CC BY
17
ВЕСТНИК
ПРИАЗОВСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА 2000 г. Вып.№9
I"
УДК 621.5
КУземко И.Р1, Хинш Л.И.2
РАЗОГРЕВ ПОГРУЖНОЙ ФУРМЫ ПРИ ВДУВАНИИ В РАСПЛАВЫ ИНЕРТНЫХ ГАЗОВ И ПОРОШКОВ
Рассматривается модель неадиабатного квазистационарного двухскоростного течения монодисперсного потока в погружной фурме, решается задача по её разогреву в условиях наиболее теплонапряжённого режима работы при продувке расплава инертнъши газами и порошками
Низкая стойкость фурм для глубинной продувки расплава порошками и инертными газами сдерживает широкое внедрение современных технологий в практику сталеплавильного передела. Стойкость фурмы составляет 5-10 плавок (ресурс — 30 - 100 мин), в то время как стойкость футеровки ковша — 35 плавок. Разрушение фурмы начинается с того, что в условиях интенсивного барботажа прогорает защитный огнеупорный блок, слабоохлаждаемая фурма перегревается в нескольких сечениях деформируется, отклоняется от вертикали и после этого требуется замена весьма сложного продувочного устройства.
В фурме имеет место сложный теплообмен между железоуглеродистым расплавом и высокоскоростным дисперсным потоком через разделительную стенку защитного огнеупорного блока и стенку металлической трубы. В расчётах принимали, что в процессе теплопередачи со стороны расплава - граничные условия первого рода. Защитная футеровка плотно прилегает к металлической трубе и толщина её по всей длине одинакова. Излучением, а также продольным распределением теплоты пренебрегали. Все расчёты выполняли для режима, соответствующего 30 с после начала продувки.
Для численного исследования разогрева фурмы совместно решали известные уравнения движения монодисперсного двухфазного потока, которые записывали раздельно для дисперсной примеси и несущего газа [1], и уравнения энергии.
В условиях интенсивного теплообмена уравнения энергии, например, для совместного движения монодиспеосной смеси и дисперсной фазы имеют вид
(Ьс
м>
2 Л
а
Г н^
2;
2
1 ^ сЬс 2 °
/
сЫ
< н^ ч 2
~ £?12 - ^12 (^1 ~ ИЪ). (2)
Массовый расход фаз С] = в\р\М>1, 02 = Егр^г , где £1,62 - объёмные доли, р\, Рг- плотности, Vь и12 - скорости, И2 - теплоёмкости газообразной и твёрдой фаз.
Силу межфазного взаимодействия рассчитывали как в работе [2]. Объёмная плотность теплового потока от стенки фурмы к несущей среде
где И - внутренний диаметр трубы, - коэффициент теплоотдачи от стенки к несущему газу.
Температуру стенки фурмы н' рассчитывали, заменяя цилиндрическую стенку пластиной, при чём расчётную толщину её определяли по формуле
1 ПГТУ, науч. сотр.
2 ПГТУ, доц.
0.5
где щ =-
'/О2
-1
/ ^
Л,
-; Л] и Я2- наружный и внутренний радиус, м
Решение для пластины использовали в виде.
К*;*)-Ков ^ , * Г 2 гр 1
(5)
где I (х; о) = 1нач - начальная температура; 1„ое - (мет - температура на внешней поверхности фурмы, равная температуре расплава, причём
4
Коэффициент теплоотдачи от внутренней стенки к газовой фазе а\„ рассчитывали по уравнению
- - 'т У'5
1.. т.
= > о,022 (1 +
V' 1 У
т,
(?)
где число Рейнольдса трубы фурмы
а А
Де^-т--, =
(8)
В (8) - газовая постоянная взвесенесущего газа.
Тепловой поток в условиях межфазного теплообмена определяли как
61
012=~РГ т2(Г1-Г2)£2, о
(9)
где а = Я1МиХ2 / 8, \ - / Рг Число Нуссельта частицы Ищ2 вычисляли по формуле Кацнельсона и Тимофеевой-Агафоновой
М,12= 2 + 0,03Яе^ Рг°'33 + 0,03Яе0>58Рг0'зв, (Ю)
Коэффициенты /1Х и 71 и теплоёмкость с„ для каждого газа находили с учётом их нелинейной зависимости от температуры.
Динамическая вязкость и теплопроводность несущего газа определяли по [3,4]
ГЦ
=вГ14г/а, я, = в^т/а .
(11)
В формуле (11)теплопроводностный вириальный коэффициент Вщ и коэффициент Вх составляют для А г. 1,497-10 ~6 Па- с-К"0'5, Вя = 1,166-Ю-3 Вт м_1К"1,5. Принимали, что молекулы газа взаимодействуют согласно потенциалу Леннарда - Джонса, причём для Аг силовая постоянная е 1к= 119,2246 К. Для азота М соответственно принимали: Вт,- 1,065- 10 е Па-с-К"0'5, Вх= 1,178-Ю-3 Вт м-1 К"1'5, е/к = 95,9266 К, где к = 1,380658-10'23 Дж/К - постоянная Больц-мана. Для различных газов эти значения можно найти в [3]. Температурный коэффициент Д учитывающий перенос энергии внутренними степенями свободы, для аргона /0=1. Этот коэффициент, например, для азота представляли в виде степенного ряда по (Г/100) [4].
Р = 1,2490941 +5,134963 Й-10 "1 - 2,11185242 +
+4-"81757Ш - 5-б47525о4Ш +з-4759о47Щ -
-'•2о4з4з,(ш)'+2'212об7о21о"'Ш -1-б77б24,91°"(тш; <12)
По рекомендации [3] интеграл столкновений Д, может быть представлен в виде:
1-0,14874
/3У= 1,16145
кТ
+ 0,52487ехр
кТ
-0,7732 — е
+ 2,Ш1%ехр
кТ
2,49787 — 8
(13)
Естественно, что кинематическая вязкость и температуропроводность V = /л!р, а = А1(рс), причём Рг= V /а.
Удельную теплоёмкость для А г принимали равной с = 521 Дж/(кг К), а для /V, нелинейную теплоёмкость рассчитывали по формуле с = 965 + 0,21127' — 12,067 Ю-6 Г2.
Известно, что подогрев продувочного газа приводит к существенному увеличению импульса втекающей в расплав струи. При одних и тех же энергозатратах повышается качество продуваемого металла или снижается расход дорогостоящего аргона. Задачу по разогреву инертного газа в погружной фурме можно решить, если уменьшить толщину защитного огнеупорного покрытия и увеличить его теплопроводность. Численное решение дифференциальных уравнений переноса импульса и энергии для продувочного I аза и дисперсной фазы, а также уравнения Фурье для огнеупорного покрытия трубы фурмы, погруженной в металл, позволило определить температуру стенки трубы /и, продувочного газа I и монодисперсного порошка статическое давление р, скорость каждой фазы (\¥| и и числа Маха газа-носителя М\ в любом сечении фурмы, в том числе в конечном (выходном) (параметры с индексом "к").
Расчёты были выполнены применительно к фурме (длина /, глубина погружения в расплав И) 350 т сталеразливочного ковша, причём были выбраны технологические и тепловые режимы, соответствующие наиболее тяжёлому режиму работы фурмы в конце её срока службы, когда условно оставляли тонкий слой футеровки. Как показали расчёты, главная причина перегрева трубы фурмы большого диаметра - снижение скорости газа и, по этой причине, уменьшение коэффициента теплоотдачи а(рис. 1). Увеличение Д например, с 8 до 20 мм приводит (при
с<9т0к необходимости снизить давление А г перед фурмой с 1,08 до 0,33 МПа. Необратимая потеря давления за счёт дросселирования 0,75 МПа не только существенно снижает работу пневматического перемешивания, но и приводит к недопустимому перегреву стенки фурмы. В этих условиях низкоскоростной поток газа не может быть надежным охладителем и (¡рк возрастает с 400 до 900 °С.
Заметим, что при ускорении дозвукового потока за счёт трения его термодинамическая температура всегда падает. Что касается теплоподвода, то его воздействие на газ неоднозначно (рис.2). При низкой скорости температура газа растёт, а при высокой дозвуковой - падает. Столь сложные процессы преобразования энергии при ускорении потока в фурме настоящей моделью учитываются. Поэтому при небольшой скорости течения аргона в погружной фурме (]) = 8 мм) в переходном её сечении (зеркало металла) наблюдается скачёк температуры стенки /*., газа П. плотности^1'и, по этой причине, скорости газа м>х. Характерно, что как следует из анализа кривых /и (Г), Л (Г), ввиду резкого ускорения потока даже в условиях интенсивного теплоподвода в выходном сечении температура газа и и стенки 1У снижается.
/>«,МПа twK, hx,"С М\к /?,МПа U, ti,°С w i,m/c pi,кг/м
Рис. 1 - Влияние диаметра D на температуру стенки tVK и газа tlK, давление перед фурмой рн, число Маха М\к в выходном сечении.
Исходные параметры: D = 8 мм; Уы = ВО м3/час; / = 7,4 м, h = 3,0 м; рр = 7000 кг/м3; tp = 1600°С; Яф = 2,5 Вт/(м-К); 8Ф = 30 мм; т= 0.5 мин.
Рис. 2 - Распределение температуры стенки фурмы tw, аргона t\, его скорости м>ь плотности рх, а также статического давления р по длине фурмы /.
Исходные параметры: D = 8 мм; = 80 м3/ч; h = 3,0 м; / -= 7,4 м; рг =7000 кг/м3; tp = 1600°С; Яф = 2,5 Вт/(м-К); 8Ф = 0,7 мм; т= 0.5 мин.
Наиболее сильное влияние на температуру стенки фурмы tw и газа t\ оказывает толщина защитного огнеупорного покрытия дф (рис.3). Например, уменьшение ^ с 0,1 до 0,008 мм приводит к росту температуры стенки в выходном сечении tWK с 168 до 954 °С, а температуры аргона t\K- с 129 до 751 °С. В этом случае возникает дополнительное (к механическому) тепловое сопротивление и давление перед фурмой р„ возрастает с 1,06 до 1,63 МПа, скорость увеличивается (за счёт падения плотности рк в 2,5 раза) с 237 до 539 м/с (на рис.3 Лрн и AwK - прирост начального давления и скорости в выходном сечении фурмы). Таким образом, на 0,5 мин продувки уменьшение дф до ~ 0,02 мм неизбежно приводит к потере жёсткости трубы фурмы и её деформации.
Наиболее сильным охладителем стенки фурмы является дисперсная фаза (рис.4). Например, увеличение и с 10 до 30 кг/ кг сопровождается падением скорости фаз и w2к соответственно с 120 до 98 м/с и с 79 до 59 м/с. Но даже при условии снижения скорости дисперсного потока температура стенки tWK тоже уменьшается, в данном примере, с 539 до 435 °С, так как t\K падает с 236 до 98 °С. Из рис.4 видно, что с увеличением пылевой загрузки с 35,6 кг/мин (ju — 20 кг/ кг) до 107 кг/мин (р = 30 кг/ кг) при D = const давление на входе в фурму рн возрастает, в данном случае, с 0,96 до 1,44 МПа. Такие закономерности изменения скорости, температуры и давления объясняются тем, что если, например, пылевая загрузка составляет р = 30 кг! кг, то массовый расход порошка в ~ 45 раз больше чем несущего газа (Аг). В приведенных примерах, если Fj = const, то количество теплоты, передаваемой дисперсной фазе, пропорционально р. Поэтому даже при очень тонком слое футеровки (Зф ~ 0,07 мм) из-за интенсивного теплоотвода к сильнозагруженному потоку существенного перегрева стенки не происходит (tWK < 500 °С).
/>н,МПа ^к, ик,°С 6
800
- 200
"600 -
-400
¿и>ж,м/с /лк,кг/м3р«,МПа йок, С 300 т 6 1,5 г 600
• 5
- 100
1,4
1,2
■3
0,02 0,04 0,06 0,08 5ф, мм Рис.3
2 1,0
500 -
400 -
\vitc, м>1к,м!с р1кжг!ы 120 т 5,0
4,8
■= 100 -
- 80 -
60 ■
25 (л, кг/кг
4,4
4,0
Рис. 3- Зависимость температуры стенки tVIK и газа (Аг) /1к, его скорости >с1к и плотности р\к в выходном сечении фурмы, а также начального давления р„ от толщины футеровки 8ф
Исходные параметры: £> = 8 мм; К = 100 м*/ч; I = 6,8 м; Л = 4,15 м; рг =7000 кг/м3; = 1600°С; Аф = 0,7 Вт/(м-К);т= 0,5 мин.
Рис. 4- Влияние пылевой загрузки ц на температуру стенки и газа (Аг) в конечном сечении фурмы, а также на скорость фаз и^ и м/2к и плотность газа р\к в этом же сечении.
Исходные параметры: И = 13 мм; Ух = 120 М3/ч; / = 6,8 м; Ъ = 4,15 м; Рг= 3500 кг/м3; £> = 0,4; Аф = 2,5 Вт/(мК); 8ф = 0,07 мм; если // = 10 кг/кг, то т2 = 35,6 кг/мин и т.д.
Выводы
Численное исследование теплового состояния труб фурмы для погружной продувки расплава при максимальных тепловых нагрузках показал, что уменьшение диаметра и увеличение скорости потока - наиболее простой и легко технически исполнимый способ увеличения стойкости фурмы. Увеличение концентрации дисперсной примеси так же существенно улучшает условия охлаждения фурмы.
Перечень ссылок
1. Нигматулин Р.И. Динамика многофазных сред: В 2 т. -М.: Наука, 1987.
2. Кузнецов Ю.М. Газодинамика процессов вдувания порошков в жидкий металл.-Челябинск: Металлургия, 1991,- 160 с. **
3. Р.Рид, Дж.Праусниц, Т. Шервуд. Свойства газов и жидкостей. -Л.:Химия, 1982,- 592 с
4. Теплофизические свойства технически важных газов при высоких температурах и давлениях: Справочник/В.Н. Зубарев, АД. Козлов, В.М. Кузнецов и др.-М.: Энергоатомиздат, 1989,- 232 с
Куземко Игорь Русланович. Науч. сотрудник, окончил Мариупольский металлургический институт в 1993 г. Основные направления научных исследований - динамика дисперсных потоков применительно к металлургическим расплавам и агрегатам.
Хииш Леонид Иванович. Доцент кафедры теплофизики и теплоэнергетики металлургического производства, окончил Ждановский металлургический институт в 1954 г. Основные направления научных исследований - гидродинамика и тепломассообмен в металлургических агрегатах.
