Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса, постановка задачи и методика исследования 8
1.1. Существующие взгляды на образование плавильной пыли в конвертере с верхней продувкой 8
1.1.1. Природа пылеобразования 8
1.1.2. Влияние технологических факторов на количество пьши в отходящих газах .. 10
1.1.3. Дисперсность пыли
1.2. Теоретические основы вспенивания конвертерных шлаков 17
1.3. Анализ опытных данных при эксплуатации кислородных конвертеров с использованием двухъярусных фурм 21
1.4. Анализ тепловой работы кислородных конвертеров с применением двухъярусных фурм 27
1.5. Анализ влияния газоструйной защиты на процессы пылеосаждения технологической пыли 32
1.6. Выводы и постановка задачи экспериментальных исследований
Глава 2. Исследование на холодной модели состояния и поведения конвертерной ванны при организации газоструйной защиты над зоной продувки 40
2.1. Исследование на модели изменения уровня конвертерной ванны с учетом воздействия ГСЗ 40
2.2. Исследование эффективности применения ГСЗ по разрушению газовых «свищей» в объеме вспененной ванны 47
2.4. Оценка степени влияния уровня вспененной ванны на пылебрызгоунос из зоны продувки агрегата 52
Глава 3. Исследование эффективности применения газоструной системы для пылеосаждения над зоной продувки металла кислородом 57
3.1. Экспериментальное исследование эффективности применения газоструйной защиты при выплавки стали в индукционной печи 57
3.2. Выводы
Глава 4. Разработка математической модели и моделирование режимов пылеосаждения технологической пыли в конвертере .
4.1. Структура модели газоструйной зашиты с учетом вспенивания шлака 70
4.2. Алгоритм расчета газоструйной системы над зоной продувки в конвертере .. 75
4.3. Моделирование пылеосаждения технологической пыли струями ГСЗ с учетом вспенивания шлака. 79
Глава 5. Разработка алгоритма расчета параметров конвертерной плавки с применением газоструйной защиты ...88
5.1. Структура расчета параметров конвертерной плавки с применением ГСЗ для пылеосаждения и дожигания СО над зоной продувки в конвертере 88
5.2. Исследование конвертерной плавки с учетом пылеосаждения и дожигания СО над ванной 98
5.3. Разработка оптимального дутьевого режима конвертерной плавки с применением газоструйной защиты 101
5.4. Выводы 106
Заключение 107
Библиографический список ПО
- Влияние технологических факторов на количество пьши в отходящих газах
- Исследование эффективности применения ГСЗ по разрушению газовых «свищей» в объеме вспененной ванны
- Экспериментальное исследование эффективности применения газоструйной защиты при выплавки стали в индукционной печи
- Алгоритм расчета газоструйной системы над зоной продувки в конвертере
Влияние технологических факторов на количество пьши в отходящих газах
Увеличение интенсивности продувки (10 ) сопровождается вспениванием шлака [16,55]. Вспенивание является результатом двух одновременно протекающих гидродинамических процессов: поступления в объем шлака все новых пузырей газа извне или в результате реакций в самом шлаке и вьщеление газовых пузырей из объема ванны. Другими словами при прохождении газовой фазы через жидкую образуется двухфазная система газ-жидкость, которая представляется тремя зонами: барботажа, пены и брызг. Основным параметром, определяющим режим взаимодействия в системе газ-жидкость, является объемная скорость подачи газа, отнесенная к полному сечению аппарата (приведенный расход газа W, ). При неболь ших значениях Wr, не превышающих скорости подъема пузырьков продуваемого газа в данной жидкости, получается типичная барботажная (пузырьковая) зона. Над барботажной зоной, в которой находится основная масса жидкости, образуется зона пены. Высота слоя этой пены при данной скорости газа определяется временем, необходимым для ее разрушения, т. е. прочностью поверхностных слоев. При увеличении приведенного расхода зона пены увеличивается за счет пузырьковой динамической зоны. При этих режимах газожидкостная система становится в основном пенной. Пены конвертерного процесса можно отнести к динамическим, так как они довольно быстро разрушаются после прекращения поступления газа в шлак. Разрушение (синерезис) пены является следствием вытекания жидкости из каналов и пленок, заключенных между пузырями [56,57].
Согласно Е. Манегольду, изменение высоты столба пены hn во времени описывается уравнением: vhn=a%=ar(H-Ho) а-2) где ai-тіостоянная распада пены; Н0-начальная высота ванны.
Согласно определениям различают поверхностную и объемную пену. В объемной пене газовые пузыри размещены по всему объему шлака. Они разделены относительно толстыми шлаковыми прослойками. Скорость всплытия газовых пузырей при объемном вспенивании шлака мала вследствие повышенной вязкости шлака. Под поверхностной пеной понимают зарождение огромного количества мельчающих пузырей монооксида углерода СО на границе шлак-металл и увеличение их стабильности под влиянием механически прочных адсорбционных пленок.
Известно, что увеличение объема конвертерной ванны AV и ее уровня пропорционально скорости выделения окиси углерода wco и среднему времени пребывания пузырей в ванне тсо [2,16,58]: AV = SAH = wcoxco, (1.3) где S-площадь сечения ванны; АН=(Н-Но)-приращение уровня ванны. Величина тсо определяется глубиной ванны и средней скоростью движения пузырей в ней. Теоретические (М. А. Глинков) и экспериментальные исследования на моделях показали, что средняя скорость всплытия пузырей в кипящей интенсивно барботируемой ванне определяется средней скоростью газа (окиси углерода) в сечении ванны wco = Vc0 / S и начальной глубиной ванны Но. Согласно данным [55] установлено, что в период интенсивного обезуглероживания, в отсутствии других примесей, объем отходящих газов Vra, м /мин, пропорционален интенсивности подачи кислорода в конвертерную ванну: VC0=k-I02-GM, (1.4) где k-коэффициент, учитывающий стехиометрические соотношения образования СО и термическое расширение газов; GM-Macca металла в конвертере, т. Теоретическая оценка предельных значений 10 была основана М. П. Квитко на упрощенной модели газовыделения (рис. 1.2.), согласно которой оно происходит главным образом в месте внедрения струи кислорода (02) в металл, а поток отходящих газов имеет форму конуса с основанием тг R2 , где Rp з-радиус реакционной зоны. Для конического участка ванны было получено равенство:
Исследование эффективности применения ГСЗ по разрушению газовых «свищей» в объеме вспененной ванны
По данным [16,75] зона продувки является основным источником выноса технологической пыли, брызг металла и шлака, причем основной поток пылеуноса приходиться на шлейф отходящего газа в виде системы канальных газовых «свищей». Так при взаимодействии кислородной струи дутья с ванной в месте их встречи образуются газовые пузыри СО с весьма высокой температурой поверхности металлической оболочки, равной температуре реакционной зоне to=tp.3 [16,40,55]. Эти пузыри в момент образования содержат максимальное количество пыли, равновесное с железом при данной температуре. По мере подъема пузырей через слой металла и вспененного шлака температура оболочки пузыря уменьшается пропорционально времени пребывания пузырей в металле и шлаке [16,40]. В соответствии, с чем железистая пыль конденсируется и поглощается металлической оболочкой пузыря [40,110,111]. Организация над зоной продувки ГСЗ позволяет разрушать эти пузыри на более мелкие, причем уменьшение dnyj за счет их механического разрушения согласно формуле Стокса w =g-dnyj/18-va приводит к значительному снижению скорости их всплытия приблизительно в 3-=-4 раза (рис. 2.7), что позволяет увеличить время пребывания пузырей в металле и шлаке.
Теоретически уменьшение выноса пыли за счет увеличения пути всплытия пыленесущего пузыря Lx, м, можно представить следующим образом [16,40]. Изменение количества пыли (Gx) на участке пути dLx dGx=G0-dLx, (2.8) где Gx-текущая концентрация пыли в газе, г/м ; Go-исходная концентрация пыли в потоке, г/м3. Разделяя переменные и интегрируя в пределах G0, Gx, L0=0, Lx, получим: Gx=G0exp(-Lx), (2.9) Из уравнения (2.9) следует, что даже незначительное увеличение реального пути (Lx) всплытия пузырьков СО с пылью приводит к резкому падению концентрации пыли в отходящих из конвертера газах [40,112,113]. 8,00 -
При использовании газоструйного метода пылебрызгоосаждения на основе применения ГСЗ создаются благоприятные условия по разрушению «свищей» (рис. 2.5—2.6) в полости которых выносится основная масса мелкой пыли [16,40,112], а также по увеличению пути всплытия пыленесущих пузырей Lx, т.е Lx=kAH, где k-кратность рециркуляции газовых пузырей в шлаке [40,55] высотой АН; (рис. 3.2). При этом существенную роль играет эффект механического торможения брызг металла и плавильной пыли с одновременным всасывающим действием струй ГСЗ на газошлакометал-ническую эмульсию (ГШМЭ) вокруг фурмы и последующим тангенциальным отводом технологической пыли в зону остального объема [113,114] шлака. Так, если предположить, что пыленесущий пузырек до встречи со струями ГСП проходит расстояние равное АН/2, затем, попадая в струю, возвращается к поверхности металла, проходя такое же расстояние (АН/2), а затем выходит на поверхность ванны, проходя расстояние равное АН, то есть он проходит расстояние Lx= 2АН. Таким образом, можно предположить, что величина к«2. С учетом этого можно записать: Gx=G0exp(-2AH), (2.10)
Анализ выражения (2.10) показывает, что в условиях применения двухъярусной фурмы с отдувом процессы осаждения технологической пыли, существенно возрастают, так как Gx заметно снижается с увеличением параметра АН.
Турбулизация пыленесущего потока отходящего газа струями ГСЗ и возникающая под воздействием этих струй циркуляция вспененного шлака (рис. 2.5-2.6) позволяет эффективно пылеосаждать в шлаке технологическую пыль за счет: 1. увеличение пути всплытия пыленесущего пузыря как за счет увеличения АН, так и за счет уменьшения скорости всплытия пыленесущих пузырей (рис. 2.7); 2. механического разрушения «свищей» (рис. 2.5-2.6);
Все это способствует фактору коагуляции пыли и ее пылеосаждению вспененным шлаком. Из данных (рис. 2.6) следует, что наибольший эффект по осаждению технологической пыли наблюдается, когда струи ГСЗ находятся в объеме вспененного шлака. В этих условиях усиливается фильтрующая способность основного объема шлака и происходит дополнительный его нагрев за счет одновременного дожигания выделяющегося СО, причем действие струй находиться на достаточном расстоянии от футеровки конвертера [16,110,116], что защищает конвертер от прямого воздействия ГСС.
Изучены на модели основные закономерности состояния и поведения конвертерной ванны при различных режимах продувки жидкости для условий работы конвертера с применением ГСЗ над зоной продувки. Получено регрессионное уравнение, характеризующее закономерности подъема уровня конвертерной ванны с учетом действия струй ГСЗ на ГЖЭ и которое позволяет оптимизировать параметры режима кислородной продувки металла в конвертере с применением двухъярусных фурм с отдувом.
Методом холодного моделирования при продувке через двухъярусную фурму с отдувом изучены основные закономерности разрушения газовых полостей и «свищей» в шлаке струями ГСЗ. Получены фотографии поведения газовых объемов «свищей» при продувке через типовую и двухъярусную фурму, подтверждающие эффективность разрушении газовых полостей и «свищей» струями ГСЗ при расположении фурмы на уровне шлака. Подтверждена эффективность применения двухъярусных фурм с отдувом по снижению пылебрызговыделения из зоны продувки в конвертере, то есть подтвержден эффект процесса пылеосаждения в шлаке при воздействии ГСЗ на поток отходящих газов над ванной.
Анализ данных этих экспериментов показывает, что эффективность работы газоструйной защиты возрастает в условиях вспенивания шлака и разрушения струями пыленесущих газовых пузырей в эмульгированной части шлака над зоной продувки агрегата.
Экспериментальное исследование эффективности применения газоструйной защиты при выплавки стали в индукционной печи
Для определения общего коэффициента дожигания СО (псо) и коэффициента использования тепла дожигания (гкит) используем математическую модель осаждения технологической пыли с учетом вспенивания шлака и следующие выражения [16,66, 133]: 1о2-С/(100 + лет)+1 -42.С,({О2}8+ {СО}Л ті = —Ь — -100, (5.46) / \ ( 16 is 7 V tt у 100.1О2/(100 + Лет)+42-Ог {02}s+-{CO}; где Г)0 -коэффициент дожигания СО за счет кислородных струй дутья, внедряющихся в зону продувки жидкого металла, %; 10 и 10 -расход О2 на продувку металла и дожигание СО над металлом или в шлаке кислородом из сопел второго яруса фурмы, м3/мин; (30 =(1-{02}5)-относительная доля 02, участвующего в горении СО в системе встречных газовых потоков над ванной; {СО}8,{02}8-определяем используя математическую модель. Величина G; рассчитывается как функция некоторых величин по выражению: Gj = 1,92 1 (Г3 w 35 п1 85, (5.47) где Wnr-скорость на оси струи при ударе с поверхностью жидкого металла, м/с. AQMe n-as-F-fcj-D-k-F-jCOsb-Qg,, Л A W»2) " ClVQco-(32/22,8) где AQMc и AQ(CO+co л -прирост тепла, переданного к ванне жидкого металла от дожигания СО (кДж/кг) и полученное от дожигания в системе взаимодействия встречных газовых потоков над зоной продувки в конвертере; Qco - теплота сгорания СО+0,5О2 СО2, кДж/кг 02; Qco -тепловой эффект реакции восстановления СО, кДж/кг С02; Р=7г-г2-площадь струи в месте контакта ее с ванной, м2. Произведение as(TmMe) характеризует скорость теплопередачи из ударных струй ГСЗ к металлу с температурой Тме, К, здесь a Nu- /Lc-коэффициент теплопередачи от струи к металлу, (Вт/(м К), a k{C02}sQco -эндотермическое тепло, полученное в результате реакций С02+[С]—»2СО на поверхности металла, здесь 3=ShDT/Lc-коэффициент массообмена, м/с, а к=р-р.
Критериальные уравнения тепло - и массопередачи в пределах турбулентного пограничного слоя при соударении струй ГСЗ вдоль плоской пластины имеют вид [66]: Nu = 0,037 Рг0 33 Re0 8, (5.49) Sh = 0,037 - Sc0 33 Re0,8, (5.50) Число Прандтля равно: Pr=Cp-v-pA,, где -коэффициент теплопроводности металла, Вт/(м К); Ср-теплоемкость струи, кДж/(кг К); Значение qpacx находим по выражению: Qpacx = qr + qJT + Чщо + qFc + С6 + Q + q JS 5 51 Тепло уносимое газами qr определяем по выражению: Яг = Qco + qco2 + qN2 кДж (5. 52) Здесь qco = (o,304 p -38,5)gco -(l -псо)-тепло уносимое CO, кДж; qCo2 = (0З26 t p - 38,5j- (gCOi + gco rco )-тепло уносимое C02, кДж; qNj = (0,302 fcp -40j- gN2 -тепло уносимое N2, кДж gN2 = Ю-2 Єд NJ +10 2 8д (і з no2). Nrc3 0/o причем tgp -средняя температура отходящих газов,С; gc0 -количество С02 в отходящих газов, %; gN -количество N2 в отходящих газах, %; ga -расход дутья, %; N\,N 03-содержание N2 в дутье на продувку и ГСЗ; 1о23-интенсивность дутья на ГСЗ, м3/(тмин).
Тепло разложения окислов железа qj 1 определяем по формуле: q Kra = 1220 g +1220 gFe0, кДж (5.53) гДе gFe о и gFe0-количество Fe203 HFeO поступающего в ванну из всех источников, %. Тепло испарения влаги qHCo рассчитываем по формуле: Чщо =(594+0Д5. )-8н2о, кДж (5.54) где gH 0 -количество влаги, вносимой всеми материалами, %. Тепло железа уносимого газами qrFeопределяем по выражению: q Fe = (5,5 + ОД65 її, ) gFe, кДж (5.55) где gFe = 10 5 Vr -Fen -gn -(і-г)-вес железа теряемого с пылью, причем Fen-содержание железа в пьши, %; gn-концентрация пыли в газах, г/м ; V,. -объем отходящих газов, м ; Степень осаждения технологической пыли (т) оцениваем, используя математическую модель осаждения технологической пыли с учетом вспенивания шлака уравнения (4.1-4.30). Тепло уносимое брызгами выбрасываемого из конвертера металла q6 определяем по формуле: яГб=(іЗД + 0,2.1к)-Е-б-(і-Єб),кДж (5.56) где gIibI -количество металла теряемого с выбросами, %. Тепло затрачиваемое на разложение карбонатов q оцениваем по формуле: q = Я65 ёизв (С02 )изв, кДж (5.57) где gmB -расход извести, %; (С02 )изв -содержание С02 в извести, %. Различные потери тепла qn0T определяем по выражению ЯпоТ=0,04 рих,кДж (5.58) Выход годного металла определяем по формуле: м = (ёГ + gF0" )- (gFe + gA[E] + кор + выб + gFe + gCKp.M + gM.nin )» С5 59) где g a,i ,gFCT ,gpKe ,gA[E],gKOp ,gCKp.M ,gMJHJI -вес металлической завалки, железа восстановленного из окислов, окислившегося металла, удаленных примесей, вес металла теряемого в шлаке в виде корольков, вес мусора и окалины скрапа, вес миксерного шлака, кг. Скорость обезуглероживания (vc) и нагрева металла (vt) определяли в соответствии с выражениями: vc=([c]i+1-[C]i)/AT, %[С]/мин (5.60)vt=(tl+1-[tl)/AT, С/мин (5.61) Значение производительности конвертера равно: Огод =((l440.N)/xnjl).(gM/100)-GK, (5.62) где Grofl-годовая производительность, т/год; GK-емкость конвертера, т; N-число рабочих дней в году; тпл-продолжительность плавки, мин. Система уравнений (5.1-5.32) представляет собой математическую модель конвертерного процесса с учетом осаждения технологической пыли и дожигания СО и решается при следующих начальных условиях: т;=0 [СІо Сших, при i=0. Блок-схема алгоритма расчета представлена на (рис. 5.1). Текст программы и таблица обозначений представлены в приложении 3,4
Алгоритм расчета газоструйной системы над зоной продувки в конвертере
Из данных (рис. 5.2 и 5.3) следует, что с увеличением интенсивности продувки (1() ) скорости обезуглероживания (vc) (рис. 5.2) и нагрева металла (vt) (рис. 5.3) возрастают и увеличиваются с увеличением расхода 02 на осаждение технологической пыли в шлаке. Факт увеличения скорости обезуглероживания с повышением расхода 02 или сжатого воздуха на ГСЗ объясняется увеличением массопотока кислорода в ванне жидкого металла и повышенным содержанием окислов железа в шлаке (рис. 5.3) взаимодей ствующих с углеродом в металле по реакции [C]+(FeO)={CO}+[Fe] [129,130].
Сокращение длительности продувки на 10% (рис. 6.2) объясняется увеличением скорости обезуглероживания и интенсификацией нагрева металла, как за счет дожигания СО до С02, так и за счет тепла, выделяющегося при восстановлении технологической пыли, которое также идет на повышение температуры ванны. Для проверки модели на адекватность обработали опытные данные [3] для 160 т конвертера ЗСМК с дожиганием СО двухъярусным потоком 02 и сравнили с результатами расчета по математической модели (рис. 5.1) при аналогичных условиях, по следующим показателям, представленным в таблице 5.1.
Установили, что сокращение длительности продувки и уменьшение выноса технологической пыли и брызг металла из зоны продувки зависит от соотношения расходов 02 (сжатого воздуха) на дожигание и утилизацию пыли в шлаке и кислорода на продувку металла то есть от (IQC3 /І0 ) (рис. 5.2 и 5.3).
Из данных (таб. 5.2) следует, что годовая производительность конвертерного агрегата и выход годной стали возрастает на 2,3 % и 0,88 % соответственно, как за счет увеличения интенсивности продувки (10 ), так и за счет применения дожигания СО в отходящих газах и осаждения технологической пыли шлаком [104,108,111]. Таким образом, применение ГСЗ позволяет существенно улучшить технико-экономические показатели кислородно-конвертерного процесса. Помимо этого использование ГСЗ позволяет получить экономический эффект в размере 1241650 руб./год.
Важнейшим при оптимизации дутьевого режима конвертерной плавки является соблюдение синхронности хода процессов нагрева и обезуглероживания металла с обеспечением максимальной эффективности по пы-лебрызгоосаждению без ухудшения основных технологических показателей работы агрегата.
При продувке сталеплавильной ванны в конвертере интенсивность продувки металла кислородом достигает 5 и более м /(тмин). С помощью упрощенной модели конвертерного процесса (рис. 5.1) исследовали влияние параметров продувки (интенсивности и длительности продувки, и др.) на основные технологические показатели процесса. При обработке результатов все плавки разбили на три группы в зависимости от интенсивности продувки (табл. 5.3). Установили, что эффективность процесса повышается при увеличении интенсивности продувки т.к. при этом возрастает производительность конвертера.
Кроме того, при увеличении интенсивности продувки не нарушается синхронность процессов нагрева и обезуглероживания металла, т.к. вели 102 чина отношения vt/vc (табл. 5.3.) мало отличается от необходимой по технологии (92С/%[С]).
В результате математической обработки установили тесную взаимосвязь процессов нагрева и обезуглероживания конвертерной ванны (рис. 6.3а), характеризуемую уравнением регрессии: vt=l,65vc+0,l R=0,65;F=165. (5.63)
Требование обеспечения синхронности между скоростями нагрева металла и окисления углерода (vc, %[С]/мин) представляется равенством: vt /vc = At/A[c], где At и А[С] - необходимое повышение температуры и требуемое снижение содержания углерода. Поэтому задача синхронизации сводится к контролю и регулированию vt и vc по ходу продувки конвертерной ванны. Параметры продувки оказывают на них адекватное влияние. Для достижения максимальных технико-экономических показателей кислородно-конвертерного процесса при данной интенсивности продувки необходимо оказывать регулирующее воздействие на соотношение vt/vc путем регулирования подвода тепла к ванне, т.е. в основном за счет изменения величины vt.
Путем обработки производственных данных [16] работы 250 т конвертера КарМК при различных параметрах дутьевого и технологического режимов с помощью математической модели (рис. 5.1) было получено следующие регрессионное уравнение. Из анализа этого уравнения следует, что скорости нагрева и обезуглероживания конвертерной ванны определяются в основном параметрами IQC3,I0 , (SFeO): vt/vc = 120,8+ 69.(l /lO2)-3,2-(ZFeO), R=0,85; F=253. (5. 64) Высокое значение коэффициента F свидетельствуют о высокой достоверности установленной связи. Уравнение (5.64) справедливо при i 2C3/i02 =о,ио,з. Полученная зависимость (5.64) для параметров режима двухъярусной продувки конвертерной ванны 02 позволяет осуществить оптимизацию процессов нагрева и обезуглероживания металла по ходу продувки, этим самым предоставляет возможность осуществлять синхронность хода процессов нагрева (vt) и обезуглероживания (vc) конвертерной ванны путем регулирования соотношения расходов 02 на продувку и ГСЗ (1 сз /10 ) при оптимальной окисленности шлака (XFeO) в агрегате. Из анализа полученных данных следует, что увеличение отношения (IgC3/I0 ) выше 0,2 приводит к чрезмерному повышению окисленности шлака до 25% выражение (рис. 3.4). Поэтому целесообразно поддерживать эту величину около 20% от расхода 02 на продувку. Однако при Г;СП /10 =0,2, не достигается требуемая эффективность ГСЗ, поэтому с целью увеличения степени осаждения технологической пыли (л) целесообразно увеличивать это отношения за счет подачи в струи ГСЗ инертного газа (аргон). Так используя математические модели процессов осаждения технологической пыли и конвертерного процесса построили номограмму (рис. 5.4) с помощью которой можно определить при необходимой окисленно-сти шлака (ZFeO) величину vt/vc в зависимости от величины (I 03 /10 ) и осуществить оптимизацию процессов нагрева и обезуглероживания металла по ходу продувки путем регулирования соотношения расходов кислорода на продувку и ГСЗ.. 0,3
