Исследование факторов, влияющих на износ фурм и футеровки при заглубленной продувке расплава кислородом Текст научной статьи по специальности «Химические технологии»

УДК 669.183

Р.Д. Куземко, A.B. Сущенко, A.A. Курдюков ИССЛЕДОВАНИЕ ФАКТОРОВ, ВЛИЯЮЩИХ НА ИЗНОС ФУРМ И ФУТЕРОВКИ ПРИ ЗАГЛУБЛЕННОЙ ПРОДУВКЕ РАСПЛАВА КИСЛОРОДОМ

Подавляющее большинство современных сталеплавильных процессов (OBM/Q-BOP, LWS, AOD, KS, KMS, EOF, KORF и др.) в качестве одного из основных элементов технологи включают продувку расплава энергоносителями через фурмы, пористые пробки и продувочные блоки, расположенные под уровнем металлического расплава. Одной из основных причин медленного внедрения новых технологий в практику отечественного сталеплавильного производства является низкая стойкость продувочных устройств и прилегающих к ним участков футеровки агрегатов, недостаток знаний о механизме их износа. В настоящей работе предпринята попытка вскрыть некоторые, на наш взгляд, определяющие аспекты этого механизма на основе математического моделирования теплового состояния фурм и прифурменных участков футеровки, а также анализа результатов опытно - промышленных испытаний заглубленной продувки расплава в мартеновской печи.

1. Расположение газокислородных фурм е печи. На 600 т качающейся мартеновской печи МК "Азовсталь" в задней стенке были установлены 4 фурмы для заглубленной продувки металла (рис. 1).

Рис. 1 -Схема установки фурм в печи.

1 - газокислородная фурма; 2 - огнеупорный блок; 3 - задняя стенка печи.

Для испытаний использовалась двухканальная промышленная фурма типа "труба в трубе" (рис.2), изготовленная из нержавеющей стали. По центральной трубе 1 внутренним диаметром 7,2 мм в зависимости от периода плавки подавали кислород, воздух или аргон. По кольцевому сечению 2, образованному трубами 0 18,6 х 2 мм и 0 11,8 х 2,3 мм (кольцевой зазор 8 = 1,4 мм) - природный газ, аргон, воздух. Центральная трубка была прокатана вместе с рёбрами 3, которые обеспечивали центровку наружной трубы 4. Конструкция фурмы двухступенчатая. Разгонным участком в ней (II ступень) является только изнашиваемая часть длиной 1000 мм. Фурмы были затрамбованы огнеупорной массой (85 % - плавленный М%0 и 15 % -угольный тонкомолотый порошок) в металлических кожухах размером 300 х 300 х 1000 мм и устанавливались в задней стенке печи так что, выходные сопла располагались на 430 мм ниже

52г

уровня порогов завалочных окон. Для измерения температуры на различной глубине в наружной трубе одной из фурм были установлены пять хромель - алюмелевых термопар.

Рис. 2-Двухканальная газокислородная фурма

2. Математическая модель и её реализация на ПЭВМ. Модель основана на численном решении системы дифференциальных уравнений материального и теплового баланса первичной реакционной зоны (далее просто реакционной зоны - РЗ), а также взаимосвязанных процессов неадиабатного течения газов вдоль каналов кольцевой фурмы, нестационарного теплообмена между пульсирующей реакционной зоной, расплавом, трубами фурм и прилегающей к ним футеровкой агрегата

Принятые допущения: 1. Поверхности труб фурмы, а также футеровки являются серыми телами с постоянной степенью черноты, а реакционная зона - абсолютно чёрным телом; 2. Перепадом температуры по толщине труб пренебрегаем; 3. Фурма плотно прилегает к окружающей её футеровке; 4. Взаимодействием между фурмами пренебрегаем; 5. Продувочные газы удовлетворяют уравнению состояния идеального газа и являются лучепрозрачными.

Из допущения 4 следует, что в футеровке вокруг фурмы образуется осесиммет-ричное температурное поле Тф (г, г), описываемое уравнением

РфСф

Я* _ д ( 0Гф\ + 1 д

дт дг- Ф \ дг , г дг

(1)

где рф, Сф, Лф, - плотность, теплоёмкость и коэффициент теплопроводности материала футеровки; г - время; г, г - координаты по толщине футеровки (длине фурмы) и её радиусу (от оси фурмы).

Граничные условия уравнения (1) имеют следующий вид:

- на внутренней поверхности футеровки в периоды плавки без погружения фурм под уровень металла

¿Г,

Хф ■

= ах[ т„- Тф (1Й г)],

(2)

где ах - коэффициент суммарной теплоотдачи (излучением и конвекцией) от рабочего пространства печи с температурой Т„ к поверхности футеровки; Ь, - толщина задней стенки печи;

-то же в периоды плавки при погружении фурм под уровень расплава

Яф

яг*

а

= П(г) ОрТр+[1 - £}{г)\ арзТр,

-{£#)ар+[1-£Щх„) Тф (£,„, г)

£

рса ¿тр<*

О Л ' (3)

2лг аг

где г = г/г „; г, - радиус внутренней трубы фурмы; Р(г) -вероятность контакта поверхности футеровки с расплавом при пульсациях реакционной зоны; 0Ср,арз - коэффициенты теплоотдачи к футеровке: конвекцией от расплава и излучением от РЗ соответственно; <2раз - тепловой эффект реакции разложения защитного газа; йт^ - количество защитного газа, разложившегося на элементарном участке поверхности футеровки площадью 2ягсЬг, расположенном на расстоянии г от оси фурмы; -на наружной поверхности футеровки

Лф ■

дг

= аос[Тф(о,г) 'Тос],

(4)

2=0

где а ос - коэффициент суммарной теплоотдачи от поверхности футеровки к 01фу-жающему воздуху;

- на границе " футеровка - фурма "(в соответствии с допущением 3)

Тф\ +=ТН> (5)

где гн,8„- радиус и толщина наружной трубы фурмы; Тн (г) - температура наружной трубы фурмы.

Уравнение теплопроводности для наружной и внутренней труб фурмы можно представить в виде

Ре с.

дГн б 1,

РнСн

дт дг V *

_ д

ас дг

Ел

8г

8И гн + 0,58 н

г. +0,58,

г. +0,58,

(6) (7)

гДе Ч'в'Че " плотности результирующих тепловых потоков, попадающих на наружную и внутреннюю боковые поверхности внутренней трубы; q" - то же для внутренней поверхности наружной трубы фурмы.

Плотность теплового потока складывается из лучистых потоков, поступаю-

щих от реакционной зоны (или от рабочего пространства печи, когда фурмы не заглублены под уровень расплава), и от наружной (внутренней) трубы, а также конвективного потока при течении газа в кольцевом зазоре. Величина ^^ определяется лучистым потоком от РЗ и конвективным - к газовому потоку, протекающему по центральной трубе.

Совместное решение уравнений движения, состояния и неразрывности газового потока в канале постоянного сечения фурмы

(у,Л V-2 с1р + рс1 -

м>

с1р=я( тйр +рсп:у,

(8)

(9) (10)

с учётом уравнения энергии и выражения для критической скорости, позволило получить -уравнение движения газа, связывающее его приведенную скорость Я, температуру торможения Т0 и длину 2 в безразмерной форме

1-

2с

1 Я —+ -

к 2с,

р;

Мг

+

(1 ^

— +—

к 2сру

1 ¿То Л2 Т„с1г

(п)

где 7 = 2 /й?г; ¿/г - гидравлический диаметр канала; Я, ср, к - тазовая постоянная, теплоёмкость и показатель адиабаты газа; С~ коэффициент трения.

Функциональную зависимость Г0 (г), необходимую для решения уравнения (11), определяли с использованием уравнения теплового баланса газового потока на элементарном участке канала длиной ей:, считая, что температура торможения газа увеличивается за счёт конвективной теплоотдачи от стенок труб фурмы. Для газов, протекающих по центральному и кольцевому каналам фурмы, эта зависимость соответственно имеет вид:

с!Т

Ог

£-4», \Тв{г)-Тоц{г)\-

(12)

сЕ

2ЯК 1Т£1)-Т0к(г))0е +[ТИ(г)-Ток{г)]Вк}, (13)

где В=2{гв+6в)1{2ге+бв + 6к)-,0^2{гв +6в+5к)/{2ге + 8. +3К )'5К-ширина кольцевого канала фурмы; St = аР /(тср) - число Стентона; а - коэффициент теплоотдачи от стенок канала к газу; Т7, т - площадь проходного сечения канала и массовый расход газа.

Температуру реакционной зоны Тря, необходимую для расчётов плотности тепловых потоков в выражениях (3), (6), (7), определяли из совместного решения уравнений её материального и теплового балансов, составленных по методике [1] с учётом наличия в дутье инертного газа. Принимая, что компоненты расплава в РЗ окисляются пропорционально их атомным долям в расплаве и что весь кислород дутья успевает прореагировать в пределах этой зоны, уравнения балансов РЗ, записанные относительно 1 кг дутья, поступающего из центрального канала фурмы, имеют вид

1+ёр = (1-Мо2 (14)

¿у

т

-Т^АН,) = \ [мо2%о2 ^

+

I

(7 - К» + (8' ~ %Р.о)С*.Р + ¿(ГгМ,Ср4)

<*7,+б«+б.+б«+&,- (15)

где - относительная присоединённая масса расплава к струе ду*ья в пределах М; относительная масса окислившегося в РЗ расплава; /л0} - массовая доля кислорода

в дутье; ц, - доля 02, израсходованная в РЗ на окисление го компонента расплава;

стехиометрический коэффициент и изменение энтальпии системы при образовании оксида /-го компонента расплава при его окислении газообразным 02 и температуре ^плава Тр; ср 0] ,сри , ср-р - массовые теплоёмкости кислорода, инертного газа (Аг, N2) и

металлического расплава; <3л, 6«, теплота, переданная конвекцией и излучением от РЗ к поверхности труб фурмы и футеровки {при пульсациях РЗ), затраченная на испаре-

ние железа и его океидов и на частичное раздожение защитного газа в РЗ соответственно.

Для определения функциональной зависимости /3(г) в (3) использовали данные экспериментальных исследований по частоте и амплитуде пульсаций реакционной зоны в условиях донной и боковой продувки расплава [2,3]. Характер изменения функции трт(г)

оценивали на основе экспериментальных данных о размерах (толщине) настылей, образовавшихся у фурм при подаче через них защитных газов [4]. Относительное количество теплоты Qк,Qn,Qp в (15) определяли по выражениям [1], а - по зависимости [5] с учётом наличия инертного газа в дутье.

Представленная выше математическая модель газодинамических и теплообменных процессов в фурмах и прилегающей футеровке сталеплавильного агрегата была реализована с помощью численных методов на ПЭВМ. Для решения газодинамической задачи применена явная схема, для расчёта двухмерного поля температур в футеровке выбрана схема переменных направлений с неявными вторыми производными по пространственным координатам. При этом была использована неравномерная пространственная сетка со сгущением шага вблизи границ "футеровка - фурма" и "футеровка - расплав", где наблюдаются большие градиенты температур. Шаг по времени также выбран переменным, более мелким в случае, когда температура расплава изменяется интенсивно, и более крупным, когда условия на границах близки к стационарным (период завалки и т.д.).

3. Результаты аналитических исследований. Расчёты были выполнены применительно к заглубленной продувке расплава через заднюю стенку 600 т мартеновской печи при следующих исходных данных: максимальный расход кислорода (02 ) через 4 фурмы внутренним диаметром Д, = 7,2 мм составил 480 м3н /час. Расход защитного газа (СН4) через кольцевой зазор 6К= 1,4 мм (1\ =57 мм2) -по различным вариантам изменяли в пределах 24 - 192 м*/час (5 - 40% от расхода 02.) Принимали, что коэффициент теплоотдачи от расплава к футеровке ар = 20 кВт/(м2 К), массовая доля СН4, разлагающегося на поверхности футеровки, равна 0,133; температура расплава за 7 часов жидкого периода изменялась с 1300 до 1580 °С. Расчётный режим работы фурм соответствовал условию: фурмы не имеют контакта с металлом во время заливки чугуна (0-30 мин.) и выпуска стали (420-450 мин.) (здесь и далее время дано по жидкому периоду плавки, начиная с момента заливки чугуна). По центральному каналу в продувочный период подавали кислород, в остальное время - воздух.

Одной из задач исследования было определение режима продувки, при котором обеспечивалась удовлетворительная стойкость фурм без дополнительной подачи под металл в качестве охладителя распыленной воды. Анализ результатов показал, что как по условиям обеспечения стойкости труб фурмы и прилегающей футеровки, так и расходам энергоносителей наиболее приемлемым является вариант цри Кся< =0,3¥О2 (Кся< = 144м*/час).

В качестве примера на рис. 3-5 представлены результаты расчётов динамики температурных полей в трубах фурмы и футеровке для указанного варианта подачи энергоносителей в печь.

В связи с увеличением и Гр, температуры футеровки и труб фурмы с течением времени возрастают (рис.3). Так, увеличение с 2163 (60 мин.) до 2280 °С (420 мин.), т.е. ^на "4гя-1Г7 "С, приводит к росту темпе!шуры торца наружной трубы фурмы с 835 до

и 2400

V 2200 2000 *2г 1800 1600 * 1400

!

1200

^ 1000 8.

I 800

I 600

400 200

■ Г

и

\

Тгд

60 180 - 300 420

Продолжительность продувки 7, мин

Рис. З-Изменение температуры: реакционной зоны футеровки г фмакс, расплава /р, а так-

Г

же наружной и центральной Ц труб, температуры торможения кислорода и природ-

ного газа (0к в выходном сечении фурмы по времени продувки.

!

983 °С, т.е. на А1Н =148 °С. При этом температура футеровки повышается на А(ф ммс = 182

С. На 10 мин., когда в разогретую печь заливают чугун при температуре 1Р = 1300 °С, но фурмы ещё не покрыты металлом, максимальная температура футеровки достигается на её поверхности 1300 °С) при г > 500 мм. При приближении к фурме (г < 500 мм) сказы-вается охлаждающая способность подаваемых газов. Так, если г у 20 мм (11 мм от поверхно-сти наружной трубы), 1045 °С, а если г =-- 13,5 мм, tф=: 815 °С. При этом температура - торца наружной трубы умеренная (/«=517 °С), а центральной - низкая (/ч = 139 °С). Природный газ (СН4) подогревается -всего лишь до 73 °С, а истекающий воздух вообще практически не нагревается = 22 °С). При продувке кислородом через заглубленную под металл фурму температурные поля существенно меняются (рис. 4 и 5, сплошные линии). Например, спустя 7 часов, после начала заливки чугуна ^ = 2280 °С, ^ = 1580 °С, температура поверх-I восга футеровки (г > 500 мм) tф= 1580 °С » а участок, находящийся в области > воздействия реакционной зоны, перегревается почти на 200 °С. Причём это происходит даже в условиях, когда доля СН4, разлагающегося на поверхности футеровки, составляет около 13%. Охлаждающая способность энергоносителей фурмы в огнеупорах (материалах с низкой теплопроводностью) наиболее заметно проявляется на радиусе г = 20 -25 мм от оси фур-ш. В пределах этой зоны температура футеровки распределяется неравномерно и находится в пределах 1376 - 1778 °С. Таким образом, на 420 мин. плавки (в сравнении с 10 мин.) температура в характерных точках существенно возрастает: Температура, °С ^ tц 10к Тф,

г =13,5 ММ ¡фиакс г>500 мм 10 мин. 22 139 73 517 815 1300 1300 420 мин. 32 625 151 983 1376 1778 1580

Характерно, что из - за высокого теплового сопротивления огнеупоров и охлаждающего воздействия энергоносителей в слое футеровки, обращенной к металлу, и на выходном участке фурмы создаются значительные перепады температур что может быть одной из причин их быстрого разрушения. Так, на последних 20 мм (980 -г1000 мм) в наружной трубе Л 4= 573 °С (рис.4), а на этой же толщине футеровки (г - 25 мм) - 800 °С (рис.5).

После погружения фурм под расплав и начала продувки температура tф изменяется скачкообразно, но наибольший её прирост наблюдается в радиусе г = 15 - 35 мм. Температура tф через каждый час продувки увеличивается примерно на 40 "С, т.е. на столько же, на сколько возрастает . Во всех рассмотренных вариантах расчёта охлаждающая способность энергоносителей проявляется на радиусе не более 70 мм. Заметим, что, несмотря на значительный разогрев труб, газы в фурме нагреваются слабо. Так, в конце кислородной продувки (420 мин.) ( ^ = 625 °С, и = 983 °С), подогрев в центральном и кольцевом каналах кислорода и природного газа незначителен и составляет 32 и 151 °С соответственно 1580

Рис. 4-Распределение температуры на поверхности футеровки ^ на различном удалении от оси фурмы (10-450 мин. жидкого периода), а также изменение температуры наружной („ и центральной ^ труб, температуры торможения кислорода и природного газа ¡ок в центральном и кольцевом каналах (на выходном участке фурмы длиной 80 мм), 420 мин. Точки на кривой (I) -результаты эксперимента.

Рис. 5-Распределение температуры футеровки 1ф по радиусу г на различном удалении от внутренней поверхности футеровки. У-г.

420 мин., фурмы погружены под металл;

-----— 450 мин., фурмы не имеют контакта с расплавом.

Анализ показывает, что для обеспечения стойкости возникает необходимость специального охлаждения только выходного участка фурм, где максимальные температурные напряжения возникают на длине не более 30 мм. Тепловое состояние труб фурмы существенно зависит прежде всего от , а так же от свойств выбранного охладителя и его расхода. ^ Так, замена природного газа азотом (при том же расходе; но без впрыска воды) сопровож- '

дается ростом температуры футеровки на, Жф = 170 °С, центральной трубы - на Л/, = 219°С и наружной -на AtH = 117°С, что приводит к разрушению последней.

4. Экспериментальные исследования иа газодинамическом стенде и на мартеновской печи. Заметим, что в длинных трубах; (//£> « 150) и кольцевых каналах (IldT « 350) коэффициент трения Ç(Re) в широком диапазоне изменения скорости (Л = 0,2 •*•1) не остаётся постоянным. В этом случае более надёжные результаты могут быть получены при газодинамическом испытании фурмы. С целью определения зависимостей Ç(Re) и фактических параметров, с которыми струи окислительного, инертного и защитного газов внедряются в металл при заглубленной продувке, использовалась промышленная фурма * (рис.2). На наружной трубе второго контура были выполнены радиальные сверления диаметром 0,8 мм. Последнее сверление выполнено на расстоянии 6 мм от среза фурмы. Испытания на стенде дали возможность не только установить распределение статического давления по длине р (/), но и определить коэффициент потерь полного давления о = P02IPoi, ■ где poi, рог - давление торможения газа на входе и выходе из фурмы.

Сопоставим результаты эксперимента и расчёта по (8 -11). Как следует из рис.6,

Рис. 6-Изменение скорости и давления воздуха на входе X¡, p0¡ и выходе Я2, Р02 из фурмы, коэффициента потерь полного давления ег в зависимости от расхода газа V (при t„= 27 °С; UD - 139). Точки - результаты экспериментов на газодинамическом стенде.

при течении воздуха через центральную трубу (/= 1000мм) внутренним диаметром D = 7,2 мм (//£> = 139) критическая скорость в выходном сечении (¿2 =1) достигается при абсолютном давлении перёд фурмой p0¡ =0,85 МПа и расходе V- 66 м^/час. На графике зависимости а (V) можно выделить 2 участка. На первом наблюдается довольно резкое снижение <г с увеличением V, о 0,79 до 0,61. Второй же участок находится, по - видимому, в области автомодельного течения, при котором коэффициент сг, как и коэффициент трения < £ Для случая течения в трубах, слабо зависит от изменения расхода газов через фурму, т.е. от числа Рейнольдса Re.

Следует отметить, что подвод теплоты к фурме ¡ создаёт дополнительное, "тепловое" сопротивление. Это приводит к ещё большему снижению величины а, - коэффициента, характеризующего потерю механической энергии потока. При длине расходуемой части фур-' мы 1000 мм, заглублении под металл, равном 0,3 м, коэффициент восстановления полного

давления сг был равен сг0з= 0,525, сгсн<) = 0,44, а скорость истечения газов 'составила w0j =.314 м/с, = 250 м/с.

Представляют интерес результаты газодинамических испытаний фурмы большей длины (до 770 калибррв). Из рис.7 следует, что при этом полное давление р0я в 1,5 * 2,5 раза ниже, чем на входе (poi)- Таким образом, из-за диссипативных процессов в фурмах струи внедряются в металл, как, правило, при низком давлении р02-

£

я

8 0,5

а (8 Я и

§ 0,3

I

0,10' 500 1000 1500 0 500 1000 1500 ,

Длина центральной трубы £ц, нк Длина кольцевого зазора 1?к>ии

0 20 40 <Ю 80 ГО0!(Г ' 20 30 40

Расход Км^/час

Рис. 7 - Распределение абсолютного давления роз по длине центрального канала (а) и кольцевого зазора (б) (сплошные линии) и зависимость расхода V от давления р01 (пунктир): Д,= 6,9 мм (а); зазор & = 1 мм, 1К!ЬК~ 770 (б); 1 - аргон; 2 - воздух.

В результате промышленных испытаний установлено, что каждая фурма ф =7,2 мм, 8 =1,4 мм, I = 1000 мм) прослужила в жидком металле около 55 часов (8 плавок), средний износ составил 4,2 мм/час жидкого периода, минимальный износ (1,67 мм/час) имел место при использовании трёхконтурной кольцевой фурмы и подаче по центральной трубе воздуха, по второму контуру - аргона и по третьему - природного газа.

Результаты аналитического и экспериментальных исследований позволили оценить факторы, влияющие на стойкость фурм и прилегающей футеровки На некоторых из них, которые не рассматривались выше, остановимся более подробно.

Пульсация реакционной зоны и защитное действие природного газа. Как следует из рис.4,5, вследствие пульсации реакционный зоны распределение температуры на поверхности футеровки носит экстремальный характер. Вблизи фурмы сказывается охлаждающее воздействие газовых потоков, а на большем расстоянии (<г > 70 мм) проявляется конвективное охлаждение поверхности " холодным " расплавом. Если разложение природного газа на поверхности футеровки (в настыле) отсутствует, то, начиная с г - 22 мм и вплоть до г - 130 мм температура поверхности футеровки прсвшшает температуру разрушения. Получено, что достаточная защита обеспечивается при степени разложения не менее 0,13 - 0,15 (максимальная температура поверхности - на уровне 1800 °С). Если пульсации РЗ отсутствуют, то прилегающая к фурме футеровка надёжно защищена "холодным металлом" и температурные напряжения в ней сущестбенно уменьшаются.

Теплофизические свойства энергоносителей. Во время опытных плавок в кольцевой канал фурмы (для экранирования струи 02) вместо природного газа подавали аргон

(V= const), который не разлагаясь в расплаве, н^ являлся эффективным охладителем. Теплоёмкость Аг почти в четыре раза ниже, чем СН4, что также заметно снижает интенсивность охлаждения. Кроме того, из-за существенного различия плотностей (р сн4 и рАг отличаются в 2,5 раза) скорость истечения Аг из кольцевой щели (при одном и том же объёмном расходе) почти в 3 раза- ниже, что ещё более снижает эффективность аргона как охладителя фурмы. При замене СН4 на Аг температура внутренней трубы возрастает примерно на 280 "С и становится близкой к температуре разрушения. Вследствие указанных обстоятельств замена углеводородных охладителей на инертные газы возможна только при условии дополнительного ввода 6 них распыленной воды.

Комбинация подачи энергоносителей. При сравнении вариантов подачи энергоносителей в трёхканальной фурме по схеме " кислород - аргон - природный газ " и " кислород -природный газ - аргон " предпочтительнее сказался первый. Это связано с тем, что из-за разбавления 02 аргоном снижается температура tp3. С другой стороны, ухудшается смешение 02 с СН4, а также с металлом и реакционная зона переносится вглубь расплава. К тому же снижается гидродинамическая неустойчивость истекающих струй, что приводит к повышению стойкости фурм и прилегающей футеровки.

Диаметр фурмы. Это влияние можно моделировать при постоянной плотности тока mlF= const. Как следует из ■ известного критериального уравнения,

X ( m а~ — — D \F

0,8

f т<\ °'8

т е' 0C~'D5J ' (16)

Е

Следовательно, чем меньше D, тем больше а и ниже температура стенки фурмы. Для сохранения m = const при уменьшении D необходимо либо повышать давление на входе poi (при постоянном Г), либо сокращать относительную длину фурмы, выполняя её, например, двухступенчатой (рис.2). При этом минимальный диаметр имеет только расходуемая часть фурмы. Кроме того, при уменьшении D существенно снижаются лучистые тепловые потоки от РЗ как на торец, так и на внутренние поверхности выходного участка труб фурмы.

Численные исследования, проведенные с использованием разработанной математической модели, а также испытания на газодинамическом стенде и в промышленных условиях (на 600 т мартеновской печи ) дали возможность выполнить анализ влияния более десятка различных факторов на стойкость фурм и прилегающей футеровки сталеплавильного агрегата при заглубленной продувке расплава кислородом.

Перечень ссылок

1.Капустин ЕЛ., Евченко В.Н., Сущенко A.B. Материальный и тепловой балансы первичной реакционной зоны//Изв. вузов.Чёрная металлургия.-1988.-№ 7.-С. 116-120.

2. Баптизманский В.И., Трубавин В.И., Бойченко Б.М. Взаимодействие газовых струй жидким металлом в кислородных конвертерах донного дутья // Изв. вузов. Чёрная металлургия,- 1980.-№ 10,- С.ЗЗ - 38.

3. О характере взаимодействия дутьевых струй с металлическим расплавом при боковой продувке / Просвирин КС., Охотский В.Б., Ковзик А.Н. и др.//Металлургия и коксохимия,- 1979.-ВЫП.63,- С.69-72.

4. Mathematische Untevsuchunqar zuv Haltbav Keit des Feuer fest./ Essev F., Scheidig K., KloppevD.e.a.//Neue Hütte.-1980.-№ 6.-S.211-215

5. Баптизманский В.И., Охотский В.Б. Физико - химические основы кислородно - конвертерного процесса.-Киев-Донецк: Вища шк.,1982.-182 с.