CC BY
23
ВЕСТНИК
ПРИАЗОВСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА
1999г УДК 669.18.132
Вып.№7 Куземко Р.Д.
ТЕОРИЯ И ПРАКТИКА ВДУВАНИЯ ПОРОШКООБРАЗНЫХ МАТЕРИАЛОВ В МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ РАСПЛАВЫ
Используя полидисперсную модель течения выполнен анализ влияния самых важных факторов нетурбулентной природы на параметры газодисперсного потока в заглубленной под металл фурме. Учтены межфазное и внутрифазное взаимодействия. Результаты можно использовать для разработки моделей сложных газодисперсных течений в инжекционной металлургии, выработки рекомендаций по совершенствованию продувочных аппаратов и технологических- режимов по вдуванию двухфазных рабочих тел под расплав.
1. Краткий обзор современных технологий
При подготовке материалов по вопросу использования порошкообразных материалов в чёрной металлургии у нас была возможность выборочно ознакомиться с 641 рефератом за 1983 - 93 гг и с 318 - за 1994 - 98 гг по обсуждаемому научно -техническому направлению (источники информации: систематическая картотека статей. РЖ Металлургия). В какой-то степени для специалистов представляет интерес, как распределяются эти источники по отдельным направлениям отрасли (1994 - 98 гг): прои шодство 'iyryi'ä - 194, мартеновское производство - 4, кислородно-конвертерный процесс - 6, элсктроста.чсглззильпми промесс - 26, внепечная обработка стали в ковше - 33, систем? п н??--м&тса» te ¡ юрта сытучи* материалов и оборудование пылесистем - 55
-'íHTi'.yjTvi'iibfA ж.iO-tí'.tlKi>ts.
< • рной металлургии (МИЧМ) за период ¡?90 ' i. вс > м • ' <' ■> & ч ' 1Ной Европы уменьшилось в 1,9 раза. На пути с,\<> v. „ чл* 4(1-1' mí. J! \ргических предприятий большинства стран
мира i чая проблема - не увеличение производства металла, а повышение его качества. В кратком ошоре настоящего раздела рассмотрено, как в многоступенчатой схеме доводки стали ряд известных фирм используют технологические порошки для расширения сортамента и получения высококачественного металла.
В агрегате конвертерного типа через горловину вводят продувочную фурму типа " труба в трубе" [1]. По наружной трубе подаётся охлаждающий воздух и она обрывается под слоем шлака в полости конвертера, а внутренняя погружается в металл, через эту трубу подают в расплав любые порошкообразные материалы. Фурма может использоваться для донной продувки в конвертерах и вводится через кожух, днище или стенки агрегата ниже уровня металла.
На стадии циркуляционной дегазации в 160-т агрегате RH применили метод вдувания (через фурму для подачи кислорода) порошкообразных реагентов на основе СаО (завод фирмы Sumitomo Meta] Industries, г. Вакаяма, Япония). Получено, что при суммарном содержании FeO и МпО ~ 1 % в десульфурирующей смеси коэффициент распределения серы снижается практически в 10 раз [2].
Современные дуговые сталеплавильные печи (ДСП) проектируются, а существующие, как правило, реконструируются с учётом возможности вдувания в печь различных порошков. На 86-т печи ДСП завода Vallouree - Saint - Saulve внедрена комплексная технология, включающая дожигание СО иЯ2 в объёме печи и подачу порошкообразного графита в количестве 16,5 кг/т [3]. При расходе кислорода, равном 30,3 м3/т продолжительность плавки
* ПГТУ, канд. техн. наук, доц.
была сокращена на 7 мин, получена экономия электроэнергии - 60 кВт-ч/т. Содержание FeO в шлаке при этом сохраняется на прежнем уровне. В работе [4] представлена серия разработанных дуговых ковшевых печей, которые обладают возможностью подогрева стали, рафинирования и легирования кусковыми и порошкообразными материалами. В таких установках можно получать стали повышенного качества. Высокая стойкость футеровки ДСП садкой 125 т (завод Hamburger Stahlwerke (HSW)) [5] обуславливается применением пенистых шлаков и специального шлакового режима, включающего продувку металла известково - кислородной смесью в начале плавления (размер частиц —0,1 мм). Пенистый шлак, который наводится вдуванием коксика, хорошо экранирует дуги и не допускает перегрев кладки печи [6].
На установке вакуум - кислородного обезуглероживания стали (VOD) в 80 т ковше с помощью фурмы вдували железо - рудный порошок в количестве 60 кг/мин при расходе Ar до 5 м3/мин. Технология VOD - РВ обеспечивает удаление азота и углерода, что позволяет получать легированную сталь 29 % Cr, 4 % Mo, 2 % Ni. После продувки стали порошками Fe- руды концентрация примесей составила %: [С] 0,002, [TV] 0,0036 [7]. На заводе Lean wem фирмы British Steel фирмой Vacmetal (UK) Ltd для получения ультра низкоуглеродистой стали установлен рециркуляционный дегазатор с верхней продувкой кислородом в 340 т ковше (под вакуумом) [8]. Десульфурация стали обеспечивается порошками на основе плавикового шпата и кальция. В работе [9] показано, что обработка стали порошками на основе силикокальция в количестве 1,5-2 кг/т снижает содержание серы примерно на 40 %, причём суммарная степень десульфурации металла достигает 65 -75 % и более.
В электросталеплавильном цехе Кузнецкого меткомбината освоена технология вдувания пылевидного ферросилиция в жидкую сталь [10]. В ковш подавали отходы газоочистки циклонных фильтров, содержащие 74-78,9 % Si; 1-1,5 % AI: <0,23 % Мп; <0,023 % S; 0.02 - 0,04 % Р к до 0,05 % влаги. Использовали фурму, футерованную шамот-иыми кольцами, а также расходуемую - нефутерованную. Интенсивность подачи порошка составляла 60 - 100 кг/мин, пылевая загрузка ~ 15 - 30 Кс'/м^. Вдувание порошкообразного ферросилиция совместно с продувкой стали М позволило увеличить среднее усвоение Si до 71% против 54 % при присадке через шлак г. виде кусков диаметром до 100 мм.
В результате технического г; технологического усовершенствования в кислородно -конвертерном цехе, сооружённом й i97l г.; установлена лечь - ковш для ьчеасчпиго рафинирования расплава ¡11]. Многостадийная технология, включающая в обработку расплава порошками, дала возможность освоить до 600 марок сталей.
Обстоятельный обзор передовых технолологий производства чугуна путём вдувания различных порошкообразных материалов в доменные печи и ковши представлен в [12J. Показано, что внедрение высоких технологий предусматривает подачу в порошкообразном состоянии пылеугольного (каменного или бурого) топлива, а также смесь руды FeO с CaCoj и измельченного угля, Fe - руду, Мп - руду, кокс, известняк, серпентин, карбид кальция, Mg, смесей типа "карбид кальция - уголь", угольные гранулы, смесь железистых и щелочных флюсов, трехфазную смесь угольного порошка (или смолы), водяной суспензии и воздуха. Успешно вдувают также карбонатные порошкообразные смеси, порошок пластмассы, подготовленный коммунальный мусор.
Сроки внедрения энерго- и ресурсосберегающих технологий вдувания порошков в расплавы и агрегаты можно существенно сократить, если обеспечить опережающие темпы научных исследований. Однако по обсуждаемому научно-техническому направлению таких работ незаслужено мало, что в какой-то степени сдерживает внедрение новейших технологий в практику.
Среди теоретических отметим работу [13], где показано, что дисперсная фаза в струе подавляет турбулентность и интенсивность массообмена с окружающей средой снижается. Предложена оригинальная методика расчёта глубины газовой полости при внедрении газопорошковой струи в расплав и использовании непогруженной или заглубленной фурмы. Методика расчёта газодисперсной осесимметричной трёхкомпонентной турбулентной струи с фазовыми превращениями расплавленных частиц представлена в [14]. Решение системы дифференциальных уравнений даёт возможность определить корреляционные моменты, величину диссипации турбулентной энергии, генерацию турбулентной энергии в следе, силу межфазного взаимодействия и интенсивность межфазного теплообмена, изменение энталь-
пии при фазовых превращениях. Модель позволяет исследовать распределение температуры и скорости фаз в продольном и поперечном сечениях дисперсного потока применительно к различным технологическим задачам: получение порошков распылением сплавов, факельное торкретирование и целый ряд других струйных процессов в металлургии. Можно внедрять рекомендации теоретических исследований, представленных в [15], где показано, что путём использования ступенчатого пылепровода удалось сократить расход газа-носителя в 2-Зраза (при малой пылевой загрузке). В работе [16] показано, что простыми техническими приёмами импульс истекающих в расплав газопорошковых струй можно увеличить в 5 -10 раз, а мощность - в 50 - 100 раз.
Анализ современных технологий производства сталей фирмами различных стран мира показал, что получить качественную сталь без вдувания порошков весьма з атру дните льно.
2. Математическая модель движения и теплообмена при течении газовзвеси в
погруженной фурме
Условные обозначения: w, е, h, Т,т- скорость, объёмная доля, энтальпия, термодинамическая температура и массовый расход; р, R - статическое давление смеси и газовая постоянная несущего газа; р„, рк - давление на входе и на выходе фурмы; pi, р2 - плотность газа и материала частиц; ср, с2 - теплоёмкость газа и вещества частиц; fy, tp - температура футеровки и расплава; D, 8ф - внутренний диаметр фурмы и толщина футеровки; F\, - сила межфазного взаимодействия; Flw - потери импульса на трение газа о стенку; Q\: - интенсивность межфазного теплообмена; Iv - изменение импульса i - й фракции в результате столкновений с частицами j - й фракции; Е,, - коэффициент осаждения (встречи) мелких частиц на крупных; Q\w - интенсивность теплообмена несущей среды со стенкой; G/, G, -приведенные расходы газа и частиц i - й фракции: С',, - коэффициент аэродинамического сопротивления частиц/-й фракции; Pr, Re -
числа Прандтля. Рейнольдса; А'уь. Яе„> Sikh- числа Нуесельта, Рейнольдса и Стокса частицы в относительном движении; |л.» - коэффициент динамической вязкости газа; и пылева? -загрузка, А h - мина фурмы и глубина её погружения в расплав; т- время, отсчитываемое от качала продувки; кФ - коэффициент формы частиц; коэффициент гидравлических потесь на трение: Л, 4- 4 - ^амегр частиц i - й, j - й, к - й фракции; х - продольная координата; к,,, к. - коэффициенты восстановления нормальной и тангенциальной составляющих скорости частиц -фн ударе о стенку; кп, kv - отношения продольной и радиальной скорости взаимодействующих со стенкой частиц к средней скорости дисперсной фазы. Индексы: 1 - газовая фаза, 2 - твёрдая фаза монодисперсного потока, i - i - тая частица полидисперсного потока, w - стенка, н,к начальное и конечное сечение фурмы, н - расход или плотность при нормальных физических условиях, стр - струя.
Цель настоящей работы - исследование вклада различных физических воздействий (теплоподвод, пылевая загрузка, сопротивление и т.п.) на интенсивность межфазного и внутрифазного взаимодействия, на импульс и мощность каждой из фаз и каждой фракции дисперсной фазы при течении полидисперсного потока в заглубленной под металл фурме.
Работа является продолжением [17], где полидисперсную модель течения в фурме рассматривали в постановочном виде. Расчётная модель отражает следующую физическую картину. При граничных условиях I рода тепловой поток передается теплопроводностью от расплава через защитную футеровку к наружной стенке трубы. От внутренней ее, поверхности теплота отводится конвекцией газовым или газодисперсным потоком.
При решении поставленной задачи были приняты следующие допущения: термическим сопротивлением металлической стенки труб можно пренебречь; защитная футеровка плотно прилегает к стенке фурмы; в соответствие с принятой моделью квазистационарность является результатом того, что нестационарный тепловой поток воспринимается стационарным газодисперсным или газовым потоком в фурме; примесь является полидисперсной, а частицы однородными {fh_ = const).
2.1. Система уравнений полидисперсного течения газовзвеси в фурме
Механика смесей строится на основе физических законов сохранения массы, импульса и энергии. Если не требуется знать подробности турбулентной структуры потока, то наряду с многопараметрическими моделями турбулентных течений газовзвеси, требующих решения дифференциальных уравнений в частных производных, для расчёта давления, скоростей и температур фаз можно использовать более простые, в том числе в рамках одномерного приближения, модели, которые приводят к обыкновенным дифферециальным уравнениям.
Для квазистационарного одномерного движения полидисперсной смеси в фурме с подводом теплоты от расплава в предположении, что возможно осреднение плотности потока и вектора количества движения в пределах бесконечно малого участка, для несущего газа и частиц /-ой фракции система дифференциальных уравнений движения и энергии имеет следующий вид:
N
£\= — К - £ Рц + £\Р&соза, (1)
ах 1 ах ыг
сЬ. ^
е,~Г = + Гц + + 11„ > (2)
I /И и 1Г / О 1}
ах J=2
ИлМ N N .
=б|н .-ей,о)
й ( -2 Л ' (Ьс
1=2 (=2
' !'1М'!_Н',Ь (4)
Система уравнений (1) - (4) дополняется условием постоянства расхода фаз
I ^ !
Уравнения динамики дисперсных потоков широкого используются как в классической литературе [18], [20], так и для расчётов параметров различного класса двухфазных течений в металлургии [16], [19]. Система дифференциальных соотношений типа (1)-(4), например, монодисперсного потока включает около 8 - 10 слагаемых. Но вклад каждого из них и, прежде всего, силовых и тепловых составляющих уравнений движения и энергии в результирующее течение существенно различны. Более того, воздействие каждого слагаемого на конечный результат является переменным, - он зависит прежде всего от пылевой загрузки (I и степени разогрева газа - носителя.
Система разностных уравнений (1)-(4) решалась на каждом шаге по х, начиная от входа, относительно неизвестных параметров в (и+1)-м узле сетки. Так как давление на входе фурмы р неизвестно, использовался специальный алгоритм, основанный на методах стрельбы. Расчёты проводили в достаточно широком диапазоне изменения параметров, но часть из них, как правило, оставалась постоянной: расход газа К|= 57,55 - 143,97 м3/час, температура газа и частиц на входе /„ = 20 °С, расход частиц т2 = 15 - 102,85 кг/мин, длина фурмы / = 5,6 м, глубина погружения в расплав И = 3,8 м, внутренний диаметр фурмы I) = 12 мм, наружный диаметр фурмы и футеровки В2 = 18 мм, £>3 = 18 - 80 мм, шероховатость стенки А - 0,3 мм; теплопроводность футеровки Хф = 0,8 Вт/(м К), плотность и температура расплава рр = 7000 кг/м3, ¡р = 1600 °С, плотность частиц Рг = 2500 - 4500 кг/м3, коэффициент формы частиц /= 1.4, коэффициент запаздывания по скорости на входе Ь = 0,8, коэффициенты: восстановления К = 0,2, нормальный к„ = 0,7, тангенциальный к, = 0,3, коэффициент, учитывающий внутреннюю структуру п = 2. Фракционный состав: диаметр 5, = 1 мм, 4 = 0,1 - 0,9 мм, массовая доля & = 0,5, §,= 0,5, время продувки г= 0,001 - 12 мин. Программа
позволяет при расчётах подавать в фурму газ N2, Лг, СНА, С02, 02, воздух. Величины, которые изменяли, указаны в подрисуночных подписях.
Рассмотрим, от чего зависят наиболее важные параметры дисперсного потока и, в условиях многофакторной связи, в какой степени они влияют на результирующее течение. При этом последовательность рассмотрения каждого из физических воздействий соответствует его влиянию на конечный результат.
2.2. Моделирование теплообмена
Тепловой поток от стенки фурмы к газовой фазе (?,„. Зная /„,, легко рассчитать интенсивность теплообмена несущей среды со стенкой фурмы:
а, =4 «„,(*„-/,)/£. (6)
Используя аналитическое решение нестационарного уравнения Фурье для футеровки (учитывая только радиальное распространение теплоты) в каждом контрольном сечении температуру стенки фурмы 1№ рассчитывали по формуле
® 2(/? 8ф / (о,5 Вф)) ( ч
'=1 ¡¡\ 1А)
где Оф, 8ф - диаметр и толщина огнеупорной катушки, установленной на фурме; ./0, ,)\ -функция Бесселя первого рода нулевого и первого порядка; Д = Д (Ш) - корни характеристического уравнения; Ш, /о - числа Био и Фурье; при 5/ > 100 корни составляют Д = 2,4048, Д= 5,5201, Д = 8,6537, Д = 11,7915, Д = Д+я; Д = Д+тг и т.д.
Коэффициент теплоотдачи от внутренней стенки к газовой фазе Коэффициент
рассчитывали по уравнению
\°.5
= г • = /Л3 0,022 (1
Т
/ m\
<-де число Рейнольдса трубы фурмы
«cv-^-. * = %Т>у (9)
В (9) R - газовая постоянная взвесенесущего газа. Коэффициенты Х\ и ut для каждого газа находили с учётом их нелинейной зависимости от температуры.
Наиболее сильное влияние на оказывает фракционный состав порошка и температура стенки lv. Сравнительные расчёты были выполнены в двух вариантах: при 8j = 8, равном 0,08 и 0,8 мм (g, /g, - 1). Толщина футеровки защитного блока 8ф = 0,01 мм (пренебрежимо малое тепловое сопротивление) и 30 мм, время от начала продувки выбирали г =0,0001 мин (момент погружения фурмы в расплав) (рис.1).
Так как во всех сравниваемых режимах расход порошка m2 = const, то при увеличении 8, в нашем случае с 0,08 до 0,8 мм, число сферических частиц уменьшается в 103раз, поверхность трения сокращается в 10 раз и в пределах фурмы длиной / = 5,6 м скорость газовой фазы возрастает с 21-49 м/с, при 8, = 0,08 мм до 15-116 м/с, при 8t = 0,8 мм (8Ф = 0,01 мм).
Характерно, что при течении грубодисперсной смеси ( 8, = 0,8 мм ) начиная с сечения фурмы, соответствующему зеркалу металла в ковше (/ = 1,8 м), из - за интенсивного теплоподвода (8/,~ 0,01 мм) происходит скачёк температуры tw с 20 до 730 °С в этом сечении и до tw = 960 °С на выходе из фурмы. По этой причине поток быстро ускоряется, с 20 до 116 м/с. На участке фурмы, расположенном в металле, a\w, резко возрастает, с 0,156 (/ = 1,8 м) до 0,719 кВт/(м2-К) (/=5,6 м) (рис. 1,а).
Если порошок тонкоизмельчённый (8 ~ 0,08 мм), то газовая фаза не может интенсивно ускоряться (тормозят частицы, масса которых по условию нашего численного экс-
перимента в 20 раз больше массы газа - носителя). По этой причине аХм, по длине заглубленной в металл части фурмы существенно не увеличивается.
ЛьМПа afcfcjfK
Рис. 1-Изменение коэффициентов теплоотдачи а1и. (а) и «¡,(6) по длине / в зависимости от диаметр частиц 5, при течении газовзвеси в фурме без теплопоцвода (/„.« 20 °С) и с подводом теплоты (f„, ="- 750 - 960 °С). а также распределение статистического давления р и объёмной доли ez но длине / при тех же условиях
-"— 6, - 0 08 мм; д,р = 0,0! мм; -------- 5, = 0.08 мм: - .10 мм;
»-1...« л, - 0,8 мм; дл ~ 0,0' мм; - ~ 0.8 мч; A, 50 мм.
Исходные параметры; несущий газ - Ar, V, ** 57 55 м.'/час т-. --■ 34.28 k.Vmhh: и - 20 кг! кг: если /Ь - 4500 хл' 0,0001 мин; D - 18 мм.
Заметим, что в каждом из четырех сравниваемых режимах течения в фурме изменение статического давления р(1) также существенно зависит от дисперсности и интенсивности теплоподвода. Через температуру плотность р\ и скорость wj давление р оказывает существенное влияние на aXw.
Таким образом, дисперсная примесь интенсивно воспринимает теплоту, но при тп\= const и m2= const стенка фурмы охлаждается лучше потоком с мелкими частицами, а обтекающий газ нагревается интенсивнее, если по фурме подают в расплав грубодисперсную смесь.
Сравнительные расчёты проводили при /¿=5и// = 35 кг/кг, температуру стенки в выходном сечении фурмы изменяли в пределах 4, = 30 - 800°С. Относительные величины Q\w > Qn и дР-> приведенные в таблице и на рис.2 для соответствующих значений tm имеют,
например, следующий смысл , где в числителе - тепловой поток, рассчи-
тайный при р = 35 кг/кг, а в знаменателе - при ju = 5 кг/кг (при всех прочих равных условиях и т.д.). Для упрощения записи обозначили z\ = £\p\gsina и т.д.
Анализ показывает, что изменение потока Q\w прежде всего зависит от температуры стенки tv и, в меньшей степени, от пылевой загрузки р. Как следует из численных расчётов, в сложном течении при нагреве стенки до температуры tw~ 50 - 800°С поток Qu увеличивается в 36 раз при р ~ 20 кг/кг и в 31 раз при р = 60 кг/кг.
Таблица - Влияние подогрева дисперсной смеси, а так же пылевой загрузки /и на величину
составляющих ()12 в уравнениях (1)-(4). Газ - Ы2, ¿¡ = 0,3 мм
Ри, Ры-, Г2т /42, ¿1 в1*> е.2, /ь 1ъ N2,
°с °С МПа МН/м3 МН/м 3 МН/м 3 Н/м3 Н/м3 МВт/м3 МВт/м3 н н Вт Вт
Г1 = 141,4 м3 , /час, т2= 15 кг/мин, ц = = 5 кг/кг
50 45 0,80 0,065 0,031 0,08 0,052 0,32 2,45 2,13 4,0 16,8 163 565
200 158 0,90 0,086 0,039 0,13 0,040 0,25 18,6 16,1 5,3 21,3 292 907
400 306 1,02 0,116 0,049 0,22 0,029 0,20 40,9 34,8 7,2 26,7 526 1421
600 451 1,12 0,145 0,058 0,31 0,023 0,17 63,8 53,4 9,0 31,3 822 1959
800 594 1,20 0,174 0,066 0,42 0,019 0,15 87,5 72,0 10,9 35,5 1197 2526
Ух = : 82,24 м 3 /час, т2 = 0 кг/мин, /л = 0 кг/кг
30 30 0,22 0,020 0 0 0,056 0 -1 0 1,3 0 28 0
600 600 0,63 0,059 0 0 0,020 0 -9 0 3,6 0 227 0
V, = 82,24 м3н /час, т2 = 60 кг/мин, р. = 35 кг/кг
50 40 0,92 0,022 0,077 0,26 0,049 2,06 7 8 1,5 42 34 839
200 119 1,02 0,029 0,092 0,43 0,039 1,74 57 57 1,8 57 58 1240
400 214 1,12 0,035 0,105 0,58 0,032 1,53 117 120 2,2 59 84 1608
600 303 1,2 0,041 0,117 0,78 0,028 1,37 178 184 2,6 63 115 1996
к,
3,2 Г 8.36 ГТч'
; ; \\
А». &12 4
3,5
2,5
Рис.2- Изменение относительных тепловых потоков
бы 'бп ' мпульсов , и
величин г,
от степени подогрева газовзвеси и пылевой загрузки ц. Исходные параметры: см. таблицу
Заметим, что по закону обращения воздействия нагрев дозвукового потока приводит его к ещё большему ускорению. Дополнительное сопротивление вызывает необходимость увеличивать давление рИ на входе в фурму, что в взаимосвязанном течении существенно изменяет характеристики дисперсного потока. Теплообменом крупных частиц при их взаимодействии со стенками можно пренебречь.
Тепловой поток от взвесенесущего газа к частицам ¡-ой фазы (¿и. Мощность потока при межфазном теплообмене рассчитывали по уравнению Ньютона
Qli = al,xS>(tl-tl)nl, «„ = ^"1 где счётная концентрация /-х частиц
бет,
п< = -~Г> £>--• (11)
Коэффициент теплоотдачи при межфазном теплообмене ац. При невысокой температуре фаз (<650°С) теплообмен реализуется как конвективный, а частицу можно рассматривать как тонкое тело. Тогда в уравнении Ньютона коэффициент
au^Nu% , Nuu = 2 + 0,03Prx033 +0,35Re^ Pr0'33
(12)
Так как смесь полидисперсна и течение моделируется многоскоростным многотемпературным континуумом, то число Рейнольдса частицы каждой из i,j, к-ой фракции потока следует рассчитывать по формуле:
Reu=\wl-wl\pl8i/iil (13)
При одной и той же загрузке ¡л и использовании одного и того же газа коэффициент ац зависит прежде всего от дисперсности порошка (Д) и степени разогрева несущего газа (рис. 1,6). Именно эти два параметра определяют скорость фаз, а, следовательно, и значение числа Reц. По длине фурмы /, особенно в условиях теплоподвода, происходит ускорение потока и, по этой причине ац увеличивается, причём тем интенсивнее, чем больше разогрев газовзвеси. Так, при 8 = 0,8 мм без теплоподвода (tw ~ 20 °С) в выходном сечении фурмы ац « 1,1 кВт/(м2-К), а если фурма разогрета до tw = 1000 °С. то ац = 2,14 кВт/(м2-К) (газ -Аг). Только на участке фурмы, находящемся в металле (/ = 3,8 м), ац возрастает в 3,6 раза, с 0,595 до 2,14 кВт/(м2-К).
Если через фурму вдувается мелкодисперсный порошок (в нашем примере 8, = 0,08 мм ), то следует отметить и любопытную закономерност ь - в области слабого ускорения (из - за обмена импульсами фаз) на длине /./¡=2 - 2,5 м ам вначале даже снижается (почти вдвое), причем коэффициент ац '"чувств>ет" тепловой удар в сечении, соответствующему зеркалу металла (рис.1..6).
Коэффициент яи существенно зависит ит трп.юфизических свойств тектирующеп > газа. Расчёты показали, что. например, замена тчжёлого газа (Аг) лёгким (СЩ) при принятых параметрах {Ar: V-, = 57,55 м3/час; т2 = 34.28 кг/мин; /t - 20 кг/ кг; СН4: ¥\ = 143.97 м„/час; т2 ~ 34,28 кг/мин;^ = 20 кг/ кг) приводит к увеличению а\, в выходном сечении с 2,14 до 7,85 кВт/(м2 К) при 8 = 0,8 мм и с 1,69 до 8,49 кВт/(м2-К), при 8, = 0,08 мм.
Характерно, что при подаче одного и того же порошка в полидисперсном потоке, движущемся в фурме с ускорением, объёмная доля частиц, которая находится из уравнения
неразрывности ¿] = w ру не постоянна и при (mh р„ F) = const зависит только от скорости соответствующей фракции w,. Как следует из рис. 1,6, темп снижения е, по длине фурмы прежде всего зависит от интенсивности теплоподвода к гетерогенному потоку.
Как следует из рис.2, относительный тепловой поток Qn = 35/} с увеличением
til2/j=5
температуры стенки фурмы снижается. Учитывая, что с увеличением загрузки потока порошком скорость высокоплотного потока в фурме одного и того же диаметра снижается, коэффициент теплоотдачи ац падает, что и приводит к уменьшению темпа прироста 612^=35 • Отсутствие аномалий, которые обсуждались при анализе результатов изменения ац
при течении тонкоизмельчённого порошка (<$= 0,08 мм) (рис. 1,6) объясняется тем, что на рис.2 - результаты расчёта для грубодисперсной примеси (Д = 0,3 мм). Естественно, что б!2 при ¿¡=0,08 мм будет в точности отражать изменение ац.
Из таблицы видно, что величины Q\v¡ и £>12 соизмеримы, а при р = 35 кг/кг практически вся теплота, отведенная от разогретой стенки фурмы, передаётся дисперсной фазе, что
физически обоснованно и ещё раз подтверждает надёжность обсуждаемой математической модели.
2.3. Моделирование внутрифазного и межфазного взаимодействия частиц в потоке
Сила взаимодействия между 1-й и у - й частицами 7,Полагаем, что все частицы /-й фракции имеют одинаковые размеры 6Н скорости w¡ и температуры Поэтому между собой они не взаимодействуют. Дискретное взаимодействие частиц условно заменяется непрерывным. Изменение импульса /-й фракции в результате взаимодействия с частицами у'-й фракции
1у=е,р2м>у/АТ0, (14)
где при прямом центральном ударе Лн',; - изменение скорости частицы массой ш, за счёт единичного столкновения с частицей массой тр составляет
=-( 1 - к„)( и', - м^) т, /( т, + т,) (15)
Если длина динамической релаксации частицы значительно превышает длину её свободного пробега между двумя последовательными столкновениями с у-ми частицами, то время свободного пробега /-й частицы вычисляется как в [20]
М(К,п}) (16)
Подставляя в (16) выражение для постоянной взаимодействия
и счётную концентрацию частиц у'-й фракции в единице объёма из (11), получим следующее выражение для лт,.
Л Г, -2 р23, , (18>
Для потенциального обтекания газом крупной частицы коэффициент осаждения (ветре-
Ч!:; мелких частиц ьк крупный Е,,
При этом учтём, что удары частиц могут быть не центральными. Осреднив их по всевозможным углам удара в проекции на продольную ось фурмы, с учётом (15), (18) из (14) получим, что сила внутрифазного взаимодействия.
I, =3/4(1-*,», -мф, + 8}/(б> +3:;), С2«)
Изменение импульса частиц г-й фракции в результате взаимодействия с частицами всех других фракций получим суммированием изменений импульса:
n
/,= I 1ц, при 1ц=-1ц (21)
1=2
Полагаем, что температуры частиц при ударах вследствии их малого времени взаимодействия не изменяются.
Каждое из слагаемых дифференциальных уравнений (1) и (2) имеет размерность Н/м3, а (3) и (4) - Вт/м3, то есть элементарные значения сил и тепловых потоков отнесены к объёму, расположенному между узлами разностной сетки. При численном интегрировании они будут отнесены к объёму дисперсной среды, расположенной между начальным и выходным сечением фурмы. Таким образом, выбор шага сетки на конечный результат расчёта не влияет, но на его точность влияние оказывает.
Прежде всего выясним влияние диаметра на затрату энергии при взаимодействии во время столкновения частиц разных размеров и, по этой причине, перемещающихся с различными скоростями. При всех прочих равных условиях импульс Ц существенно зависит от соотношения диаметров /8, ( рис. 3). Как следует из кривых I,, (<$ /<$), при любой загрузке р с уменьшением 81 с 0,9 до 0,1 мм сила межчастичного взаимодействия А, увели-
чивается в ~ 70 раз, - если используется для продувки тяжёлый газ (Аг), и в ~ 100 раз,- если более лёгкий (ЛГ2). Из рис.3 также видно, - с увеличением р сила /„ существенно возрастает, что вполне объяснимо.
Рис. 3 - Зависимость импульса относительной скорости j- той и / - той частиц Wj Iwi и начального давления р„ от отношения диаметров частиц 8} /<$ и пылевой загрузки ц
-щ --------Аг
Исходные параметры: 8, = 1 мм; Sj =-- 0,1 - 1 мм; рг = 2500 кг/м3; газ - N2: если //=20 кг/ кг, то F, = 82,24 м3/час = =const, т2 = 34,28 кг/мин; если //=60 кг/кг, то т2 = 102,85 кг/мин газ - Аг: если р2 = 20 кг/ кг, то
Vx = 57,55 М3 /час = const,
т2 = 34,28 кг/мин; если р2 = 60 кг/ кг, то т2 = 102,85 кг/мин
Заметим, что при уменьшении & /8, (за счёт снижения д,) увеличивается разность скоростей частиц ¿щ, щ. По этом причине сила межчастччного взаимодействия рез-
ко возрастает, что. естественно, приводи': к диссипации энергии, и. казалось бы, давление р„ перед фурмой нужно повышать Однако при »том в сложном течении сила уменьшается быстрее (так как ?ависит от квадрат?, скоочтк'к чем ун?:чг->не,¿ется !,, (формула <20)} и давление р„ в конечное счёте падает.
Как следует из рис.4, с ростом загрузки ц межчастичное динамическое скольжение (лм/„ = ч>, - м1^ уменьшается, причём темп снижения ли ,,, слабо зависит от рь и теплофизиче-ских свойств газа (лёгкий или тяжёлый). В то же время увеличение р, например, с 20 до 60 кг/кг приводит к росту аЦ соответственно с 73 до 328 кН/м3 т.е. в 4,5 раза, что, естественно, вызывает необходимость повышать давление перед фурмой рн. В нашем случае р„и1рн возрастает в 3,5 раза, где р„м и ри соответственно давление на входе в фурму при заданной пылевой загрузке р и при р = 0 (чистый газ).
Сила межфазного взаимодействия /V С учётом стеснённости потока и несферичности сила зависит /ч,■(//, , 8,/8р Ам>и, р\,/) и определялась по уравнению
Ри^р^^-к^-ч^к^ф/д,, (22)
Поправочный множитель кф учитывает несферичность частиц и зависит от отношения площадей поверхности частиц одинакового объёма /= 3/5шар,
¿¿=12,4-11,4// (23)
Для сферической частицы /= 1, кф = 1, если О!81 > 10, то кв= 1.
Коэффициент аэродинамического сопротивления частицы С в . Для области квадратичного сопротивления в сложном движении
1,5 г 900
1,3 I- 600 1,2
1,1 300 1,0
0,9
0 0,2 0,4 0,6 0,8 8j/g.
С D =—s?n (l + 0,179 + 0,013 ), и = 2,25 + 4,5.
' Re i,
Рис. 4 - Влияние пылевой загрузки // и плотности порошка /ъ на скорости фаз ну, w,, на силу взаимодействия меж.ду фазами /,, и начальное давление р„ /р„м. Отношение диаметров частиц
Д/Д- 1/0,1 мм. ------- ¿ь ~ 2500 кг/м* -------- р? = 4500 кл'м3
Исходные параметры, несущий газ - А';; 4 - *U мм; если р = 20 кг/ к.', то К) = 82,24 м*/час = const, ж. ••- 34.28 кЛгкн; ec.ns> и -• :i0 к."-' «о то ~ 102,85 кг/мин
Рй.-:. 5 - й^иси&икть ко^фициек-гь С,, и те?лпературы несущего газа/; от фракционного состава твердой Фазы (й /Д ; и темг-ерэтурм стекки ,'„..
----------с,Л ----- /,
Исходные параметры; несущий газ - Ar, &> = I мм; = 2500 кг/м3; если р2 = 20 кг/ кг, то = 57,55 м3 /час = const, т2 - 34,28 кг/мин; если //=60 кг/ кг, то яь = 102,85 кг/мин
Через число Лен коэффициент СD связан с размерами частиц S,, их формой, динамическим скольжением фаз Aw = | w¡ - w, |, вязкостью несущего газа pi и плотностью р\. Естественно, что Re i, наиболее существенно зависит от пылевой загрузки //. Если для крупных частиц полидисперсного материала растёт Sj /S„ то увеличивается динамическое скольжение Aw и число Reu, что незамедлительно приводит к уменьшению С 0 (рис.5).
Нагрев несущего газа вызывает ещё большее снижение С0 . Если состав многофракционный, то дисперсный поток многоскоростной. Поэтому как Re и, так и С D определяли отдельно
для каждой группы фракций, причём - в условиях многоскоростного течения. Расчёты были выполнены для режима работы фурмы, при котором выходной участок трубы - фурмы разогревался до tw = 700 °С.
Как следует из рис. 6, с ростом ¡л, а значит и увеличением скольжения фаз aw наибольший прирост С D соответствует течению с более мелкой примесью.
Если изменить свойства газа - носителя, например, тяжёлый газ заменить более лёгким,
т-> „
то сравнивать результаты расчёта можно только, если ¡л = —— = const. Тогда при замене,
Р/ъ
например, Аг на Ы2 при одном и том же т2 и р расход К1н азота должен быть увеличен
в Р»Аг/ = 1,43 раза. В этих условиях (рис.7) скорости фаз и>ь и>„ при использовании
/ Рх^г
лёгкого газа возрастают, что при том же р и 8, приводит к снижению С0 .
Í!°C CD¡ CDi
Рис. 6- Зависимость коэффициента аэродинамического сопротивления ( от пылевой загру жи и для частиц различного диаметра 8- с учетом и ¡>,ене;?ения температуры Л взвесенесушего газа (Аг).
- С), -------
Исходные параметры. /> ~ 25G0 ¿c-¡«', tv.'r.i и '¿О к;" к., к» ' '¡ = 57,55 М' /час = comí, т- = 14.7Я к.-'мьн. если р = 40 kj7 к.', то т2 = 68.Ь~> к-Чмин
Рис. 7- Зависимость коэффициента аэродинамического сопротивления Ct), от диаметра часшц д, при изменении пылевой загрузки р и использовании в качестве газа - носителя аргона и азота.
-----Аг .....Л'х
Исходные параметры: если газ Аг или /V2, см. подрисуночные подписи к рис.1 или 2.
Заметим, что при одном и том же р на величину aw и р\ (формула (24)) существенное влияние оказывает теплоподвод к дисперсному потоку. Если при т2 = const диаметр сферических частиц S¡ возрастает в 10 раз, например, с 0,1 до 1 мм, то во столько же раз сокращается и поверхность теплообмена. Поэтому, как это следует из рис. 7, если используется грубодисперсная примесь, то в условиях меньшего теплоподвода к частицам нагрев газовой фазы происходит более интенсивно,. По этой причине для такой смеси увеличивается aw и Re¡„ но снижается С п
Как следует из таблицы и рис.2, сила Fu существенно зависит от нагрева газовзвеси и в меньшей степени от р. Например, если tv возрастает с 50 до 800 °С (при загрузке р- 5 кг/кг) сила Fh увеличивается в 5,25 раз. Если р растёт с 5 до 35 кг/кг, сила F\, увеличивается в 3,3 при tw = 30°С и в 2,5 раза при tw= 600 °С.
Расчёты показали, что сила F\¡ и сумма сил F\v и Fm соизмеримы только при малой загрузке р и течении без теплоподвода (tw < 50 °С). Увеличение пылевой загрузки и нагрев дисперсной смеси приводят к тому, что вклад сил существенно различный. Например, при р = 5 кг/кг и tw = 50 °С силы соотносятся как /12 / I\w + I2w ~ 4,9.
Сила взаимодействия газовой Т\у, и твёрдой фаз со стенкой. В отличие от [19] для двухскоростного двухтемпературного дисперсного потока в фурме потери импульса газа и частиц на трение о стенку целесообразно вычислять отдельно по фазам
Рт= I { 2£>). (25)
Коэффициент гидравлических потерь на трение газа о стенку вычисляли по формуле Альтшуля
6 = 0,11
/ Л0'25
' А 68 л
D Re, j
, Re j = wxDp]/jJ] (26)
Коэффициент потерь на трение дисперсной фазы Одним из основных параметров, определяющих точность расчёта течения, является коэффициент учитывающий потери импульса вследствие соударений частиц со стенкой трубы.
Для крупных частиц дисперсной фазы £>/ определяется главным образом шероховатостью стенки и частотой столкновений с ней. Путём упрощения модели двумерного турбулентного течения газовзвеси в трубе получено [16], что
Cb = 8B(l-kr)kvku, В= (27)
7 к„ +2 кТ +5
где кп, кт- коэффициенты восстановления нормальной и тангенциальной составляющих скорости частиц при ударе о твёрдую поверхность; ки , ку - отношения продольной и радиальной скорости взаимодействующих со стенкой частиц к средней по сечению скорости дисперсной фазы
В рассматриваемых условиях
2 Stk, Зг p.,w.
^jnsTk ": (28)
1 рен;;е, обусловленное втаимодСг,твн, ,•• со стенками канала считалось раздельно •ю гоо«ой фазе ) и по i. j.k- й фр; чциям • :грцой фазы (£,) [16].
Как следует из (27), (28), при ч,^-з..:ьном упругом ударе об абсолютно гладкую поверхность, когда кт ~ 1 к„ - 0, при любой загрузке р коэффициент трения - 0 (рис.8). Физически поверхность фурмы шероховата и кп < \, к> < 1. Учитывая, что. с одной стороны, частицы шлифуют поверхность фурмы, а с другой - при низкой скорости газовзвеси, особенно при горизонтальном расположении фурм (например, печь EOF) возможно залегание порошка и шероховатость существенно растёт, зависимость {р, к„, к„ кт) рассматривали в широком диапазоне изменения к„ и кт. Получено, например, что, снижение кг с 0,8 до 0,4 (kv = 1, к„= 0,6, р = 20) приводит к увеличению Сь в ~ 3,5 раза, причём слабо зависит от р. Заметим, что с ростом р коэффициент трения ^ существенно зависит от 3, только при малых значениях 3, (8 < 0,3 мм ). При увеличении 8, размеры частиц, загрузка р и род газа слабо влияют на Сь-
Таким образом, анализируя зависимость £\, (р, к„, кп kv) видно, что наибольшее влияние на конечные результаты расчёта, прежде всего на давление перед фурмой рн, оказывает коэффициент к*.
Эти величины, через (24) входящие в уравнения (1) и (2), наиболее сильно зависят от загрузки р и от мощности теплового потока, который усваивается газодисперсной средой погружной фурмы.
При увеличении р с 5 (Fi = 141,4 м3 /ч, т2 = 15 кг/мин) до 35 кг/кг (F, = 82,24 м3/ч, т2 = 60 кг/мин ) при tw = 30°С сила Flw уменьшится с 61 до 22 кН/м3, причём в диапазоне температур tw= 30 - 600 °С сила снижается соответственно в 2,8 - 3,5 раза.
При этих же условиях сила трения дисперсного материала Р2ч, возрастает в 2,6 - 2 раза. Характерно, что чем меньше ¡л, тем сильнее нагрев газовзвеси влияет на прирост
Р\ч/ и Р2ч,-
0.8 0,7 0.6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1
Рис. 8 - Зависимость коэффициента потерь импульса из - за ударов частиц о стенку ¡£> от коэффициентов к„ к„ к„ при различной пылевой загрузке р
а)-----*„= 0,6 --------¿„ = 0,1 б)----кт = 0,6 --------Лг= 0,1
Исходные параметры: несущий газ - .\'2; 81 = 1 мм; р2 = 2500 кг/м3; если //- 20 кг/ кг, то
У\ = 82,24 м „ /час •- const, m2 = 34,28 кг/мин; если и = 60 кг1 кг, то т7 = 102,85 кг/мин
Установлена и другая, не менее интересная закономерность, - с ростом температуры .'„при малой загрузке потока {.7 = 5 кг/к^ отношение Р-.Л! Р-.» увеличивается в 2,06 при 30 "С и в 2.5 раз при 600 °С. а при более высокой - (р. ~ 35 к/1кг', Р>л > г;к. причём уменьшение соответственно составляет в 3.39 и в 2.86 раз. Это объясняется тем. что с увеличением ¡л при течении мелкодисперсной примеси (в нашей случае 8, - 0,3 мм) существенно растут значения С2„ а так же е,.
В заключение заметим, что при одной и той же массовой доли g, ¡gj TL 1, чем меньше размеры фракции (8,), тем меньше (в 5 - 50 раз ) вклад Fm в результирующую силу р2„ так как мелкие частицы в смеси летят с меньшей скоростью, чем крупные.
Сила гравитации zi и г2. При малой загрузке потока порошком (р = 5 кг/кг) в интервале температур tw= 50 - 600 °С сила z, составляет (16,3 - 13,4) % от силы z2, а при р = 35 кг/кг -снижается соответственно до 2,3 и 2 % (табл., рис.2). В этом же температурном интервале сумма z\ + z2 составляет 0,45 и 0,063 % (р = 5 кг/кг), например, от силы Fu и снижается до (0,87 - 0,18) % при // = 35 кг/кг, причём чем больше разогрев газовзвеси, тем меньше вклад этих сил в обобщённое течение в фурме.
Таким образом, силой zx в любом диапазоне изменения р и tw, которые встречаются в металлургической практике, можно пренебречь, а силой z2 можно пренебречь в высокоскоростном двухфазном потоке при tw > 400 °С.
2.4. Адекватность математической модели.
В рамках многоскоростной многотемпературной полидисперсной квазистационарной модели хорошо размещаются и другие, более простые течения газодисперсной смеси. Так
N
если — /я, = т2, a mjk = 0, то в (2) слагаемое = 0 и соотношения (1) - (5) превращается в
систему уравнений движения и теплообмена двухскоростной двухтемпературной бесстолкно-вительной квазистационарной монодисперсной смеси [16];
— в предыдущем варианте tp = lox ~ 20 °С, то уравнения (3) и (4) в расчёте не используются, а этот частный случай будет соответствовать однотемпературной двухскоростной модели тече-
ния двухфазных сред, которую можно применить для расчёта как фурм, так и пнев-мотранспортных трубопроводов;
— < 0,08 мм реально предыдущая модель становится односкоростной равновесной, а результаты будут близки к тем, которые получают при использовании модели течения псевдогаза;
— пылевая загрузка р = 0, то любой из предыдущих вариантов даёт частное решение- течение достаточно изученного совершенного газа с хорошо поставленным экспериментом.
В зависимости от решения конкретной научно - технической задачи пользователю одного и того же программного продукта не составляет труда перейти от полидисперсной расчётной модели к любой другой из вышеприведенных.
Если несущим газом является окислитель (например, газовзвесь типа кислород + известь), то в расплаве образуется высокотемпературная реакционная зона РЗ. Тогда система (1)-(4) и замыкающие соотношения должны решаться совместно с системой уравнений, представленных в [21] и описывающих процессы в РЗ.
3. Результаты расчёта моно- и полидисперсных газопорошковых течений в фурмах
Распределение параметров по длине фурмы при продувке в ковше чугуна и стали. В качестве примера использования модели приведены расчёты полидисперсного квазистационарного многоскоростного течения в фурме для подачи соды кальцинированной в расплав чугуна 160 т ковша (завод в г. Роуркела, Индия). Как следует из рис. 9, который приводится в качестве примера использования полидисперсной модели к расчёту монодисперсного потока, распределение параметров в фурме существенно зависит от толщины защитной футеровки. Если обеспечивается передача теплоты через стенки футеровки и фурмы, то при заданных условиях на 0,5 мин продувки температура стенки возрастает в выходном сечении с 27 до 370 'С. При этом условии скорость истечения по фазам увеличивается с м^ --ПО м/с, - 83 м/с (до подогрева) до и-. =■ 169 м/с, м^-- 301 м/с (после подогрева). Возникающее при тепле подводе к дисперсному потоку дополнительное сопротивление приводит х повышений" рч с 0.85 до 0,98 МПа. Если в сети давление азота составляет ~ 1 МПа, н» подогрев уменьшает необратимые потери на дросселироваиис и кинетическая энергия, знойна}; истекаю цей газонорощковой струёй, возрастает с 6,61 до 10,17 кВт т.е. в 1,54 разг. Как слелуеч из рис.10, отставание по скорости у мелких частиц («?•= 0,08 мм), значительно меньше, чем
Рис. 9- Изменение статического давления р и скоростей фаз у*ь м2 по длине фурмы / при различной
толщине стенки защитного огнеупорного блока.-5ф = 80 мм;.....5ф = 0,01 мм
Расчётные параметры: газ - Ы2, О = 20 мм, / = 7,55 м, А = 3,07 м, <% = 0,6 мм, р2 = 2500 кг/м3, т2 = 100
кг/мин, = 370 мн3/ч, р = 13 кг/кг, рр = 6800 кг/м3, /^ 1300 °С, Лф = 0,7 Вт/(мК), г= 0,5 мин.
Рис. 10- Влияние диаметра фурмы D на распределение статического давления р, скорости несущей
фазы и'! и частиц и^ по длине /- /) = 20 мм;------- И - 33 мм;
1 - <5/= 0,08 мм (30 %); 2-4 = 0,2 мм (30 %); 3 - £ = 0,8 мм (40 %);
Исходные параметры: газ - N¿ I = 7,55 м; F¡ = 400 м3/ч; т2 = 140 кг/мин; р = 16,8 кг! кг; рр= 6800 кг! м3; íp= 1600 °С;/?2= 6800 кг/ м3;/= 1,2; г =0,5 мин; 8Ф= 85 мм; /^=0,7 Вт/( м-К); Я = 3,07 мм; А = 0,3 мм; *„=0,7; =кь =0,6
у крупных. Результаты расчётов убедительно подтверждают, что малозатратная технология подачи порошкообразных материалов в агрегаты и расплавы существенно зависит от правильного конструктивного оформления самой фурмы и, прежде всего, - от выбора её диаметра. Так, при одних и тех же исходных данных снижение диаметра фурмы с 33 мм (проектный вариант) до 20 мм позволяет уменьшить потерю начального давления на
0.717 МПа. Это приводит к увеличению числа Маха с 0,141 до 0,353, импульса с 102 до 204 Н и мощности двухфазной струи, истекающей в расплаве на глубине Н= 3,07 м, с 2,12 до 8,56 кВт, т.е. более чем в 4 раза.
Импульс газовой 1Х и порошковой /2 струй. По известным параметрам газопорошковой струи на срезе фурмы, расположенной в металле на глубине h, можно по формулам типа
1, = m,w, рассчитать избыточный импульс /2, отдельно по фазам и фракциям твёрдой фазы.
Расчёты (с использованием монодисперсной модели, как частного случая полидисперсного течения) показали (таблица, рис.11), что при изменении загрузки р в широком диапазоне (5 - 60 кг/кг) импульс /2, вносимый порошком, в 3 - 25 раз больше импульса газовой фазы струи/[. Рациональное использование располагаемой энергии несущего газа для ускорения твёрдой фазы в пределах фурмы - путь к существенному увеличению вносимого в расплав импульса истекающей газопорошковой струи. При одном и том же расходе газа и порошка чем выше вносимый импульс струи, тем интенсивнее перемешивание расплава, тем выше качество металла или меньше расход дорогостоящего инертного газа Если при неизменной начальной энергии увеличить суммарный пневматическом перемешивании, то можно так же сократить роем: этом не потребуется существенно перегревать металл, мсжно у; тоаки ко- и? а с?¿л гпл.чвитг-.ного агрегатт.
Мощнг-.;ть ге?о»ли; Ni и н-грягаковий Лч сгяруй. В насгсицее f
ты* о г:
■ Ч'Тъ ••••; ■ -
- км лио г
импульс, вносимым при
в .a-e?
L L -Í4
'lí, п, стом»-'!
ка>зя Ls■■ "ть вносимой з расплав (ча г.тубине h) знерг i: :"~-v -, юге кого'a ri перемеимчаиче, л к«каз диссипируется. Но cobcd?î."ïh; с ясно, что vern; способом мой но увеличить, положим, в несколько pas мо
Г.-. h
■ : ■':■ va-
расплав струи (естественно, не изменяя энергию на входе), то гтропорционзльну должна увеличиваться и работа перемешивания струёй.
На мощность струи Лгси/,=/и' скорость оказывает большее влияние, чем на импульс.
Vi.Ni h.h 1,5 Г 3,0
1.25 1,0 0,75 0,50 0,25
о 0
400
íi.°C А,МПа 6001 1.8
1.6 1.4 1.2 1.1 1.0 0.9 0.8
200
Рис. 11 - Изменение полного импульса и мощности втекающих в расплав струи газа - носителя /ь А'ь а так же втекающего порошка /2, N2, температуры газа /ь начального давления р„ в зависимости от пылевой загрузки р и температуры стенки
Исходные параметры: см. таблицу
Так, при малых загрузках (р = 5 кг/кг) из-за высокой скорости газовой фазы (и>1 ~ 75 м/с) её мощность в сравнении с N2, в диапазоне температур tv - 50 - 800оС составляет Ni =(0,25 - 0,47)7^2, а при больших (р = 35 кг/кг) - M =(0,04 - 0,058)iV2. Анализ результатов расчёта показывает, что из-за снижения скорости двухфазного потока увеличение загрузки р в 5 раз (с 5 до 35 кг/кг) приводит даже к снижению Ncmp в 1,8 раз. В условиях приведенного примера подогрев приводит к увеличению мощности истекающего потока в 5 -10 раз.
Нагрев потока в фурме - самый эффективный способ увеличения энергии втекающей в расплав газопорошковой струи.
Приведенными примерами далеко не исчерпывается всё многообразие влияния факторов и потребуется серия публикаций для более полного освещения этих важных для инженерной практики вопросов.
Выводы
Вычислительный эксперимент с использованием современных ЭВМ позволил с помощью тончайших математических и численных методов выполнить анализ влияния труднодоступных и малоизученных физических воздействий на поток, выявить резервы при внедрении новейших технологий в практику. В настоящей работе показано влияние основных факторов на ~ 30 параметров, определяющих течение газовзвеси в фурмах, широко используемых в инжекционной металлургии.
Перечень ссылок
1. Пат. 640955 Австралия, МКИ5 F 27 D 003/16. Top submerged injection with a shroudede lance !FloydSohl Mülice; Ausmelt Pty Ltd.-Xs 64453/90; Заявлено 25.09.90; Опубл. 09.09.93
2. Development of RT-i- powder top blowing process /Оkada, Fukagawa S., ieda k.e.a.//Rev. met (Fr).-1994.-9 L Xe 6- С,923-930.-Англ.
2. Prectiquu iridustieUe a val buree Saint - Sauîvc D'une noureiíe technique L'Air liquide d ' injection d5 oxy gene pour k. post - combvstiohJBoussard P., Dworatrek C., Smieszkool J.e.a.//Rev.mci.(îî-.)- 1993.-90, X? 3.-C.379-385
4. Дуговые ковшевые печг для качественной металлургии / Военный В.А., Бершицкт ИМ., Черняк А.И., Курлыкин А#.//Черн.металлургия России и стран СНГ в 21 в: Междунар. конф., Москва, 6-10 июня, 1994. М.. 1994.-ТЗ.-С.60-6!
5. Waiden К. Improving arc furnace refractoiy life by dolomite injection //Iron and steelmaker.-1994.-21,№> 2.-С.27-30,- Англ.
6. Казачков E.A., Чепурной А.Д. Перспективные направления развития электросталеплавильного производства //Вестник Приазов. гос.техн.ун-та: Сб. науч. тр.- Мариуполь, 1997.- Вып.З -С.50-53
7. Development of technology for producing high purity ferritic stainless, steel by VOD powder top blowing methoad ITajiri Y, Tanaka Y., Shinme k.e.a.//78th steelmak,Conf. Proc., Nashwille, Tenn, Apr. 2-5,1995: Proc.-Warrendale (Pa), 1995.-Vol.78.-C.l 19-123
8. Ladle metallurgy offers meve options //Steel Times Int.-1996.-X» 2.-C.40.- Англия
9. Промышленная технология внепечнного рафинирования стали кусковой и порошкообразной смесями /Харахулах B.C., Вихлевщук В.А., Стороженко A.C. и др.//Металлург. и горно-руд. пром.-1995.-Х° 1.-С.11-14
10. Опыт вдувания пылевидного ферросилиция в ковш. Абрамович СМ., Царёв В.Ф., Козырев H.A. и др.11 Сталь,- 1998.- X» 7,- С.30-31
11. Bowness Michael M., Davies Rowland E. The production of high teesside works //1 Eur.OxygenNeuss, Sune 21-23,1993: Proc.-Dusseldorf,1993.-C.9-16.- Англ.
12. Хоанг Ван Хоан. Современные технологии применения порошкообразных материалов для выплавки и обработки чугуна. // Приазов. гос.техн.ун-та: Сб. науч. тр.- Мариуполь, 1997,-№3.-С. 26-29
13. Охотский В, Б. Газо- и гидродинамика продувки струями, несущими дисперсную фазу// Изв. вузов. Чёрн. металлургия. - 1995.-№ 11.-С.21-24
14. Куземко Р.Д., Наумов В.А., Хоанг Ван Хоан. Распределение параметров в турбулентной струе при газовом распылении сплавов // Приазов. гос.техн.ун-та: Сб. науч. тр.- Мариуполь, 1997.- Вып. 3.-С.41-49
15. Пневмотранспорт металлургических порошков на большие расстояния /Кузнецов Ю.М., Ли СВ., Шляпников Л.К. и др.// Сталь.- 1998.-№ 12.-С.66-69
16. Куземко Р.Д., Наумов В.АЛ Математическая модель течения в фурмах для глубинной продувки расплавов порошками и инертными газами. Вопросы теории и практики сталеплавильного производства: Науч. тр./ММИ.-М.: Металлургия, 1991.С.103-126
17. Анализ режимов работы фурмы для интенсивной продувки стали в 160 т ковше /Куземко Р.Д., Наумов В.А., Поживанов М.А. и др. // Сталь. - 1997.-№ 2.-С.15-19
18. Нигматулин Р.И. Динамика многофазных сред: В 2 т. -М.: Наука, 1987.
19. Кузнецов Ю.М. Газодинамика процессов вдувания порошков в жидкий металл -Челябинск: Металлургия , - 1991 - 160 с.
20. Шрайбер A.A., Милютин В.Н., Яценко В.П. Гидромеханика двухкомпонентных потоков с твёрдым полидисперсным вещестом. -Киев: Наукова думка, 1980. - 252 с.
22. Куземко Р.Д., Сущенко A.B., Курдюков A.A. Исследование факторов, вляющих на износ фурм и футеровки при заглубленной продувке расплава кислородом. //Вестник Приазов. гос.техн.ун-та: Сб. науч. тр.- Мариуполь, 1997,- Вып. 6. - С.52-61
Куземко Руслан Дмитриевич. Канд. техн. наук, доцент кафедры теплофизики и теплоэнергетики металлургического производства, окончил Одесский политехнический институт в 1965 г. Основные направления научных исследований - гидродинамика и тепломассообмен в высокоскоскоростных струях и потоках, разработка рациональных режимов газодисперсных течений применительно к подаче порошковых материалов в металлургические расплавы и агрегаты
