CC BY
16
В1СНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХН1ЧНОГО УН1ВЕРСИТЕТУ 2000 p Вип.№ 10
УДК 669.184.415
Ларионов A.A.1, Куземко Р.Д.2
АНАЛИТИЧЕСКИЕ И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ВДУВАНИЯ ПОРОШКООБРАЗНЫХ СМЕСЕЙ В 160-т КОВШ
Рассмотрены газодинамические и технологические аспекты вдувания десулъфурирующего порошка в расплав с помощью заглубленной фурмы, разработаны режимы наивыгоднейшего пневматического перемешивания
Производство стали трубного сортамента для магистральных трубопроводов с низким содержанием серы (0,005 % и менее), освоенное на МК им.Ильича, вызывает необходимость производить десульфурацию чугуна и стали на соответствующих стадиях производства. На основании теоретического анализа и практических результатов работы [1] принята следующая схема обессеривания металла при производстве низкосернистых марок:
• десульфурация чугуна магнийсодержащей проволокой;
• шлаковый режим конвертерной плавки;
• обработка твёрдошлаковыми смесями (ТШС);
• обработка SiCa или А1Са проволокой:
• инжектирование рафинировочной плавленой смеси на основе извести и плавикового шпата.
Перед разливкой на МНЛЗ металл подвергается обработке на агрегате доводки стали (АДС), где производится корректировка химического состави и температуры, усреднение по этим параметрам, а также модифицирование. Агрегат АДС оборудован системой пневмокамерных насосов для вдувания порошков в сталеразливочный ковш с металлом. В качестве десулъфурирующего порошка для инжекции опробована плавленая смесь на основе системы окислов СаО - А1гОъ - СвРг - N^O - К^О с низким содержанием FeO. Система хранения, дозирования и подачи порошков в струе аргона включает три пневмокамерных насоса (ПКН) объёмом 1,5 м3 с рабочим давлением 0,9 МПа. Узел перегрузки порошка каждого ПКН представляет собой герметично закрытое вибросито, верхний патрубок которого через гибкий гофрированный элемент соединен с разгрузочным рукавом, присоединенным к переносному пневмоконтейнеру объёмом 3,6 м3, а нижний — посредством аналогичного гофрированного элемента герметично соединен с загрузочной горловиной пневмокамерного насоса. Масса поданного в расплав порошка определяется с помощью пневмодатчиков и контролируется оператором стенда по показаниям цифрового табло. Режим продувки расплава с подачей порошкообразного реагента производится по команде ЭВМ АСУ ТП "Доводка", работающей в режиме "советчик мастера".
Приведём характеристику оборудования для заглублённого вдувания порошков в расплав:
Количество насосов на одном стенде 3 шт.
Полезный объём - насоса 1,5 м3
- контейнера 3,6 м3 Расход аргона на - перегрузку порошка 60-150 м3/ч
- набор давления в ПКН 100-200 м3/ч
- аэрацию порошка в насосе 40 м * /ч
- транспортировку порошка 80 м^/ч -продувку 100 м*/ч
1 МК им. Ильича, инж.
2 ПГТУ, канд. техн. наук, доц.
Совместно с НГТП "Техмет" опробована технология инжекционной доводки стали путём вдувания следующих смесей:
плавленая известь и плавиковый шпат (ИРС-1) с гранулометрическим составом 98,2 % < 0,088 мм;
- специально подготовленная рафинировочная смесь системы СаО - А1-0?, - СаР-, - - К-0 с низким содержанием РеО (ИРС-2) и гранулометрическим составом: 0,63 мм — 0,4 %; 0,1 мм — 12,9 %; < 0,1 мм — 86,6 %
Сравнительные характеристики опытных плавок представлены в таблице.
Таблица - Результаты вдувания порошков в расплав.
Снижение температуры стали, °С
33 32
При использовании ИРС-2 рефосфорация составила около 13%. Для дальнейших исследований была определена смесь ИРС-2 как отвечающая требованиям инжекциоыной доводки. Смесь практически не гигроскопична и производится в электропечах с минимальными колебаниями химического состава.
На этапе разработки технологии наблюдались большие выплески стали, заметалливание фурмы, существенное снижение температуры расплава на 30 °С), значительные колебания степени десульфурации. Возникали проблемы с прогнозированием результатов плавки. Поэтому проведен аналитический анализ возможных режимов продувки в широком диапазоне изменения расходов порошка, газа - носителя и их соответствия геометрическим характеристикам продувочной фурмы
Так как реагентом является мелкодисперсный порошок {5 < 0,1 мм), то в таких дисперсных течениях практически не наблюдается отставания мелких частиц от несущего газа и поток можно считать равновесным по скорости, а, чаще всего, и по температуре. Физически такая равновесная дисперсная смесь является "псевдогазом", который условно можно считать газом, утяжелённым частицами. При небольшой пылевой загрузке описать движение этой дисперсной смеси в фурме можно, используя уравнения классической газодинамики, которые представим для гипотетического газа,- смеси газа и частиц. Как следует из закона смешения теплоёмкость с^ , показатель политропы и, плотность р\ 2, газовая постоянная /?п
"псевдогаза" будут зависеть от пылевой загрузки
с*гд+уЦ), = ^(1 )/(1 +/4; (1)
л = кп =сЛ1 /С„н = (1 ) / {У + м— ),'рп = А 0+м) ;Кп = Щ /(1 +МI (2)
СРх СР1
где я, - концентрация каждой из фаз; ¡л — пылевая загрузка, причем массовый расход
газа тх = рмУн, а т2 -расход порошка. Естественно, что расход дисперсной смеси тп + т2. Здесь и далее индекс «1» относится к несущему газу, «2» - твёрдой фазе, а «12» - к параметрам Апсевдогаза"
Если нет необходимости знать распределение по длине фурмы /, то для расчёта параметров втекающей в расплав двухфазной струп можно использовать не дифференциальный [2], а тоже достаточно надёжный интегральный метод расчёта фурмы.
Настоящая 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 её поверхности теплота отводится
Тип смеси Количество Степень DeS, % Расход материала, кг/т
плавок стали
ИРС-1 10 2,17
сред. 17
ИРС-2 19 2,45
сред. 30
газодисперсным потоком. При низкой температуре стенки (( < 500 °С) теплота передаётся в основном конвекцией, а при более высокой температуре учитывается и лучистая составляющая суммарного теплового потока.
Цель расчёта - по заданным расходам газа и порошка т2> а также размерам фурмы рассчитать газодинамические параметры втекающей в расплав на глубине Л газопорощковой струи с учётом теплоподвода, трения и существенного противодавления.
Моделирование теплообмена. Пренебрегая термическим сопротивлением металлической трубки коэффициент теплопередачи к от расплава к "псевдогазу" определяли как для однослойной стенки
Коэффициенты теплоотдачи а] от расплава к защитной футеровке и от стенки фурмы к дисперсной смеси «2 рассчитывали как
6 Л^Х,
где Ар. &х - коэффициенты теплопроводности расплава и несущего газа; А, Оф - внутренний и наружный диаметр трубы фурмы и защитной футеровки. Для принятой модели число Нусельта, выраженное через пылевую загрузку /а представили в форме
^12 = ^0-305022(Леп(1+^))0'8/,/-1°'5[^-) ' (4)
где температура стенки фурмы и газа-носителя.
В формуле (4) число Рейнольдса ''псевдогаза", рассчитанное через расход т\2 и пылевую загрузка ¡л, можно записать в виде
Ц'пАА Г
--
~]/(1+М), (5)
где 7т - динамическая вязкость несущего газа.
По известным размерам фурмы конечную температуру торможения ТОК находили из уравнения теплового баланса той часта фурмы (с защитным огнеупорным блоком), которая заглублена в расплав
р
Т0К=--. (6)
«и** +ку
Здесь Рр - площадь, через которую тепловой поток передаётся от расплава через огнеупорный блок и стенку трубы к дисперсной среде, ТЛС = Тр - температура расплава, Тон - температура торможения на входе в фурму.
Моделирование движения. При расположении фурмы под металлом плотностью рр на глубине И приведенную скорость в конечном сечении = /авд определим из уравнения расхода ти -рцЩ^- Найдём то значение Л*, которое имело бы место в момент достижения критического режима (рг~ = раЯш +рР Для этого случая уравнение расхода, записанное через параметры на срезе фурмы, представляется как
V .Р а
ГО.С■* кр-р К
щ 12--Г—^ 7ТТ> С7)
Я.Т,
12 *ок
откуда скорость "псевдогаза" в конечном сечении (на выходе из фурмы)
[ /1+1 РосЛВх П
V л-1 ^„¿г... л-1
В формуле (7) критическая скорость втекающего в расплав равновесного двухфазного потока с учётом пылевой загрузки // составляет
акр.р
2 п
Ток >
^(«+1)(1+//) а газодинамическая функция температуры для "псевдогаза'
Т.
(9)
(10)
Если Як < 1, то рк = р0.о степень нерасчётности втекающей в расплав струи п = рк!рох- 1 и тогда давление торможения на выходе из фурмы составит
1 гг~132 Р0.к=Ра.с\ 1-—-г К /7+1
1
(П)
Так как даже при сверхзвуковом перепаде давления скорость на выходе из цилиндрической фурмы не может быть сверхзвуковой, то если по расчёту получается, что Л* > 1, п > 1, следует принимать А* - 1. В этом случае, в отличие от (11) давление торможения на выходе из фурмы будет уже представляться как
т£>\
(12)
а статическое давление на выходе из фурмы и скорость будут равны критическим:
Г—
Ркр.к
(13)
Чтобы найти скорость дисперсного потока на входе воспользуемся аналитическим решением для участка фурмы между начальным и выходным сечением:
Я2г 2п _/_
Л2 "ЯГМЛ2=«+1С,2А5
(14)
где коэффициент трения для "псевдогаза" по длине £12 фурмы находили по формулё Альтшуля. Из уравнения (14) приведенную скорость во входном сечении рассчитывали как
1 1 -2 2п I
Я„ ~ , ,Ь ~~г - 1пЯ. +-С\г~7Г ■
21гг Ян ' % * п + А
(15)
Тогда скорость "псевдогаза" на входе в фурму будет равна = Яч акр По известной величине Ян из уравнения неразрывности, записанного для начального сечения, легко найти давление торможения на входе в фурму ром и статическое давление р„
рон= 4 т12
Г»1ц,
где показатель политропы п определяли по уравнению (2).
По найденному значению р0.н статическое давление рассчитывали как
........ ......
Потери механической энергии, -которая расходуется на трение, оценивали с помощью коэффициента потери полного давления
Избыточный импудьс и мощность газопорошкового потока, втекающего в расплав из фурмы на глубине h, составляют
hx2=mnwK, Nn = InWy^. <19)
Заметим, что при сверхзвуковом перепаде давления на фурме в расплав втекает недорасширенная сверхзвуковая струя и степень нерасчётности п > 1. Дорасширение газопорошковой струи в металле обеспечивает дополнительный к IuU (формула (19)) импульс, который настоящей методикой не учитывался.
Расчеты были выполнены при следующих исходных данных: несущий газ - аргон, его теплоемкость, вязкость и теплопроводность ср - 520 ДжУ(кг-К), г\\ - 2,4 10"5 Па с, = 0,0188 Вт/(мК); расход аргона К~ 60 м^/ч; длина фурмы I - 5,5 м; длина части фурмы, погруженной в расплав h = 3,1 м; коэффициент теплопроводности трубы и футеровки Л»,р =15 Вт/(м К); Лф -0,7 Вт/(м-К); температура расплава tp — 1620 °С; плотность жидкого металла рр ~ 7000 кг/м3 Остальные параметры указаны в подрисуночных подписях.
Аналитические исследования были выполнены для двух вариантов. Первый соответствовал течению дисперсной смеси в новой фурме, когда защитный огнеупорный блок не изношен и температура стенки на. выходе из фурмы tw « 27 °С. По второму варианту -огнеупорный блок выработан {$ф = 0,1 мм) и не защищает трубу стенки. Принимали также, что расплав через выходное сечение внутрь фурмы не проникает.
Температура фурмы в выходном сечении tw зависит от диаметра А- Так, если А - 10 мм и ju ~ 20 кг/кг температура стенки составляет 560 °С. Но увеличение А до 20 мм (т12 = const), естественно, приводит и к падению скорости wk, а, значит и ухудшению охлаждения стенки, tw возрастает до 1300 °С.
На параметры газопорошкового потока, втекающего в расплав на глубине А, большое влияние оказывает диаметр фурмы А и пылевая загрузка /л (рис. 1). Необоснованное увеличение А, например, с 10 до 20 мм вызывает необходимость дросселирования потока дорогостоящего аргшона с 0,97 до 0,317 МПа при ¡л- 0 и с 0,97 до 0,336 МПа при ¡и = 20 кг/кг, что приводит к увеличению диссипативных потерь.
Правильный выбор диаметра А существенно влияет на импульс IuU и мощность TVI2 газопорошковой струи, рассчитанные по параметрам выходного сечения фурмы. Из рис.2 видно, что за счёт уменьшения А при всех прочих равных условиях мощность втекающей в расплав струи увеличивается с 0,06 кВт (при А - 20 мм) до 1,15 кВт (при А ~ 10 мм), т.е. в ~ 20 раз, а потеря давления лрн гтри дросселировании уменьшается почти на 0,6 МПа. Заметим, что теплоподвод от разогретой фурмы к дисперсному потоку существенно увеличивает силовые характеристики струи/«и и М2.
Увеличение загрузки потока (л частично решает вопрос о снижении диссипативных потерь в фурме (рис.3). Несмотря на падение скорости "псевдогаза" импульс 1ип и мощность Nn увеличиваются (за счёт роста расхода порошка т2).
Погрешность расчёта по приведенной выше модели стационарного одномерного течения "псевдогаза" тем выше, чем больше пылевая загрузка Кроме того, методика не учитывает плотность и дисперсный состав порошка, межчастичное взаимодействие и др. Результаты будут наиболее надёжными при исчезающе малом значении ц. Если ц = 0, то модель можно использовать и для расчёта течения чистого газа в фурме.
рн,МПа 1,0
0,8 -
о,б -
0,4 -
<тк дрн>МПа /мп,Н
0,65
0,2
0,6
0,4
10
■ 0,55 0,5
14 18 Di,мм
Рис. 1
0,2
г 40
_ 30 -
20 -
14 18 £>1,мм
Рис.2
Рис. 1- Влияние диаметра фурмы Di и теплоподвода на начальное давление ри> а так же коэффициент потери полного давления стк при различной пылевой загрузке /л.
Рис.2- Зависимость импульса 1ип и мощности Л/12 газопорошковой струн, втекающей в расплав, а также потерн давления перед фурмой Арн от диаметра D\ при различной пылевой загрузке р. и изменении теплоподвода.
-без теплоподвода (tWK = 25 °С); ----- с теплоподводом - 560 - 1300 °С)
Исходные параметры к рис. 1 н 2: если ц - 20 кг/кг, то т2 = 35,68 кг/мин
На рис.4 представлена расходная характеристика кислородной фурмы диаметром Dx = 8 мм, которая используется для подогрева расплава в ковше. Видно, что начиная с расхода V¡ - 75 м*/ч достигается звуковой режим истечения (Л* — 1), но потери механической энергии по длине I, обусловленные увеличением работы трения и оцениваемые по сгК7 возрастают. Однако теплота трения усваивается дисперсным потоком, плотность его снижается, давление на входе в фурму ран растёт, что приводит к приросту мощности втекающей в расплав газопорошковой струи.
Таким образом, при правильном выборе конструкции фурмы решается проблема максимального использования энергии сжатого газа, вносимой заглубленными струями при пневматическом перемешивании.
Инжекционная доводка с использованием смесей типа ИРС-2 показала, что опытные плавки (всего 6 шт. из 19) с высокой степенью десульфурации (47,9 % отн.) характеризуются большим удельным расходом рафинировочной смеси (3,38 кг/т или 473,3 кг/ковш) при низком угаре алюминия (на 0,002 % абс. или 5,5 % отн ). Плавки же (5 шт. из 19) с низкой степенью десульфурации (13,0 % отн.) отличаются более низким удельным расходом смеси: (2,11 кг/т или 296 кг/ковш) при значительном угаре алюминия на АДС (на 0,007 % абс. или 16,5 % отн.)
Плавки (10 шт. из 19) с высокой степенью рефосфорации (17,4 % отн,) также характеризуются повышенным угаром алюминия (0,005 % абс. или 8,1 %отн.), в то время как с относительно низкой степенью рефосфорации (0,3 % ота.) (9 шт. из 19) - при практически тйком же удельном расходе смеси отличаются более низким угаром алюминия на АДС (на 0,002 % абс. или 15,8 % огн.)
Таким образом, подтверждаются ранее полученные данные о необходимости повышения расхода рафинировочной смеси до 5Q0 - 700 кг/ковш(или 5 кг/т) при сведении к минимуму количества окисленного покровного шлака.
WK,M/C lu 12, H Г 80
№2, кВт Л и,Л* P°Ht P0K> МПа
240
120
60
40
20
»
\ \ Nxiy
\
. \
\ х ж
-А m- J /f fs- 1и\2 -\ 1
// г } .1.......
Г 0,7
1,0 1.0 -
0,8 "0,5
0,6 -
0,4 -0,3
0,2
0 0 5
10 15 А кг/кг Рис.3
H,Mäw/4
Ряс.З - Влияние пылевой загрузки м на скорость импульс 1ып и мощность Мг газопорошковой струи, втекающей в расплав.
--без теплоподвода; ----- с теплоподводом (см. рис. 1 и 2)
Исходные параметры: А = 8 мм; если 5 кг/кг, тот2= 8,92 кг/мнн., если р = 20 кг/кг, то /»г = 35,68 кг/мин. Рис.4- Зависимость начального рок и конечного давления рвк, относительной скорости Л, и Л* и коэффициента потери полного давления <тк от расхода кислорода У1н через фурму. Исходные параметры: Д = 8 мм; / = 3 м, А = 0,5 м
Выводы
Для производства трубной стали осваивается технология рафинирования расплава вдуванием через погружную фурму плавленой мелкодисперсной смеси СаО - А1тРъ - СаР2 -N2О - КгО со стабильной степенью десульфурации, составляющей около 30 %.
Перечень ссылок
1. Усовершенствование технологии внепечной обработки стали для газопроводных труб./Шебаниц ЭЛ., Ларионов A.A., Побегайло A.B. и др.// Сталь - 1998 - № 2 - С.17-18.
2. Анализ режимов работы фурмы для интенсивной продувки стали в 160 т ковше /Куземко Р.Д., Наумов В.А., ПоживановМ.А. и др.// Сталь. - 1997 - № 2.-С.15-19
Ларионов Александр Алексеевич. Начальник конвертерного цеха, зам. технического директора по конвертерному производству, окончил Мариупольский металлургический институт в 1987 г. Лауреат Государственной премии 1999 г. Основные направления научных исследований - разработка технологий производства качественных сталей, включающих внепечную обработку расплава
Куземко Руслан Дмитриевич. Канд. техн. наук, доцент кафедры теплофизики и теплоэнергетики металлургического производства, окончил Одесский политехнический институт в 1965г. Основные направления научных исследований - гидродинамика и тепломассообмен в потоках, разработка рациональных режимов газодисперсных течений применительно к подаче порошковых материалов в металлургические расплавы и агрегаты
