów chłodzenia pasma oraz
metodykę zmiany parametrów procesu COS pozwalających na określenie
optymalnej szybkości chłodzenia pasma. Optymalna szybkość chłodzenia pasma
pozwoli uniknąć zbyt dużych naprężeń mogących prowadzić do powstawania wad
w postaci pęknięć wewnętrznych i rzadzizn. Właściwy dobór intensywności
chłodzenia wraz z doborem optymalnej szybkości wyciągania pasma zapewni
wówczas osiągnięcie zakładanej jakości odlewanego wyrobu.
1. Dobór parametrów chłodzenia pasma
oraz określenie metodyki zmiany parametrów COS
Chłodzenie pasma w procesie ciągłego odlewania stali odbywa się na wiele
sposobów. Wstępnie formowany jest naskórek w krystalizatorze, gdzie strumień
ciepła odbierany jest przez wodę przepływającą przez kanaliki w ścianach
krystalizatora. Towarzyszy temu powstawanie naprężeń cieplnych deformujących
naskórek i wysoki poziom przechłodzenia w obszarze naskórka. Przechłodzenie to
ma znaczący wpływ na przyspieszenie procesu krzepnięcia i determinuje
mikrostrukturę powstającego naskórka. Po opuszczeniu strefy krystalizatora pasmo
przemieszcza się do strefy chłodzenia wtórnego, podczas którego następuje wzrost
kryształów kolumnowych i dendrytycznych. Równolegle zachodzą procesy
segregacji pierwiastków występujących w stali. Zjawisko segregacji prowadzi do
obniżenia temperatury likwidus na froncie krystalizacji i w konsekwencji do
możliwości wystąpienia tzw. przechłodzenia stężeniowego. Silne przechłodzenie
stężeniowe sprzyja rozrostowi strefy kryształów dendrytycznych [2]. Na rysunku 1
przedstawiony został przekrój krystalizatora płaskiego z zaznaczeniem wszystkich
newralgicznych stref istotnych dla procesu odbioru ciepła.
Strategia oceny poprawności programów chłodzenia pasma w procesie COS
może zostać oparta o wiarygodny model krzepnięcia pozwalający poprawnie
ustalić następujące parametry technologiczne:
 długość metalurgiczną odlewanego pasma,
 grubość naskórka pod krystalizatorem,
 temperaturę powierzchni pasma w punktach kontrolnych.
Ważne jest aby zastosowany model uwzględniał gatunek odlewanej stali co
praktycznie oznacza znajomość wartości ciepła właściwego (cp) w funkcji tempe-
ratury oraz wartości ciepła przemian fazowych. Kluczowym punktem prowadzonej
analizy jest możliwość przeliczenia wartości parametrów technologicznych, jakimi
są ilości wody chłodzącej zużywanej w poszczególnych strefach na współczynniki
przejmowania ciepła charakterystyczne dla tych stref.
Pierwszy etap doboru parametrów chłodzenia powinien polegać na stwier-
dzeniu, czy standardowo stosowane parametry prowadzą do uzyskania zakładanej
konstrukcją maszyny poprawnej długości metalurgicznej. Drugim parametrem
kontrolnym jest grubość naskórka, której wartość krytyczna zależy od przekroju
odlewanego pasma. Ostatnim parametrem jest osiągana temperatura w punktach
kontrolnych. Należy zauważyć, że ostatni z wymienionych parametrów jest także
parametrem pozwalającym wprost zweryfikować poprawność stosowanego modelu

39
obliczeń. Na rysunku 2 przedstawiono zmianę temperatury pasma i grubości
naskórka wzdłuż odlewanego pasma dla całego urządzenia COS.
Rys. 1. Przekrój przez płaski krystalizator i odcinek pasma pod krystalizatorem
Rys. 2. Zmiana temperatury pasma i grubości pasma dla całego urządzenia COS

40
2. Analiza współczynników wymiany ciepła z otoczeniem wzdłuż całej
długości odlewanego pasma
Pole temperatury krzepnącego pasma opisuje równanie przewodzenia ciepła
z członem konwekcyjnym (równanie Fouriera – Kirchhoffa). Rozwiązaniem tego
równania jest pole temperatury T, które powinno spełniać warunki brzegowe na
powierzchni kęsiska oraz krystalizatora. Powierzchnie, dla których zostały
wprowadzone warunki brzegowe zostały podzielone na:
1. strefę chłodzenia pierwotnego – wewnętrzna strona krystalizatora –
powierzchnia krzepnącego pasma,
2. strefę chłodzenia wtórnego – powierzchnia pasma,
3. powierzchnię lustra ciekłej stali.
Najintensywniejsze przejmowanie ciepła przy ciągłym odlewaniu stali
występuje na wysokości menisku w krystalizatorze. Gęstość strumienia ciepła
w tym obszarze osiąga wartości 1,5÷5,5 MW/m2
[3÷5]. Odpowiada to wartości
współczynnika przejmowania ciepła z zakresu 1000 W/(m2
K) do 2500 W/(m2
K)
[6]. Po ochłodzeniu stali przy powierzchni krystalizatora, poniżej temperatury
solidus rozpoczyna się tworzenie szczeliny. Na rysunku 3 przedstawiono zmianę
wartości współczynnika wymiany ciepła w zależności od grubości szczeliny.
Rys. 3. Wartość współczynnika wymiany ciepła w funkcji grubości szczeliny
A – temperatura pasma 1500C, temperatura krystalizatora 300C, B – temperatura pasma
1000C, temperatura krystalizatora 200C [Par02]
Współczynnik przejmowania ciepła osiąga maksymalną wartość jedynie przy
przejmowaniu ciepła przez krystalizator od ciekłej stali. Zmiany wartości
współczynnika wymiany ciepła między pasmem i krystalizatorem w funkcji
temperatury powierzchni pasma przedstawiono na rysunku 4.

41
Rys. 4. Współczynnik przejmowania ciepła między pasmem i krystalizatorem w funkcji
temperatury powierzchni pasma
Po wyjściu pasma z krystalizatora wymiana ciepła odbywa się poprzez [7, 8]
chłodzenie natryskiem wodnym za pomocą dysz, promieniowanie i konwekcję
ciepła z powierzchni pasma oraz kontaktem z chłodzonymi rolkami podtrzy-
mującymi i ciągnącymi. Strumień ciepła, który jest odprowadzany z powierzchni
chłodzonego natryskami wodnymi pasma jest proporcjonalny do różnicy
temperatur powierzchni pasma oraz temperatury medium chłodzącego. Wartość
współczynnika wymiany ciepła maleje wraz z oddalaniem się od krystalizatora
[9, 10]. Typowy przebieg zmian na długości przedstawiono na rysunku 5.
Rys. 5. Przebieg zmian współczynnika wymiany ciepła na powierzchni pasma

42
3. Chłodzenie zewnętrznej strony krystalizatora
Zewnętrzna strona wkładki krystalizatora jest intensywnie chłodzona wodą
przepływającą w kanałach. Wymiana ciepła odbywa się tu na drodze konwekcji
wymuszonej. Określenie współczynnika przejmowania ciepła, przy chłodzeniu
wodą w kanałach krystalizatora na podstawie dostępnych wzorów jest trudne ze
względu na sposób przejmowania ciepła przez wodę płynącą przez kanał. Kanał
wykonywany jest zwykle o przekroju prostokątnym, o długości boku od 3 do
5 mm. Kanały wykonywane są w obudowie krystalizatora, a nie w miedzianej
kształtce krystalizatora. Powoduje to, że w kanale ciepło przejmowane jest głównie
na powierzchni kształtki miedzianej [11]. Współczynnik przejmowania ciepła
można opisać wzorem:
(1)
gdzie:
Nu – liczba Nusselta,
w – współczynnik przewodzenia ciepła, W/(m K),
dk – średnica kanału, m.
Podsumowanie
Znalezienie zestawu wartości współczynników przejmowania ciepła dla
poszczególnych obszarów strefy chłodzenia pierwotnego i wtórnego nie rozwiązuje
problemu pod względem praktycznym. Niezwykle istotna jest procedura przeli-
czenia wartości współczynników przejmowania ciepła na parametry technolo-
giczne w postaci natężenia wody chłodzącej. Współczynniki przejmowania ciepła
zależą od warunków, z jakimi mamy do czynienia podczas kontaktu wody
z powierzchnią krzepnącego pasma. Na ich wartość mają wpływ gęstość
strumienia wody, prędkość wody wypływającej z dyszy natryskowej, rodzaj dyszy,
ciśnienie wody. Nie bez wpływu jest również konstrukcja samych dysz i sposób
rozpylenia strugi wody. Na rynku istnieją pakiety oprogramowań umożliwiających
symulację procesu ciągłego odlewania stali. Znajomość poprawnych danych
materiałowych umożliwia uzyskanie w wyniku obliczeń teoretycznego rozkładu
temperatury na powierzchni i przekroju wlewka ciągłego, co umożliwia
zweryfikowanie poprawności przyjętych warunków chłodzenia pasma pod kątem
uzyskania wymaganej grubości naskórka pod krystalizatorem i żądanej długości
metalurgicznej.
Literatura
1. Falkus J. red. naukowy, Buczek A., Burbelko A., Drożdż P. Dziarmagowski M., Falkus J.,
Karbowczniek M., Kargul T., Miłkowska-Piszczek K., Rywotycki M., Sołek K., Ślęzak W.,
Telejko T., Trębacz L., Wielgosz E.: Modelowanie procesu ciągłego odlewania stali. Monografia,

43
Radom, Wydawnictwo Naukowe Instytutu Technologii Eksploatacji – Państwowy Instytut
Badawczy, 2012.
2. Burbielko A., Falkus J., Kapturkiewicz W., Sołek K, Drożdż P., Wróbel M.: Modelowanie
kształtowania struktury wlewka COS metodą CAFE. V miedzynarodowa konferencja: Ciągłe
odlewanie stali, Krynica 2011, s. 19÷27.
3. Alizadeh M., Jahromi A. J., Abouali O.: New analitical model for local heat flux density in the
mold in continous casting of steel. Computational Materials Science vol. 44, nr 12, 2008,
s. 807÷812.
4. Meng Y., Thomas B.G.: Heat-Transfer and Solidification Model of Continuous Slab Casting:
CON1D. Metallurgical and Materials Transactions B vol. 34B, nr 5, 2003, s. 685÷705.
5. Thomas B. G.: Modeling of the continuous casting of steel – past, present and future.
Metallurgical and Materials Transactions, vol. 33B, nr 6, 2002, s. 795÷812.
6. Park J. K., Thomas B. G., Samarasekera I. V.: Analysis of thermomechnical behaviour in billet
casting mould corner radii. Ironmaking and Steelmaking vol. 29, nr 5, 2002, s. 359÷375.
7. Ha J. S., Cho J. R., Lee B. Y. Ha M. Y.: Numerical analysis of secondary cooling and bulging in
the continuous casting of slabs. Journal of Material processing Technology vol. 113, nr 1÷3,
2001, s. 257÷261.
8. Sengupta J., Thomas B. G., Wells M. A.: The use of water cooling during the continous casting
of steel and aluminum Alloys. Metallurgical and Materials Transactions A vol. 36A, nr 1, 2005,
s. 187÷204.
9. Rywotycki M., Miłkowska-Piszczek K., Trębacz L.: Identification of the boundary conditions in
the continuous casting of steel. Archives of Metallurgy and Materials vol. 57, nr 1, 2012,
s. 385÷393.
10. Rywotycki M., Miłkowska-Piszczek K.: Wpływ warunków brzegowych na pole temperatury
w procesie COS dla wlewków długich, Hutnik Wiadomości Hutnicze nr 1, 2012, s. 58÷61.
11. Rywotycki M., Malinowski Z., Telejko T.: Wpływ konstrukcji krystalizatora na pole
temperatury pasma COS. Hutnik Wiadomości Hutnicze vol. 73, nr 4, 2006, s. 142÷147.

SIMONA JURSOVÁ, PAVLÍNA PUSTĚJOVSKÁ, BILÍK JIŘÍ,
SILVIE BROŽOVÁ
VLIV TECHNOLOGICKÝCH PLYNŮ
NA VYSOKOTEPLOTNÍ VLASTNOSTI
METALURGICKÝCH SUROVIN
EFFECT OF TECHNOLOGICAL GASES
ON HIGH TEMPERATURES PROPERTIES
OF METALLURGICAL MATERIALS
Abstract
The chapter deals with possibilities of quality testing of input materials for pig iron production.
It aims at the assessment of high temperatures properties describing the behavior of raw materials in
operating conditions during their descent inside the shaft of blast furnace aggregate. It presents
a methodology for determination of blast furnace feedstock reducibility. In the chapter, the first
results of reducibility tests of metallurgical materials used in a Czech company are also presented.
Úvod
Neustále rostoucí ceny surovin a energií nutí metalurgické podniky zvyšovat
efektivnost výrobních pochodů. Stále více je nutno všechny procesy přesně
sledovat, evidovat, analyzovat a vyhodnocovat. Při výrobě surového železa patří
k hlavním cílům složitého vysokopecního pochodu maximální výrobnost agregátu
pří docílení požadovaných vlastností produktu a při minimálních nákladech.
Kvalita rudných surovin zásadně ovlivňuje technologické aspekty
vysokopecního procesu. Při hodnocení rudných surovin lze sledovat desítky zcela
odlišných parametrů. Mezi elementární chemické parametry rudných surovin lze
zařadit obsah železa, podíl jednotlivých oxidů, množství škodlivých látek, či
zásaditost. Důležité fyzikální vlastnosti rudných surovin představují vlhkost,
kusovost, pórovitost, magnetické vlastnosti. Nejdůležitější jsou ovšem
technologické vlastnosti charakterizující pevnost, redukovatelnost a termoplasticitu
rudné vsázky. Při hodnocení rudné suroviny lze tedy v současnosti vycházet
Ph.D. Simona Jursová, Ph.D. Pavlína Pustějovská, Prof. Ing. Bilík Jiří CSc., Ph.D. Silvie Brožová – Vysoká
škola báňská – Technická univerzita Ostrava, Centrum ENET

45
z velkého množství parametrů, což ovšem značně znesnadňuje možnost
komparace.
Dosavadní metodiky hodnocení vycházejí ze zkušebních testů určených ke
stanovení vybraného ukazatele metalurgické kvality. Současně jsou však dále
rozvíjeny i metodiky, které se snaží simulovat (fyzikálně i matematicky)
podmínky, kterým je ruda při poklesu vysokou pecí vystavena. Oba přístupy
umožnují získat řadu relevantních informací o kvalitě (vhodnosti) rudných surovin
i o průběhu vysokopecního, resp. aglomeračního pochodu.
Omezení těchto metod spočívá v tom, že jsou založeny na hodnocení
izolovaných kritérií, které neumožní vyčíslit kvalitu rudné suroviny jedním
srovnatelným ukazatelem, jenž by v sobě zahrnoval více faktorů.
Instalace nové laboratoře pro vysokoteplotní výzkum vysokopecních surovin
v rámci Centra ENET VŠB – Technická univerzita Ostrava má napomoci
uplatnění nové metodiky komplexního hodnocení a porovnávání
vysokopecních surovin. Komplexní informace, umožňující jednoznačné
srovnání surovin, je nezbytná nejen pro operativní řízení procesu, ale i pro
dlouhodobá strategická rozhodnutí v oblasti řízení nákupů vstupních surovin
v jednotlivých metalurgických podnicích [1].
Současný stav výzkumu vysokoteplotních vlastností metalurgických
surovin v České republice
První moderní laboratoř pro měření vlastností vysokopecních surovin byla
zřízena ve VÚHŽ po roce 1970. Nyní již zanikla. Náhradu za aparaturu pro měření
a hodnocení redukovatelnosti na nové a modernější úrovni buduje prof. Bilík
v rámci Centra ENET na VŠB – TU.
Zařízení k hodnocení redukovatelnosti měří úbytek váhy vzorku železorudné
suroviny v peci vyhřáté na teplotu izotermického pásma v šachtě vysoké pece.
Úbytek v podstatě vzniká odbouráváním kyslíku z oxidů železa redukčním plynem.
Zařízení tedy simuluje nepřímou redukci ve vysoké peci.
Naměřené hodnoty úbytku kyslíku z rudy v průběhu redukce nejsou zdaleka
jediným výsledkem testování, protože poté nastupuje rozsáhlý modelový systém,
který naměřené výsledky interpretuje do podmínek konkrétní vysoké pece
a umožňuje predikovat měrnou spotřebu koksu (prakticky dosažitelnou minimální
spotřebu) a další důležité parametry pochodu.
Zájem o modelování nepřímé redukce v bývalém Československu (VÚHŽ)
vzbudily poznatky z francouzských odborných časopisů: [2÷5] CIT a Revue de
Metalurgie. Zkoumání vysokopecního procesu se ve Francii a Belgii opíralo
o teorii protiproudých chemických reaktorů. Ve zbytku Evropy a jinde ve světě
byla výroba surového železa záležitosti empirie. Na VŠB rozvíjel prof. Brož
tepelnou bilanci nístěje (jedna rovnice). Vůdčí osobnosti ve Francii byl prof. Rist,
chemik. Kromě nístěje modeloval i nepřímou redukci v šachtě vysoké pece.
Spolupráce tehdejšího vedoucího oddělení vysokopecního výzkumu VÚHŽ Dobrá
prof. Tůmy s dr. Staňkem z ČSAV vedla k vývoji výpočtu reálné spotřeby koksu
pro rudné suroviny, které se zpracovávaly v našich vysokopecních závodech.

46
Postupně byl vyvíjen model redukce ve třech stupních (z Fe3O4 na Fe2O3, pak
na FeO a konečně na Fe). V rovnicích bylo třeba užít kinetické konstanty
jednotlivých chemických reakcí. Okrajové a počáteční podmínky parciálních
diferenciálních rovnic určovaly dvě úlohy – obr. 1.
První úlohou je redukce v pevném lůžku velkým přebytkem redukčního plynu,
což byla experimentální aparatura v laboratoři VÚHŽ a nyní na VŠB. Řešení
rovnic je analytické ve formě vzorce, kde na levé straně byla velikost úbytku
hmoty vzorku a na pravé straně složitý výraz, který byl závislý na počátečním
složení vzorku a kinetických konstantách, které se v žádné učebnici nebo odborné
literatuře nenajdou. Použitím experimentálních dat (časového průběhu úbytku
hmoty vzorku) lze v teoretické funkci naleznout takové hodnoty kinetických
konstant, že časový průběh teoretického a změřeného časového průběhu úbytku
hmoty vzorků se téměř shoduje. Zásadně nový výsledek z experimentálních dat
jsou právě zmíněné kinetické konstanty redukce rudy plynem.
Obr. 1. Schéma modelování vysokopecního pochodu [6]
Druhou úlohou je modelování redukce v protiproudu v šachtě vysoké pece.
Vstupem pro výpočet je složení vsázky a hlavně kinetické konstanty
chemických reakcí zjištěné z první úlohy. Výsledkem výpočtu je reálně dosažitelná
minimální spotřeba koksu ve vysoké peci při použití otestované vsázky. Závislost
této spotřeby na stupni přímé redukce představuje po zahrnutí do analytického
CDR novou „praktickou“ mez reálné koksu, respektující „praktickou“
redukovatelnost testované disponibilní suroviny (obr. 2). Tepelná a termody-
namická mez jsou v této modifikované formě klasického CDR diagramu stanoveny
modelem teoretické minimální spotřeby vyvinutém na VŠB – TU již dříve [8÷10].

47
Obr. 2. Rozšířený CDR diagram [7]
Stav výzkumu vysokoteplotních vlastností
metalurgických surovin ve světě
Zájem vědeckých pracovníků ve světových výzkumných centrech
o problematiku redukovatelnosti surovin dokládá, že redukovatelnost je
významnou vlastností charakterizující užitnou hodnotu suroviny. Výzkumu
redukčních procesů v metalurgii se věnují především v zemích s dominantním
postavením metalurgického průmyslu. V káhirském Central Metallurgical Research
and Development Institute sledují možnosti jak navýšit redukovatelnost wüstitu
ve vysoké peci. K testování redukovatelnosti využívají gravimetr, ve kterém jsou
izotermicky při 1173-1373 K za užití různého poměru redukčních plynů H2, CO,
N2 v redukční směsi redukovány vzorky připravené z hematitu a železorudného
aglomerátu Baharia. Simulují takto redukční plyn, který se používá při injektáži
zemního plynu s vysokým stupněm obohacení kyslíkem. V japonské Nippon Steel
Corporation se při výzkumu redukovatelnosti zaměřují na studium redukčních
reakcí koksu. Výsledky interpretují s ohledem na snižování spotřeby koksu
ve vysoké peci. Při pokusech vycházejí z předpokladu, že zvýšení rychlosti
zplyňování koksu vede ke snižování teploty zóny teplotní rezervy, což vede
ke snížení spotřeby uhlíku a redukovadel ve vysoké peci. Pro účely tohoto
výzkumu vyvinuli spečenec vysoce reaktivního koksu, který experimentálně
přimíchávali k aglomerátu. Připravený vysoce reaktivní spečenec plnil při procesu
dvě funkce: sám o sobě měl vysokou redukovatelnost a také zvyšoval
redukovatelnost okolního aglomerátu. To zajistilo významný pokles teploty zóny
teplotní rezervy a zvýšení využití plynů. Vysoce reaktivní koks byl provozně
testován na vysokých pecích v Oita Works No. 2 za maximálního užití 54 kg/t
H.M. Výsledky laboratorních testů byly potvrzeny. Spotřeba uhlíku byla snížena
v poměru 0,36 kg C/t H.M na 1 kg C/t H.M vstupního uhlíku. [11, 12]

48
Laboratoř pro výzkum vysokoteplotních vlastností surovin
v centru ENET
Centrum ENET vzniklo při Vysoké škole báňské v roce 2010 jako celoškolské
výzkumné pracoviště. Výzkum tohoto centra je zaměřen na vývoj nových
energetických jednotek alternativních a netradičních paliv. Dělí se do tří
výzkumných programů. Výzkumný program č. 1 zahrnuje mimo jiné studium
alternativní výroby kovů. Pro tyto účely byla v centru založena Laboratoř
pro výzkum vysokoteplotních vlastností surovin, která byla v roce 2012 vybavena
zařízením RF – 33/TV/RDI (obr. 3) na určování redukovatelnosti suroviny.
Obr. 3. Zařízení RF – 33/TV/RDI [1]
Zařízení je určeno ke stanovení základních technologických charakteristik
kusové železné rudy, pelet a aglomerátu, které se používají jako vysokopecní
vsázka. Jedná se zejména o určování redukovatelnosti a rozpadavosti (změny
pevnostních vlastností) těchto materiálů za podmínek simulujících poměry v šachtě
vysoké pece. Technologické schéma zařízení je uvedeno na obr. 4.

49
Obr. 4. Technologické schéma zařízení RF – 33/TV/RDI
Postup při stanovení redukovatelnosti je předepsán níže uvedenými normami:
 ISO 4695:2007 – Stanovení redukovatelnosti
 ISO 7215 – Stanovení relativní redukovatelnosti
Postup při stanovení rozpadavosti v důsledku redukce je předepsán normami:
 ISO 4696-1:2007 – Stanovení rozpadavosti po redukci CO, CO2, H2,
N2
 ISO 4696-2:2007 – Stanovení rozpadavosti po redukci CO, N2
Parametry jednotlivých ISO norem jako je složení redukční směsi, průtok
jednotlivých redukčních plynů prezentuje Tab. 1. Požadovaná granulometrie
vzorku je shrnuta v Tab. 2.
Tab. 1. Parametry ISO norem
REDUKČNÍ SMĚS [%]
Norma
CO CO2 H2 N2
průtok,
l·min
t, °C
ISO 4695 40 0 0 60 50 950
ISO 4696-1 20 20 2 58 20 500
ISO 4696-2 30 0 0 70 15 550
ISO 7215 30 0 0 70 15 900
Tab. 2. Granulometrie vzorků dle ISO norem
Granulometrie vzorku, mm
Norma
Aglomerát Pelety Kusová ruda
ISO 4695 10÷12,5 10÷12,5 10÷12,5
ISO 4696-1 10÷12,5 10÷12,5 10÷12,5
ISO 4696-2 16÷20 10÷12,5 16÷20
ISO 7215 10÷12,5 10÷12,5 10÷12,5

Optymalizacja gospodarki odpadami w przedsiębiorstwie

Optymalizacja gospodarki odpadami w przedsiębiorstwie

Recommandé

Recommandé

Contenu connexe

Plus de EdytaSierka

Plus de EdytaSierka (20)

Optymalizacja gospodarki odpadami w przedsiębiorstwie