Удосконалення дуттьових режимів та пристроїв кисневих конверторів на основі дослідження процесів у реакційній зоні

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Удосконалення дуттьових режимів та пристроїв кисневих конверторів на основі дослідження процесів у реакційній зоні

Автореферат

дисертації на здобуття вченого ступеня кандидата технічних наук

Загальна характеристика роботи

Актуальність теми. Відповідно до Національної програми розвитку гірничо-металургійного комплексу (ГМК) України на період до 2010 р. перед чорною металургією країни поставлено завдання подальшого збільшення частки конверторної сталі при одночасному поліпшенні якості та підвищення конкурентноздатності продукції шляхом зменшення її енерго- і матеріалоємності, удосконалення інфраструктури виробництва, використання сучасних досягнень науки.

Вирішення головного завдання сучасного киснево-конверторного виробництва - одержання розплавленого металу з заданими властивостями (будова, склад, температура) при мінімальних витратах матеріальних та енергетичних ресурсів і шкідливих викидах у навколишнє середовище нерозривно пов'язане з оптимізацією параметрів дуттьових режимів та пристроїв - одного з основних і найбільш універсальних керуючих впливів на хід та техніко-економічні показники плавки. Це потребує надійної інформації про механізм, термодинамічні та кінетичні закономірності процесів у зоні взаємодії окисних газових струмин з розплавом (реакційній зоні - РЗ), їхній вплив на макрокінетику конверторної плавки в цілому.

Незважаючи на те, що численні дослідження показали провідну роль РЗ при струминно-окиснювальному рафінуванні металу, а також на ряд важливих теоретичних та практичних результатів, отриманих при її вивченні, є маловивчені аспекти проблеми, що аналізується, та протиріччя. Необхідність та актуальність подальшого вивчення складного комплексу взаємозалежних процесів у РЗ кисневого конвертора, встановлення якісних і кількісних зв'язків між ними та параметрами дуття - з одного боку, а також процесами, що протікають в основній частині ванни, - з іншого, визначили тему цього дослідження.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Питання, розглянуті в дисертації, відповідають Національній програмі розвитку ГМК України та науковому напрямку кафедри ТТМВ і ПНДЛ ПДТУ «Тепло- і масообмінні процеси у ваннах сталеплавильних агрегатів». Робота виконувалася в рамках держбюджетних і госпдоговірних НДР: «Виявлення резервів енерго-ресурсозбереження сталеплавильного переділу на основі математичного моделювання процесів виплавки та позапічної обробки сталі» (№0197U002543; Міністерство освіти України), «Оптимізація соплового блоку та системи охолодження головки фурми, а також дуттьового та шлакового режимів плавки, в т.ч. при нестабільних параметрах кисню у тракті» (договір №62/640-91 з МК «Азовсталь»), «Розробка та впровадження нової конструкції соплового блоку кисневої фурми і технології плавки, що забезпечує поліпшення шлакоутворення та рафінування металу при підвищеній витраті чавуну з мінімальною витратою плавикового шпату» (договір №26/421-93/94 з МК «Азовсталь») тощо.

Мета і завдання дослідження. Мета роботи - зниження енергетичних та матеріальних витрат на виплавку і підвищення якості конверторної сталі шляхом удосконалення дуттьових режимів та пристроїв на основі комплексного дослідження процесів у реакційній зоні кисневого конвертора.

При цьому були поставлені і вирішені такі завдання:

розробити математичну модель тепло-масообмінних, фізико-хімічних та гідродинамічних процесів у первинній реакційній зоні (ПРЗ) кисневого конвертора, визначити відносну витрату розплаву, що циркулює через неї, і провести комплексний аналіз процесів у зазначеній зоні при донному та верхньому підводі окиснювача;

розробити підхід до опису процесу зневуглецювання розплаву у вторинній реакційній зоні (ВРЗ) з урахуванням розплаву, що циркулює через неї, а також математичну модель окиснювання вуглецю в РЗ та конверторній ванні; встановити взаємозв'язок гідрогазодинамічних параметрів продування з процесом зневуглецювання в конверторі;

розробити основні положення і синтезувати комплексну динамічну математичну модель конверторної плавки, що враховує основні тепломасообмінні, фізико-хімічні та гідродинамічні закономірності останньої; дослідити вплив параметрів дуття на макрокінетику процесу; розробити основні принципи та алгоритм оптимізації дуттьових режимів та пристроїв;

на основі отриманих результатів розробити і впровадити у виробництво нові дуттьові режими та пристрої кисневих конверторів, що забезпечують поліпшення техніко-економічних показників виплавки стали.

Об'єкт дослідження - реакційна зона кисневого конвертора.

Предмет дослідження - тепло-масообмінні, фізико-хімічні та гідродинамічні процеси в реакційній зоні кисневого конвертора, їхній взаємозв'язок з параметрами дуття та макрокінетики плавки.

Основними методами дослідження в роботі були - математичне моделювання і проведення експериментальних досліджень у виробничих умовах (на 350 т конверторах з верхнім продуванням). Розрахунки за математичними моделями виконувалися на базі спеціально розробленого програмного забезпечення для ПЕОМ з використанням сучасних чисельних методів. При визначенні параметрів металу і шлаку використовувалися стандартні методи термометрії та хімічного аналізу. Для безупинного аналізу складу конверторних газів використовувалася масспектрометрична система «ФТИАН-3». Обробка даних масивів промислових плавок проводилася з використанням методів математичної статистики.

Наукова новизна отриманих результатів полягає в такому:

запропоновано принцип складання рівнянь матеріального та теплового балансів і розроблено математичну модель ПРЗ з урахуванням дійсних розмірів та градієнтів температур зони продування, витрати розплаву через ПРЗ, а також різноманітних можливих механізмів окиснювання металу киснем дуття в ній;

визначено величину відносної витрати розплаву, що циркулює через ПРЗ (qПРЗ, кг/кг дуття (О2)) при нижньому та верхньому підводі дуття; отримані критеріальні рівняння для розрахунку qПРЗ в залежності від умов донного продування;

уточнено величину ступеня використання кисню дуття на реакційних поверхнях при різноманітних видах продування, а також механізми окиснювання розплаву в ПРЗ та тепло-масообміну між ПРЗ і ванною;

встановлені найбільш ефективні напрямки зниження інтенсивності випаровування компонентів розплаву в ПРЗ;

розроблено підхід до опису процесу зневуглецювання розплаву в РЗ кисневого конвертора і на його основі розроблено математичну модель окиснювання вуглецю в РЗ та конверторній ванні;

уточнено поняття критичної концентрації вуглецю розплаву для умов його окиснювання в РЗ кисневого конвертору;

отримані критеріальні та напівемпіричні рівняння для розрахунку величини відносної витрати розплаву, що циркулює через реакційну зону (qРЗ, кг/кг дуття (О2)) при донному продуванні, а також для багатотоннажних конверторів верхнього дуття;

отримані залежності для визначення характерних концентрацій вуглецю (критичної для умов окиснювання його в РЗ - , відповідних: послідовному зниженню сумарної швидкості окиснювання вуглецю у конверторі - [C] кр, початку інтенсивного виносу оксидів Fe з РЗ та накопиченню їх у шлаку - та ін.) у розплаві ванни по ходу продування;

розроблено основні положення і синтезовано комплексну динамічну модель конверторної плавки, що враховує її основні тепло-масообмінні, фізико-хімічні та гідродинамічні закономірності;

розроблено основні принципи і запропоновано алгоритм оптимізації дуттьових режимів та пристроїв кисневих конверторів.

Практична значимість і реалізація роботи в промисловості:

розроблені, випробувані та впроваджені у виробництво оптимізовані конструкції кисневих фурм та відповідні дуттьові режими плавки для умов роботи 350 т конверторів МК «Азовсталь»;

розроблено нову конструкцію надзвукового конічного сопла з дводілянковим дифузором, що дозволяє проводити стабільне продування конверторної ванни в широкому діапазоні зміни ступеня нерозрахунковості витікання кисневого потоку (патент України №19073);

упровадження результатів дисертаційної роботи в киснево-конверторному цеху МК «Азовсталь» забезпечило зменшення питомих витрат матеріальних та енергетичних ресурсів на виплавку сталі, підвищення її якості і дозволило одержати економічний ефект: у 1992 р. - 2 641 023 крб. (у цінах 1991 р.), у 1995 р. - 326 649 млн. крб. (у цінах 1995 р.) та в 1996 р. - 323 415 грн. (у цінах 1996 р.); сумарний економічний ефект за курсом Держбанку СРСР та Національного банку України склав ~ 7 млн. дол. США; при цьому частковий економічний ефект здобувача склав ~ 2 млн. дол. США.

Особистий внесок здобувача. Дисертація є самостійною роботою автора, заснованою на узагальненні отриманих ним результатів досліджень за період з 1986 р. дотепер. На різноманітних етапах досліджень здобувач користувався консультаціями наукових співробітників ПДТУ та спеціалістів МК «Азовсталь», у співавторстві з якими було опубліковано ряд наукових праць. Основні ідеї, теоретичні положення, результати експериментальних досліджень, узагальнення та висновки дисертаційної роботи належать авторові.

Апробація результатів дисертації. Основний зміст дисертаційної роботи доповідався та обговорювався на: IV, V та IV Всесоюзних (міжнародних) конференціях «Тепло-массообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов» (Маріуполь, 1986 р., 1991 р., 2000 р.), VII, VIII та IX Всесоюзних (міжнародних) науково-технічних конференціях «Теория и практика кислородно-конвертерных процессов» (Дніпропетровськ, 1987 р., 1994 р., 1998 р.), науково-технічній конференції «Современные процессы обезуглероживания и дегазации легированных сталей и сплавов» (Дніпропетровськ, 1987 р.), науково-технічній конференції «Интенсификация тепловых, массообменных и физико-химических процессов в металлургических агрегатах» (Свердловськ, 1989 р.), науково-технічній конференції «Совершенствование гидродинамики газовых потоков промышленных печей» (Свердловськ, 1990 р.), X Всесоюзній науково-технічній конференції «Физико-химические основы металлургических процессов» (Москва, 1991 р.), I-VII регіональних науково-технічних конференціях (Маріуполь, 1992-2001 рр.), III, IV і VI міжнародних конгресах сталеплавильників (1996 р., 1997 р., 2000 р.) та ін.

Результати роботи включені в навчальний посібник: «Сталь на рубеже столетий» / Колектив авторів під науковою редакцією Ю.С. Карабасова. - М.: МІСіС, 2001. - 664 с.

Публікації. Основний зміст дисертації відображено в 17 роботах, у т.ч. - 8 статтях у спеціалізованих наукових часописах і збірниках наукових праць, 1 патенті України, а також 8 матеріалах праць і тезах доповідей науково-технічних конгресів та конференцій.

Структура і обсяг роботи. Дисертація включає: вступ, п'ять розділів та висновки, на 130 сторінках машинописного тексту, а також 37 рисунків, 11 таблиць, список використаних джерел та 10 додатків.

Зміст роботи

конверторний плавка макрокінетика дуття

Розділ 1. Тепло-масообмінні та фізико-хімічні процеси в реакційній зоні окиснювального дуття в умовах киснево-конверторної плавки (аналіз стану питання і постановка завдань дослідження). Узагальнено дані експериментальних досліджень взаємодії газової струмини з рідиною і реакційної зони при різноманітних видах продування. Проведено критичний аналіз джерел з питань математичного моделювання процесів у РЗ та макрокінетики конверторної плавки. Розглянуто підходи до удосконалювання та оптимізації дуттьових режимів та пристроїв кисневих конверторів. Поставлені мета і основні завдання роботи.

Розділ 2. Аналіз тепло-масообмінних та фізико-хімічних процесів у первинній реакційній зоні конвертора. При розробленні математичної моделі (ММ) вважали, що за проміжок часу??, більший від періоду пульсацій РЗ (10-2-10-1 с) та менший від періоду помітних змін складу та температури ванни (101-102 с), квазістаціонарна ПРЗ являє собою за структурою гетерогенну газозавись і обмежена деякою умовною поверхнею FПРЗ, межі якої у двофазному шарі змішування струмини визначаються реагуванням суцільного газового потоку з розплавом. ММ складається з двох основних блоків: «теплової» моделі ПРЗ, яка базується на спільному розв'язанні рівнянь її динамічних матеріального та теплового балансів, складених з урахуванням фактичних розмірів і температурних градієнтів РЗ, витрати розплаву, що циркулює через ПРЗ, і ступеня засвоєння О2 дуття на поверхні дисперсних частинок (крапель) - hк у ПРЗ, а також «масообмінної» моделі для визначення hк.

Прийнявши за температуру відліку поточну температуру розплаву у ванні - Тр, рівняння теплового балансу (на 1 кг О2 дуття) ПРЗ можна записати у вигляді

, кДж/кг О2, (1)

де Q1…Q5 - кількість теплоти, яка виділилася в ПРЗ; що витрачається відповідно на: нагрівання кисню до Тр; нагрівання продуктів взаємодії дуття з розплавом, а також неокисненої частини розплаву та дуття, що не прореагувало, від Тр до ТПРЗ; випаровування заліза та його оксидів; нагрівання і розкладання частини захисного газу, що потрапляє в ПРЗ; Q6, Q7 - кількість теплоти, що передана від FПРЗ конвекцією та випромінюванням відповідно.

При визначенні складових балансу (1) Q1 і Q3 розглядалися можливі механізми окиснювання розплаву в ПРЗ: 1) компоненти розплаву окиснюються пропорційно їхнім атомним часткам до найбільш стійких (нижчих) оксидів при температурі ТПРЗ; 2) те ж, що 1, але вуглець окиснюється переважно до СО2; 3) при концентрації вуглецю в розплаві крапель більшій за критичну [C] кр, на їхній поверхні відбувається окиснювання вуглецю, а при [C] < [C] кр - утворюється оксидна плівка (окиснювання заліза та інших шлакоутворуючих компонентів розплаву); 4) те ж, що 3, але [C] ®{СО2}; 5) те ж, що 3, але з урахуванням розчинення частини кисню в металі крапель (до [O]*). Кількість теплоти Q4 визначали з використанням закону Дальтона, вважаючи, що парціальні тиски Fe та FeО у газовій фазі ПРЗ близькі до рівноважних пружностей їхніх парів при температурі ТПРЗ. Для складових балансу Q5…Q7 визначався можливий діапазон їхньої зміни: від максимального (qПРЗ ® min) до Q5 = Q6 = Q7 = 0 (система близька до адіабатної, qПРЗ ® max). Для одержання теоретично мінімального значення qПРЗ розрахунки були також проведені для гіпотетичних випадків: [%C] кр ® 0 і [%О]* ® [%О] нас, де [%О] нас - концентрація кисню в розплаві, що знаходиться в рівновазі з вюститом.

Установлено, що незалежно від механізму окиснювання розплаву в ПРЗ величина qПРЗ при донному продуванні знаходиться в межах (7-15)/(9-19) кг/кг О2 на початку/кінці процесу (табл. 1). Оцінка реальних значень параметрів Q5…Q7 показала, що при моделюванні процесів у ПРЗ, останню більш физично представляти у вигляді системи, близької до адіабатної, з урахуванням коефіцієнта тепловтрат kQ=(Q5+Q6+Q7)/Q1» 0,05ё0,07. При цьому фактичні значення величини qПРЗ ближчі до верхніх меж з отриманих діапазонів (qПРЗ=10-18 кг/кг О2); визначена за відомими даними ТПРЗ (2050-2450°С) для різноманітних умов донного кисневого продування в конверторах величина qПРЗ знаходиться в діапазоні 10-20 кг/кг О2.

На основі моделювання процесу засвоєння О2 дуття на краплях розплаву в ПРЗ показано, що він лімітується переважно переносом у шлакових оболонках крапель. Встановлено, що при qПРЗ і 7 кг/кг О2 основна частина, а при qПРЗ і 10 кг/кг О2 практично весь кисень дуття може бути засвоєний краплями розплаву в ПРЗ.

Для перевірки результатів розрахунку величини qПРЗ були використані експериментальні дані з фракційного та хімічного складу крапель розплаву, винесених з РЗ при донному продуванні чавуна киснем у режимі «пробою». Виділення змісту ПРЗ із загальної приєднаної до струмини маси розплаву здійснювалося на основі визначення стійкого (в умовах ПРЗ) діаметра крапель dк та їхнього хімічного складу. Найкращий збіг експериментальних даних з результатами розрахунку спостерігається для крапель з dк Ј 1,0 мм. Аналіз даних щодо угару заліза та інших домішок у цих краплях показав, що ступінь засвоєння О2 дуття ними близький до 100%, а механізм окиснювання розплаву близький до «тотального». Середня величина qПРЗ при цьому становила 13,9 кг/кг О2 дуття, а розрахована за «адіабатною» моделлю ПРЗ за умови «тотального» окиснювання розплаву в ній для початку продування: qПРЗ = 13,8ё14,3 кг/кг О2 дуття. При цьому середньомасовий і середньоповерхневий діаметри крапель ПРЗ становили відповідно не більш 0,18-0,20 мм і не більш 0,15 - 0,18 мм.

Отримані критеріальні залежності для розрахунку qПРЗ у вигляді:

, ([%C] в = 1…3), (2)

, ([%C] в Ј 0,1), (3)

де Ar = 4*іг / (p· g· rж·), По = Ро / Рнс, = rж /rо; іг, Ро, rо, Рнс - імпульс, повний тиск та густина гальмування газу, а також тиск у навколишньому середовищі (розплаві) на зрізі сопла відповідно; dс - діаметр сопла; rж - густина розплаву; k1, k2 - коефіцієнти, відповідно рівні 0,076 і 0,118 (у середньому» 0,1), що являють собою відношення qПРЗ/qРЗ.

Установлено, що менші значення qПРЗ та qПРЗ/qРЗ при продуванні високовуглецевого розплаву пояснюються більш інтенсивною витратою кисню дуття в ПРЗ (за рахунок інтенсифікації процесу відновлення поверхні взаємодії при вибухах крапель, більшого стехіометричного коефіцієнта та реагування кисню в газовій фазі) і відповідним зменшенням її розмірів. Показано, що, незважаючи на зміну структури РЗ, механізм ежекції розплаву дуттьовими струминами в процесі продування плавки принципово не змінюється.

З використанням розробленої ММ та відомих даних з «перегріву» ПРЗ відносно Тр (DТПРЗ = 700ё900 К) при верхньому продуванні (Q5 = 0) одержали, що величина qПРЗ знаходиться в межах 6ё12 кг/кг О2 при hк (для «прямої» струмини) відповідно рівному в середньому ~ 0,57ё0,85.

На основі аналізу складових теплового балансу ПРЗ установлено, що передача теплоти від ПРЗ до основної частини ванни відбувається переважно шляхом макропереносу маси речовини - циркуляційною течією вмісту ПРЗ. Аналогічно відбувається перенос кисню та механічної енергії дуття до ванни. Розплав у ПРЗ окиснюється не повністю (тим більше при розбавленні О2 дуття іншими газами), що необхідно враховувати при моделюванні процесів у цій зоні.

Порівняння результатів розрахунку кількості Fe, що випарилася, у конверторних газах при донному та верхньому продуваннях з промисловими даними вказує на наявність додаткового (крім випарного) механізмів пилоутворення в період високих значень [C] в. Показано, що збільшення величини qПРЗ (за рахунок відповідної організації дуттьового режиму плавки) усього на 1 кг/кг дуття (О2) дозволяє (за інших рівних умов) зменшити ТПРЗ у середньому на ~ 50-80 К і кількість заліза, що випарилося в ПРЗ, (у т.ч. - у вигляді оксидів) - у 1,3-1,7 разу. Це є більш ефективним для зниження інтенсивності випаровування Fe та FeО у ПРЗ порівняно з організацією введення в цю зону води, пари та інших охолоджуючих домішок, що погіршують тепловий баланс плавки. Менша інтенсивність випарного пилоутворення при донному кисневому продуванні порівняно з верхнім пояснюється насамперед більшими значеннями qПРЗ у першому випадку.

Розділ 3. Аналіз процесу зневуглецювання розплаву у вторинній реакційній зоні та конверторній ванні. Показано, що опорами, які лімітують, по каналах вуглецю і кисню є опори входу реагентів у РЗ з потоком несучого середовища (розплавом, що циркулює, і дуттям відповідно). Величина їх принаймні на півтора порядку більша за дифузійні, які, у свою чергу, більші за кінетичні. Це дозволяє без знання значень міжфазних поверхонь, коефіцієнтів масовіддачі, розподілу концентрацій реагентів і т.ін., точне визначення яких для умов РЗ є дуже складним завданням, описати процеси рафінування, наприклад зневуглецювання, у ній, використовуючи відомі залежності з рівноваги системи (для умов «виходу» з ВРЗ) та інтегральної витрати розплаву, що циркулює через РЗ - mр (кг/c).

Розглянуто особливості практичного використання зазначених положень і на їхній основі розроблено ММ процесу зневуглецювання розплаву в РЗ та конверторній ванні. Масова швидкість окиснювання вуглецю розплаву в РЗ (кг/с) визначається виразом:

, (4)

де ; ,

[%O] в - концентрація кисню в розплаві ванни, Kр, 1 - константа рівноваги реакції окиснювання вуглецю розплаву (для умов ВРЗ),

що дозволяє визначати у всьому діапазоні значень [C] в і без притягнення понять «ланок, що лімітують,» та «критичної концентрації вуглецю». Водночас, використання останніх є зручним і спрощує аналіз процесу. Так, при у розплаві, що виходить з РЗ, можна знехтувати рівноважною концентрацією кисню , а при - концентрацією вуглецю ; рівняння (4) спрощується, розпадаючись на два:

, , (5)

, . (6)

При цьому величина визначається з виразів:

(7);

(8)

Криву ~ f([C] в) можна умовно розбити на три ділянки (рис. 1). На першій (до [C] VH) можна умовно вважати, що не залежить від [C] в, на третій (після [C] VК) - не залежить від інтенсивності продування . В області - лімітування змішане, з переважним впливом кисневого і вуглецевого каналів при і відповідно.

Для умов донного продування киснем у конверторі отримано

, (9)

, (10)

де k1 = 3,23, k2 = 0,376 при і k1 = 2,80, k2 = 0,370 при [%C] в < 0,1;

f (Mс) = 1,0 + 0,034· (Mс - 1) 2 - функція числа Маха сопла.

Порівняння результатів розрахунку з промисловими даними показало їхню хорошу відповідність. Зі збільшенням G при = const спостерігається чітко виражена тенденція збільшення , що пов'язано з «вимушеним» збільшенням діаметра сопел і погіршенням розосередження дуття по ванні. Зі зростанням має місце збільшення величини , яка знаходиться в діапазоні 0,3-0,6 (як приклад - див. рис. 2).

Установлено, що (за інших рівних умов): mр ~ , де a = 2/3…3/4, - інтенсивність продування на одне сопло; qРЗ ~ , де b = - (1/3…1/4); ~ , де g = 1/4…1…1/3; qРЗ зменшується (а збільшується) зі зростанням По, dc та зниженням температури дуття То.

Розроблений підхід був використаний для непрямого визначення величини mp (qРЗ) при верхньому продуванні (на 350 т конверторах МК «Азовсталь»). Для визначення динамічних характеристик процесу зневуглецювання розплаву в конверторі використовувалася масспектрометрична система «ФТИАН-3» і дані плавок з проміжними повалками.

Установлено, що в конверторі з верхнім продуванням при , в залежності від температурного та шлакового режимів плавки, динаміка зміни може істотно різнитися. Показано, що для технологічно «нормальних» плавок в розглянутих умовах ( м3/(т*хв.); [%C] к = 0,04ё0,05; G = 350 т) величина =0,7ё1,2 досягається при відносному часі продування (у середньому ~ 0,75). При цьому [%С] кр = 0,28ё0,64 досягається при (у середньому ~ 0,84).

Показано, що для зменшення [%С] кр, окисности металу та шлаку в кінцевий період продування більш ефективним є зменшення висоти фурми Нф; збільшення при цьому може призвести до зворотного ефекту.

Установлено, що, де знаходиться в діапазоні від 1/3 (Нф» const, b = var) до 2/3 (Нф = var, b» const) і на практиці ближче до 1/2 (b - відносне заглиблення дуттьових струмин у розплав).

Отримано напівемпіричні та регресійні залежності і виконано їхнє порівняння з літературними даними.

Розділ 4. Розробка основних принципів оптимізації дуттьових режимів та пристроїв на основі математичного моделювання макрокінетики киснево-конверторної плавки. Розроблено основні положення математичного моделювання і синтезовано комплексну функціонально-детерміновану ММ конверторної плавки, що включає блоки розрахунків: динамічних теплових балансів, зневуглецювання і окиснювання Fe розплаву в РЗ, плавлення брухту, динаміки нижніх слабо-перемішуваних зон у ванні (НЧВ), пов'язаної з утворенням та розвитком термоконвективного фронту (ТКФ), тепло-масообміну між виділеними зонами в агрегаті та ін. При цьому верхня, добре перемішувана, частина ванни (ВЧВ) представлена як реактор ідеального змішування, НЧВ - реактор ідеального витиснення; плавлення брухту описано тривимірною задачею; рух ТКФ - диференціальним рівнянням типу рівняння Стефана з перемінною температурою на межі. Порівняння результатів розрахунку (рис. 3) з даними роботи 350-т конверторів з верхнім продуванням показало їхню хорошу відповідність.

Розроблена ММ дозволяє аналізувати основні стадії конверторної плавки, визначати шляхи до її раціональних шихтовки та дуттьового режиму і пояснити такі особливості киснево-конверторного процесу, як виникнення і зникнення значних температурних і концентраційних градієнтів у ванні в певні моменти продування плавки та ін.

Як критерії, що характеризують хід процесу, запропоновано використовувати безрозмірні часові комплекси = t7 / tпр і = t8 / tпр (t7 - час досягнення ТКФ дна ванни і закінчення періоду плавлення брухту в агрегаті; t8 - час досягнення ). Показано, що для оптимального ходу плавки необхідно забезпечення умови: і1. При <1 зменшується , процес «затягується» у часі, збільшується угар Fe, окисність металу та шлаку на випуску. З використанням результатів моделювання розглянуто особливості макрокінетики плавки при верхньому та донному продуваннях; показано їхні переваги і недоліки.

На основі аналізу взаємозв'язків параметрів дуттьового режиму і макрокінетики плавки розроблено основні принципи і запропоновано алгоритм оптимізації дуттьових режимів та пристроїв кисневих конверторів, який здійснюється за схемою рис. 4 (знизу нагору).

Розроблено комплекс критеріїв, що характеризують основні особливості дуттьового режиму плавки в конкретному агрегаті:

,

де Нв, Dв - глибина та діаметр ванни (у спокійному стані); Мр - маса розплаву у ВЧВ (або в усій ванні); -поточний (або повний відповідно) час продування плавки. Такий підхід дозволяє спростити розрахунок у відповідності до схеми рис. 4, узагальнюючи блоки 3 та 4; розрахунок вихідних параметрів обох блоків утруднений яскраво вираженою стохастичністю, пов'язаною з невизначеністю реального значення Нф, властивостей взаємодіючих фаз, розташування брухту в агрегаті і т.ін.

Розділ 5. Розробка, промислове випробування та впровадження дуттьових режимів та пристроїв кисневих конвертерів. Наведено приклади практичного використання розроблених у дисертаційній роботі теоретичних положень з удосконалювання і оптимізації дуттьових режимів та пристроїв на 350-т конверторах ККЦ МК «Азовсталь».

1. З метою зниження негативних наслідків «передуву» плавок, у т.ч. в умовах нестабільного тиску у тракті, і підвищення стійкості наконечників фурм (при роботі цеху в умовах «дефіциту» чавуну; 1991 р.) оптимізовано параметри соплового блоку кисневої фурми (нов./баз.: nc = (4п+1ц)/(5п+1ц); dmin =47/42 мм; Mc =2,29; a = 15°; g = 11,3/10,0°) і відпрацьовано відповідний дуттьовий режим плавок. Промислове випробування наконечників фурм нової конструкції показало: зменшення (FeО) ш на 1,4ё1,6%, витрат О2 (на ~4 м3/т сталі) та феросплавів, що містять Mn (в розрахунку через 100%-ий Mn - на 0,08ё0,13 кг/т сталі); збільшення вмісту C та Mn у металі після продування на (1ё2 і 1ё2,5)*10-2%, коефіцієнтів засвоєння Al та Ti (для сталей типу 10Г2БТ) на 9,0 та 8,0%, стійкості футерівки конверторів, наконечників фурм (з ~ 30 до ~200 плавок) та фурм до «заметалювання» (~ у 8 разів), скорочення періоду «запалювання» плавки та ін. Упровадження розробки в 1992 р. дозволило за рахунок зниження питомих витрат феросплавів та розкиснювачів, конвертерних вогнетривів та наконечників фурм зменшити собівартість стали на 0,92 крб./т (у цінах 1991 р.).

2. З метою підвищення виходу придатного, поліпшення теплового балансу та шлакового режиму плавок, а також поліпшення керованості процесом при нестабільних параметрах О2 перед фурмою (при роботі цеху в умовах підвищеної витрати чавуну та вмісту Si у ньому; 1994 р.) оптимізовано параметри продувальних сопел (нов./баз.: nc =5п+1ц; dmin = 47/42 мм; Mc = 2,22/2,29; застосування конічних сопел Лаваля з дводілянковим дифузором; патент України №19073) та дуттьового режиму плавки (Ро, n=1 = 1,10/1,25 МПа; n = (0,8ё1,4)/(1,0ё1,3)). У результаті дослідно-промислового випробування отримано: прискорення процесів шлакоутворення, виключення «виносів» металу з конвертору, зниження угару Fe у дим та шлак, підвищення ступеня десульфурації (на 11%) та дефосфорації (на 2%) металу в конверторі, поліпшення теплового балансу плавки, зниження питомих витрат: металошихти (на 14 кг/т сталі), чавуну (на 19 кг/т сталі), вапна та плавикового шпату, збільшення стійкості наконечників та фурм до «заметалювання» (у ~2 рази). Кількість плавок з [%C] к < 0,05 скоротилася в 1,4 разу. Застосування сопел нової конструкції, а також способу продування зі штучно створеним «запасом» робочого тиску на сопловому блоці фурми, забезпечили стабільне продування ванни в широкому діапазоні нерозрахунковостей витікання кисню (n = 0,7-1,6), поліпшилася керованість процесом, у т.ч. у випадках падіння в магістралі. Упровадження розробки в 1995 р. дозволило поліпшити ряд техніко-економічних показників виплавки стали, у т.ч. знизити питому витрату металошихти (чавун + брухт) на 7,5 кг/т сталі; забезпечило виплавку низкосірчистих марок сталей при заміні дорогого синтетичного шлаку для обробки металу в сталерозливному ковші твердими шлаковими сумішами, тощо. Розроблена конструкція фурми та спосіб продування конверторної ванни використовуються в ККЦ МК «Азовсталь» з 1995 р. до теперішнього часу як базові.

Загальні висновки

1. У дисертації наведено теоретичне узагальнення і нове технічне рішення наукового завдання поліпшення техніко-економічних показників виплавки конверторної сталі за допомогою оптимізації дуттьових режимів та пристроїв на основі комплексного дослідження тепло-масообмінних, фізико-хімічних та гідродинамічних процесів у РЗ кисневого конвертора.

2. Запропоновано принцип складання рівнянь матеріального та теплового балансів і розроблено математичну модель ПРЗ з урахуванням дійсних розмірів, градієнтів температур РЗ, витрати розплаву, що циркулює через ПРЗ, а також ступеня засвоєння О2 дуття на поверхні дисперсних частинок (крапель) у ПРЗ. Модель може бути використана для розрахунків: ТПРЗ, qПРЗ, кількості заліза та його оксидів, що випарилися в ПРЗ, тепло-масообміну між ПРЗ та основною частиною ванни, температурних умов роботи дуттьового обладнання та ін.

3. Установлено, що незалежно від механізму окиснювання розплаву в ПРЗ величина qПРЗ при донному продуванні знаходиться в межах 7ё20 кг/кг дуття (О2); найбільш імовірний діапазон - 10ё20 кг/кг О2. При верхньому продуванні - qПРЗ = 6ё12 кг/кг О2. Отримано критеріальні рівняння для розрахунку величини qПРЗ в залежності від умов донного продування. Показано, що збільшення qПРЗ та qПРЗ/qРЗ по ходу плавки пов'язане зі зміною структури РЗ. При цьому механізм ежекції розплаву дуттьовими струминами принципово не змінюється.

4. Установлено, що основна частина О2 дуття засвоюється краплями розплаву в ПРЗ. При верхньому продуванні hк складає 0,6ё0,9, а при донному - «1. Процес лімітується переносом через шлакові оболонки крапель; механізм окиснювання розплаву близький до «тотального». Розплав у ПРЗ окиснюється не повністю, що необхідно враховувати при моделюванні процесів у цій зоні.

5. Установлено, що передача теплоти від ПРЗ до ванни відбувається переважно шляхом макропереносу маси речовини - циркуляційною течією вмісту ПРЗ. Аналогічно здійснюється перенос кисню та механічної енергії дуття до ванни.

6. Показано, що ефективним напрямком зниження інтенсивності випаровування Fe та його оксидів у ПРЗ є організація дуттьового режиму, що забезпечує збільшення qПРЗ. Так, збільшення qПРЗ усього на 1 кг/кг О2 дозволяє без погіршення теплового балансу плавки зменшити величину ТПРЗ у середньому на ~ 50-80 К та відповідно кількість заліза, що випарилося в ПРЗ - у 1,3-1,7 разу.

7. Запропоновано підхід до опису процесу зневуглецювання розплаву в РЗ і на його основі розроблено модель окиснювання вуглецю в РЗ та конвертерній ванні. Показано, що відповідає зміні типу основного каналу процесу, що лімітує (з «кисневого» на «вуглецевий»), на відміну від уявлення ряду авторів, не залежить від поверхневих концентрацій реагентів та в загальному випадку не збігається з: [C] VH, [C] ПЕР (яка відповідає початку об'ємного зневуглецювання розплаву у ванні), [C] кр.

8. Отримано залежності , , від величини qРЗ (mр), а також критеріальні та напівемпіричні рівняння для визначення qРЗ (mр), , у кисневих конверторах з донним та верхнім продуванням і регресійні залежності для визначення [C] кр у 350-т конверторі верхнього дуття.

9. Установлені взаємозв'язки параметрів дуття і процесу зневуглецювання в конверторах. Зокрема, при донному продуванні величина =0,3ё0,6 та ~ (a = 1/4…1…1/3), збільшується з ростом Пo, dс та зменшенням То. РЗ расплаваПри верхньому продуванні ~ (g = 1/3…2/3; на практиці - ближче до 1/2). Для 350-т конверторів верхнього дуття (= 2,4-4,0 м³/(т*хв.)) = 0,7ё1,2, а [%C] кр» 0,3ё0,6.

10. Розроблено основні положення і синтезовано комплексну динамічну функціонально-детерміновану математичну модель киснево-конверторної плавки, що враховує фізико-хімічні, тепло-масообміні та гідродинамічні закономірності останньої. Модель дозволяє аналізувати основні стадії плавки, виявляти найбільш істотний взаємний вплив різноманітних характеристик процесу та визначати шляхи до раціональних шихтовки та дуттьового режиму плавки.

11. На основі аналізу взаємозв'язків параметрів дуттьового режиму та макрокінетики плавки розроблено основні принципи і запропоновано алгоритм оптимізації дуттьових режимів та пристроїв кисневих конверторів. Розроблено комплекс критеріїв, що характеризують основні особливості дуттьового режиму плавки в конкретному агрегаті.

12. Розроблені, випробувані та впроваджені у виробництво оптимізовані конструкції кисневих фурм та відповідні дуттьові режими плавки для умов роботи 350 т конвертерів МК «Азовсталь». Розроблено, випробувано та впроваджено нову конструкцію надзвукового конічного сопла з дводілянковим дифузором, що дозволяє проводити стабільне продування конверторної ванни в широкому діапазоні зміни ступеня нерозрахунковості витікання кисневого потоку. Впровадження результатів дисертаційної роботи в киснево-конверторному цеху МК «Азовсталь» забезпечило зменшення питомих витрат матеріальних та енергетичних ресурсів на виплавку стали, підвищення її якості і дозволило одержати сумарний економічний ефект (у 1992, 1995 та 1996 рр.), еквівалентний ~ 7 млн. дол. США.

Список опублікованих автором праць за темою дисертації

1. Сущенко А.В. Проблемы совершенствования дутьевых режимов и устройств кислородных конвертеров // Вісник Приазовського державного технічного університету: Збірник наукових праць. Вип.10. - Маріуполь, 2000 р. - С. 26-32.

2. Повышение стойкости наконечников фурм для 350-т конвертеров / Сущенко А.В., Курдюков А.А., Буга И.Д. Ковура А.Б., Ганошенко В.И. // Сталь. - 1996. - №5. - С. 14-17.

3. Капустин Е.А., Сущенко А.В. Развитие теории и математической модели кислородно-конвертерной плавки // Вопросы теории и практики сталеплавильного производства. - М.: Металлургия, - 1991. - С. 57-73.

4. Капустин Е.А., Сущенко А.В., Поживанов М.А. К математическому моделированию кислородно-конвертерной плавки // Теория и практика металлургических процессов. - К.: Технiка, - 1990. - С. 24-33.

5. Капустин Е.А., Сущенко А.В. Критическая концентрация углерода и анализ процесса обезуглероживания в сталеплавильных агрегатах // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 1988. - №9. - С. 40-44.

6. Капустин Е.А., Евченко В.Н., Сущенко А.В. О материальном и тепловом балансах первичной реакционной зоны // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 1988. - №7. - С. 116-120.

7. Капустин Е.А., Сущенко А.В. Влияние гидродинамики на процесс обезуглероживания при продувке расплава заглубленной струёй // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 1986. - №8. - С. 149-150.

8. Капустин Е.А., Сущенко А.В. Расчёт критической концентрации углерода в кислородном конвертере с донной продувкой // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 1986. - №5. - С. 145-146.

9. К вопросу оптимизации дутьевых режимов и устройств кислородных конвертеров / Сущенко А.В., Ганошенко В.И., Ковура А.Б., Юрченко С.М., Гнедаш А.В. // Тепло- и массообменные процессы в металлургических системах. Материалы VI-ой международной научно-технической конференции, Мариуполь. - 2000. - С. 161-166.

10. Оптимизация параметров соплового блока кислородной фурмы ККЦ АП «МК «Азовсталь» / Сущенко А.В., Курдюков А.А., Буга И.Д., Ковура А.Б., Ганошенко В.И. // Труды IV-ого конгресса сталеплавильщиков. - М.: «ОАО «Черметинформация», 1997. - С. 113-114.

11. Улучшение теплового и шлакового режимов конвертерной плавки посредством использования кислородной фурмы новой конструкции / Курдюков А.А., Лакунцов А.В., Сущенко А.В., Ганошенко В.И., Ковура А.Б. // Тезисы докладов VIII-ой международной научно-технической конференции «Теория и практика кислородно-конвертерных процессов». - Днепропетровск, 1994. - С. 34.

12. Опыт эксплуатации четырёхсопловых кислородных фурм на крупнотоннажных конвертерах МК «Азовсталь»/ Сущенко А.В., Лухтура Ф.И., Ганошенко В.И., Лакунцов А.В., Ковура А.Б. // Тезисы докладов VIII-ой международной научно-технической конференции «Теория и практика кислородно-конвертерных процессов». - Днепропетровск, 1994. - С. 94-96.

13. Капустин Е.А., Сущенко А.В., Лухтура Ф.И. О взаимодействии газовых струй с конвертерной ванной // Тезисы докладов V-ой Всесоюзной научно-технической конференции «Тепло-массообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов». Ч. 1. - Мариуполь, 1991. - С. 3-5.

14. Капустин Е.А., Сущенко А.В. Математическое моделирование выплавки стали в агрегатах конвертерного типа // Тезисы докладов X-ой Всесоюзной научно-технической конференции «Физико-химические основы металлургических процессов». - Москва, 1991. - С. 187-189.

15. Капустин Е.А., Сущенко А.В. О взаимосвязи гидродинамических параметров продувки с процессом обезуглероживания в конвертере // Тезисы докладов конференции «Современные процессы обезуглероживания и дегазации легированных сталей и сплавов». - Днепропетровск, 1987. - С. 64-65.

16. Сущенко А.В. Некоторые закономерности процесса обезуглероживания расплава в конвертере // Тезисы докладов VII-ой Всесоюзной научно-технической конференции «Теория и практика кислородно-конвертерных процессов». - Днепропетровск, 1987. - С. 140-141.

17. Патент України №19073, МКВ 5С 21 С 5/48. Надзвукове сопло із складеним дифузором / Сущенко А.В., Лухтура Ф.І., Поживанов М.О., Сахно В.О., Іванов Є.А., Ганошенко В.І., Семенченко П.М. // БВ, №6, 1997.

Размещено на Allbest.ru