CC BY
54
9. Tong, H.M. New Characterization Techniques for Thin 11. http://www.ysu.ru/ ИТ Центр «Ситим» ЯГУ Polymer Films / H.M. Tong, L.T. Nguyen. - N.Y., 1990. лог образовательных ресурсов
10. http://www.stroymat.ru / Защитно-декоративные полимерные покрытия оцинкованной стали.
ката
УДК 669.046.56
Е.А. Черменев, В.А. Степанов
Научный руководитель: доктор технических наук, профессор Э.Э. Меркер
ИССЛЕДОВАНИЕ КИНЕТИЧЕСКИХ ЗАКОНОМЕРНОСТЕЙ ОБЕЗУГЛЕРОЖИВАНИЯ МЕТАЛЛА ПРИ ЭЛЕКТРОПЛАВКЕ ОКАТЫШЕЙ В ДУГОВОЙ ПЕЧИ
В работе изучены некоторые закономерности многостадийного процесса обезуглероживания металла в ванне дуговой печи в технологических условиях осуществления непрерывной загрузки окатышей в подэлектродное пространство агрегата с применением модели, алгоритма и программы расчета параметров режима обезуглероживания металла при электроплавке стали.
Обезуглероживание, металлизованные окатыши, окислительное рафинирование.
The article studies some mechanisms of a multistage decarburizing process of the metal in the bath of an arc furnace in technological conditions of a continuous charge of pellets into the electrode space of the unit using the model, the algorithm and the calculation programs of parameters of the mode of decarburizing of the metal at the steel electrosmelting.
Decarburizing, DRI pellets, oxidizing refining.
Сложность и многофакторность высокотемпературных процессов, своеобразное проявление свойств реагирующих фаз затрудняют изучение и прогнозирование динамики сталеплавильных процессов в дуговой печи [7], [10]. Плавление железорудных ме-таллизованных окатышей (ЖМО) в дуговой печи сопровождается восстановлением оксидов железа углеродом шихты и кипением ванны [1]. Для уменьшения длительности плавления и улучшения его показателей большое значение имеет правильный выбор скорости окисления углерода расплава, влияющей на скорость плавления ЖМО, который стремятся совместить с управляемым окислительным рафинированием ванны, т.е. окислением примесей и нагревом металла до температуры близкой к температуре выпуска, что способствует существенному уменьшению времени плавки [5], [8].
В настоящей работе рассматриваются результаты исследования процесса обезуглероживания расплава в дуговой сталеплавильной печи (ДСП) при электроплавке [5], [8] ЖМО с подачей кислорода и углеродистого порошка на шлак через топливно-кислородные горелки (ТКГ) с учетом закономерностей критических концентраций углерода [5], [10]. Такой подход имеет в виду [1] существование определенной критической концентрации [С]кр в металлическом расплаве, причем отношение [С](т)/[С]кр = в = 1 является границей кинетических периодов процесса (где [С](т) - текущая концентрация углерода в расплаве, %). При этом в области повышенных содержаний углерода (в > 1) скорость окисления углерода с1[С]/с1т определяется интенсивностью подвода окислителя, с которой связана и величина [С]кр. При в < 1 С[С]/Ст лимитируется диффузионным перено-
сом углерода и является функцией текущей концентрации углерода при заданном уровне кислорода. Величина [С]кр определяется из условия равенства потоков подвода реагентов в зону реакции и зависит от температуры металла, условий перемешивания реагирующих фаз и т.д. Известно [2], [5], что для одного и того же агрегата (например, для 150т ДСП значение [С]кр = 0,15±0,05 %) при неизменных условиях ведения плавок эта величина остается практически постоянной.
Установлено, что при неизменных параметрах окислительной плавки и постоянной температуре с мгновенным отводом из зоны реагирования продуктов реакции, уравнения [1] процесса обезуглероживания металла могут быть записаны в следующем виде:
- для внешнедиффузионной области реагирования ([С](т)>[С]кр) -d[C]t(x)/dx = Kl(T)[O][C]Kp = -v,,
Ti < т < т2, с начальными условиями [C]I(0) = [С]0, где [С]кр = const; [O] - концентрация активного кислорода в окислительном потоке, %;
- для внутридиффузионной области реагирования ([С](т)<[С]кр) - d[C]n (т)/dт = K,(T)[O][C]n (т) = -vlw,
т2 < т < т3, с начальными условиями [С]п(т2) = [С]1(т2) = [С]кр, где величина [O] = const играет роль гидродинамического фактора; константы скорости реакций (K1 и K2) зависят от температуры K=f(T) в реакционной зоне.
Процесс окисления ведется до времени т3, причем момент т3 определяется равенством [С](т3) = [С]з (где [С]з - заданное содержание углерода). Кинетика процесса обезуглероживания в интервале т1 < т < т3 может быть представлена следующим обобщенным
уравнением: -ё[С](т)/ёт = -Ус , т! < т < т3, где
ус = уС1 + уС2 + УС3 - ус 4, % [С]/мин.; здесь ус -
обобщенная скорость окисления углерода в ванне дуговой печи при электроплавке ЖМО с учетом наличия составляющих [2], [11] в режиме обезуглероживания, т.е. таких как: уС1 - скорость окисления углерода в объеме металла на поверхности пузырьков СО; ус,2 - на границе раздела шлак - металл; ус,3 -кислородом дутья от ТКГ; УС4 - скорость поступления углерода (науглероживания) металла за счет подачи ЖМО в ванну печи. После расшифровки последних составляющих обобщенная скорость уС примет вид системы выражений для обезуглероживания:
-Ус,1 = 12/1бРо ([О] - [0]р.с.)
= 12/1бРо ((.ш - [О])
60Б
пуз
(1)
-УС ,3 = Ро2 «О2 *О21О2 Пс 100/Мме + УС ,4 = = Уок ([С]ок - [С]реакц )/ Мме ,
где ¥ме и Мме - объем (м ) и вес (кг) металла в печи; рО - коэффициент массопереноса кислорода, (10-3 + 10-5м/с); £пуз и 5Ш.м - площадь поверхности пузырьков СО и поверхности шлак-металл, м2; [О], [О]рс. и [О]рш. - текущее содержание кислорода в металле, равновесное с углеродом металла и равновесное со шлаком, %; пС - доля кислорода, идущая на окисление углерода [2]; аО2 - коэффициент усвоения кислорода ванной (для ДСП-100 аО2 = 0,8); 1О2 - интенсивность подвода технического кислорода, м3/мин.; рО2 - плотность кислорода,(1,42-10-3 кг/м3); хО2 - доля кислорода в дутье (для технического кислорода равна 0,995); Уок - скорость подачи окатышей в печь, кг/мин; [С]ок и [С]реащ = 12/16[О]ок - содержание
углерода в окатышах и углерод окатышей, идущий на довосстановление оксидов железа (БеО), содрежащихся в них, %; £ - коэффициент, учитывающий накопление кислорода в металле:
£, = 1 + 0,75
Рсо -10-
(
Кус ][С ]2
1+-
0,22МЩП
Т(РеО) ЬОМш
\
(2)
Преобразование выражения ус = -ё[с]/ёт дает зависимость концентрации углерода от времени, так как Ус =Д[С]/Дт = ([С] - [С]нт)/ (т-т0), и тогда учитывая изменение массы металла:
[С ] = ([С ]нач - Ус (Т-Т0 )) Мме,/ М„
(3)
где т0 - начало окислительного процесса; т - окончание окислительного процесса; [С]нач - начальная
концентрация углерода, %; [С] - конечная концентрация углерода, %; Мме0 - начальный вес металла в печи, кг.
Для нахождения равновесного с [С] содержания кислорода в металле ([О]рс.) использовали методику авторов работы [7]. Содержание кислорода в жидком металле при равновесии его со шлаком ([О]рш.) зависит от активности оксида железа в шлаке а^о), и константы распределения Ьо: [О]рш = а(РеО) / Ьо .
При расчете образования (БеО) в шлаке используем теорию регулярных растворов [5], [7], [8]. Коэффициент распределения кислорода записывается следующим образом:
Ьо = 10 г
(5)
Активность (БеО) в окислительном шлаке зависит от его состава и температуры. Для ее определения воспользуемся уравнениями модели регулярного ионного раствора [7].
Скорость образования (БеО) в шлаке за счет продувки воздухом или газообразным кислородом находили по формуле:
(БеО),
72
1 = — Ро2 аО2 Я1О2 nFe, КГ^™. (б)
где %е - доля кислорода, идущая на окисление железа [7].
Скорость образования (БеО) в шлаке за счет окисления углерода:
У(Бео),2 = -72 / 12УсМме /100, кг/мин. (7)
При плавлении окатышей происходит довосстановление оксидов железа БеО, содрежащихся в них. В случае если содержание углерода в окатышах меньше стехиометрического ([С]ок < [С]реакц), то часть БеО из окатышей переходит в шлак. Скорость поступления (БеО) в шлак за счет загрузки окатышей равна:
У(Бео),3 = Уок72 /1б([О]ок - 1б/12[С]ок)/100, кг/мин. (8)
Тогда суммарная скорость образования (БеО) в
шлаке: У(БеО) = У(БеО),1 + У(БеО),2 + У(БеО),3.
Накапливающаяся масса шлака (Мшл), исходя из непрерывной подачи окатышей и шлакообразующих, с учетом образующегося (БеО) рассчитывается по формуле:
Мшл = Мшл.0 + (Уок В /100 + У(БеО) + Уизв ) (т - Т0 ) , (10)
где В - содержание пустой породы в окатышах (СаО и 8Ю2), %; Уизв - скорость подачи извести в печь, кг/мин.
Текущая масса металла (Мме), исходя из подачи
6320
5
окатышей, с учетом образующегося БеО и скорости обезуглероживания, рассчитывается по формуле:
Мме = Мме.0 +
+ (^^ме1 /100-56/72^ -^М.^ /100)(х^о)
(11)
Следовательно, фактическое содержание (БеО) в шлаке можно рассчитать по формуле:
^й) = Ышл /100 + у(Гео) (т-т0))100/Мш
(12)
где (РеО)нач - начальное содержание (БеО) в шлаке, %.
Текущее содержание кислорода в металле в период окислительного рафинирования занимает промежуточное положение между равновесными с углеродом и со шлаком содержаниями кислорода. Если принять, что эти величины отличаются только по разностям концентраций и величинам реакционных поверхностей, то, исходя из закона сохранения масс, можно записать
([0]р.с. - [О])^ + 5ш.м.) + ([0]ш.м. - [0])^ш.м. = 0 ,
откуда выводим:
[О]в,.(^ + Яшм.) + [О]ш.м^ш
[О] = -
Япуз + 2Яш
(13)
бой усеченный конус с углов а = 45°, направленный вниз, высотой Нван. Радиус большего основания конуса равен радиусу ванны печи (Яван). Тогда радиус пода равен Япод = Яван - Нван / Ы а . Исходя из объема
конуса (V = 1/ 3НЯ = 1/ 3Н пЯ2), высоту слоя металла или шлака можно определить из:
Н = (^ / (п/иа) + Япод - Япод) Гп а , м. (15)
Основные параметры пузырька: объем пузырька (^пуз = 4/3тсг3), м3; полная поверхность пузырька
(8 = 4пг2), м2; где г - радиус пузырька, м.
Радиус пузырька можно рассчитать по формуле
[3]:
г = [2ст /(ря)]°
(16)
где с - поверхностное натяжение расплава, Дж/м .
Для определения площади поверхности металл -шлак использовали данные расчетов [5], [11]:
Яш.м.= Я,в + 0,1^ и Япуз = ^, (17)
где Ыпуз - количество пузырей СО в кипящей ванне печи; Яз.в - площадь зеркала ванны, м2.
Одним из основных факторов вспенивания шлака [5] является выделение пузырьков СО. Количество пузырей можно рассчитать по формуле:
^ = Vc0fi / VIЩ ,
(18)
По мнению большинства исследователей [7], [8], [10], в условиях чистого кипения ванны электропечи зарождение пузырьков СО возможно [4] лишь на шероховатой твердой поверхности, т.е. в порах подины размером от 0,1 до 1 мм, не смачиваемых металлом и заполненных газом; данный процесс подробно рассматривается в [8]. Хотя пузырьки и зарождаются только на подине, в конечном итоге реакция [С] ^ {СО} протекает во всем объеме металла, причем более энергично в верхних его слоях. Последнее обусловлено тем, что при всплывании пузырька непрерывно увеличивается его объем и поверхность, а по мере снижения ферростатического давления столба металла уменьшается равновесное [О]р.с. и растет сверхравновесное [О] - [О]р.с. содержание кислорода. Для выяснения механизма образования газовых пузырей в ванне, используем следующий подход [5], [8]. Внешнее давление на пузырьки:
Рсо = Рвн. = Ра
. +(Н мерме + Н шлршл
(14)
где ратм. - атмосферное давление, Па; g - ускорение земного притяжения, м/с2; Нме - высота слоя металла над пузырьком, м; Ншл - шлака над пузырьком, м; рме - плотность металла (~ 6600 кг/м3); ршл - плотность шлака (~ 3000 кг/м3).
Ванна ДСП в упрошенном виде представляет со-
где VC0 - объем СО в ванне, м .
Скорость всплытия пузырьков [3]:
™со ~ V4/3гЯ . Объем образующегося СО:
(19)
V =
' СО
28/12 (V д + + ) ММе + УоК [С ]реакц )
60-100рС
(20)
где рСО - плотность газа пузырей, кг/м .
Объем СО в ванне определим по выражению:
= ^О ХПОд = V«, Н / ^СО. (21)
Тепловой эффект от реакций:
Чс = (Чс,1VC,1 + Чс,2VC,2 + Чс,3VC,3 + Чс,4^,4 )Мме /100 ,
(22)
ЧГ(реО) = Ч(реО),1У(реО),1 + Ч(реО),2У(реО),2 , (23)
где q - теплоты реакций соответственно: Чс,\, [С] + [О] ^ {СО}; Чс,2, [С] + (БеО) ^ [Бе] + {СО};
Чс,3, [С] + 1/2О2 ^{СО}; Чс,4, СоК ^[С]; q(Fe0),l,
[Бе] +1 /2О2 ^ (БеО); №ео),2, [Бе] + [О] ^ (БеО). Потери тепла с уходящими газами составят:
Ох,газ = ССО^О{СОДт / Рсо . (24)
В результате скорость нагрева шлако-металлического расплава от обезуглероживания:
(25)
M c + M c
ме ме шл шл
Результаты обработки опытных данных [2], [5] работы 150 т дуговой печи показывают, что динамика процесса обезуглероживания [4], [7], [8] тесно связана с тепловыми и технологическими процессами, так, например, установлены корреляционные взаимосвязи между ус и другими параметрами плавки: Ус = 0, 033уок + 0,0032Жэл - 0,5Е(БеО) - 2,02 при Я = 0,79, где Ыэл - удельный расход электроэнергии,
кВт-ч/т; E(FeO) - суммарное содержание оксидов железа в шлаке, %.
На основе вышеизложенного и выражений (1 -25) получена математическая модель окислительно-восстановительных процессов обезуглероживания металлического расплава в ванне дуговой печи, которая учитывает отдельные составляющие реакции окисления углерода (vC), распределение кислорода на окисление, формирование пузырьков, содержание углерода, параметры теплового состояния ванны и другие технологические факторы плавления ЖМО в печи по ходу плавки. Блок-схема алгоритма расчета параметров режима обезуглероживания и других показателей работы дуговой печи с применением непрерывной подачи окатышей в ванну представлена на рис. 1. Программа расчета реализована с использованием электронных таблиц MS Excel.
Целью расчета (рис. 1) является определение текущих значений концентрации углерода, содержания (FeO) в шлаке, скоростей обезуглероживания и нагрева металла по ходу электроплавки ЖМО.
.с =
Рис. 1. Блок-схема алгоритма расчета параметров режима обезуглероживания металла в дуговой печи с применением непрерывной подачи ЖМО в ванну агрегата
В начале расчета задаются исходные данные (блок 1): температура, масса и состав металла и шлака, состав окатышей, скорости подачи окатышей и извести, кислорода дутья и теплофизические параметры и тепловые эффекты рассчитываемых реакций.
Из текущей температуры определяем константы реакций и коэффициент распределения кислорода между металлом и шлаком (блок 2). Полученные данные используем для расчета равновесных содержаний кислорода в металле. Из размеров ванны печи и количества шлака и металла определяем высоту слоя металла (Нме) и толщину шлака (Ншл), из которых определяем расчетное давление на пузырьки СО в металле и рассчитываем их параметры в ванне (блок 3). Также задаем первое приближение величин поверхностей шлак - металл и пузырей в ванне. Исходя из равновесных содержаний кислорода и реакционных поверхностей, рассчитываем составляющие обезуглероживания и суммарную скорость изменения содержания углерода в металле (блок 4). Из скорости процесса обезуглероживания определяем объем выделившегося из ванны газа и величины поверхностей шлак-металл и пузырей в ванне (блок 5). Если разница заданных и рассчитанных поверхностей больше заданной погрешности, то расчет обезуглероживания повторяем, используя последние. Когда погрешность удовлетворяет заданным услови-
ям, то сначала рассчитываем скорости поступления ^еО) в шлак (блок 6), а затем массы шлака и металла, содержание (БеО) и [С] для следующего периода времени (блок 7) и скорость нагрева шлако-металлического расплава от обезуглероживания металла в ДСП (блок 8).
После чего проводим проверку, если текущее время т меньше времени расчета трасч, то переходим к расчету следующего промежутка времени, иначе выводим конечные данные (блок 9) и завершаем расчет. Результаты моделирования при изменении скоростей подачи окатышей (уок = 20; 30; 40 кг/с) в ванну 150т ДСП приведены на рис. 2 и 3. Из данных рис. 2 следует, например, что максимальная скорость окисления углерода (кривая 3) вызвана подачей кислорода на шлак от ТКГ. При этом скорости уС,ь уС2 являются незначительными, но оказывают свое влияние на вспенивание шлака [4], [5].
Как следует из данных рис. 3 при изменении расхода ЖМО от 20 до 40 кг/с и постоянных расходах извести и кислорода на расчетный период, кривые содержания углерода в металле (поз. а) имеют вид экспоненциальной зависимости. В начальный период значения [С] практически линейно зависит от времени, затем при [С] < 0,2 ± 0,05 % скорость изменения уменьшается и на конечном отрезке практически неизменна. Конечное содержание углерода при этом приблизительно равно (рис. 3 а).
Рис. 2. Зависимость скоростей окисления углерода для различных составляющих режима обезуглероживания сталеплавильной ванны в 150т дуговой печи (1, 2, 3, 4, 5 - усь ус,2, ус,3, ус,4 и ус,
% [С]/мин) при непрерывной загрузке ЖМО (а - Уок = 20 кг/с; б - Уок = 30 кг/с; в - Уок = 40 кг/с)
Рис. 3. Характер изменения содержания углерода в металле (а), окислов железа в шлаке (б) и скорости нагрева шлако-металлического расплава от обезуглероживания (в) по ходу плавки при непрерывной загрузке ЖМО (1 - Уок = 40 кг/с; 2 - Уок = 30 кг/с;
3 - Уок = 20 кг/с)
В свою очередь, окисленность шлака (рис. 3 б) в конечный период плавки растет быстрее, так как при снижении содержания углерода ниже [С] = 0,2 ± 0,05 % доля кислорода, идущего на реакцию с углеродом, уменьшается, а на окисление железа, соответственно, увеличивается, что может увеличить потери железа со шлаком.
Кривые скорости нагрева шлако-металлического расплава от обезуглероживания металла (рис. 3 в) имеют вид экспоненциальной зависимости, максимальны в начальный период и непрерывно снижаются в связи с постоянным увеличением массы шлако-металлического расплава.
Таким образом, применение математической модели обезуглероживания металла в ДСП и программы расчета составляющих уС при непрерывной подаче ЖМО по ходу плавки с интенсификацией процесса шлакообразования кислородом от ТКГ позволяет рассчитывать кривые содержания углерода в металле, окисленности шлака и скорости нагрева металла в условиях обезуглероживания в течение расчетного периода электроплавки стали с учетом непрерывной загрузки ЖМО при подаче кислорода через ТКГ, что позволяет использовать модель и ее программу для расчета управляемого окислительного рафинирования при непрерывном плавлении окатышей в ванне дуговой печи.
Проверку модели на адекватность осуществляли путем сравнения расчетных данных уС и (БеО) с данными опытных плавок из паспортов [2], [5] и результаты сравнения (разброс данных не более 10 %) свидетельствует о возможности практического использования модели (рис. 1) для управления режимом плавления ЖМО в ДСП.
Литература
1. Бакакин, В.А. Исследование кинетических закономерностей обезуглероживания металлического расплава /
B.А. Бакакин, С.И. Филиппов, С.Н. Падерин, М.М. Волков // Изв. ВУЗов «Черная металлургия». - 1972. - № 5. - С. 5 - 7.
2. Бартенева, О.И. Исследование процессов нагрева и обезуглероживания металла в 150-т дуговой печи с переменной массой ванны / О.И. Бартенева, Э.Э. Меркер // Изв. ВУЗов «Черная металлургия». - 2001. - № 9. - С. 65 - 66.
3. Григорян, В.А. Теоретические основы электросталеплавильных процессов / В.А. Григорян, Л.Н. Белянчи-ков, А.Я. Стомахин. - М., 1987.
4. Меркер, Э.Э. Анализ процесса самораскипания сталеплавильной ванны при продувке металла кислородом / Э.Э. Меркер // Изв. ВУЗов «Черная металлургия». - 2001. -№ 6. - С. 62 - 64.
5. Меркер, Э.Э. Энергосберегающие условия плавления металлизованных окатышей в ванне дуговой печи / Э.Э. Меркер // Бюллетень «Черная металлургия». - 2008. Вып. 1 (1297). - С. 35 - 39.
6. Падерин, С.Н. Термодинамика и расчеты процесса глубокого обезуглероживания стали / С.Н. Падерин, Е.П. Падерина // Изв. ВУЗов «Черная металлургия». - 2005. -№ 10. - С. 19 - 24.
7. Падерин, С.Н. Термодинамическое моделирование окислительных процессов при обезуглероживании стали /
C.Н. Падерин, П.С. Падерин, И.В. Кузьмин // Изв. ВУЗов «Черная металлургия». - 2003. - № 5. - С. 6 - 11.
8. Трахимович, В.И. Использование железа прямого восстановления при выплавке стали / В. И. Трахимович, А.Г. Шалимов. - М., 1982.
9. Филиппов, С.И. Теория металлургических процессов / С.И. Филиппов. - М., 1967.
10. Филиппов, С.И. Теория процесса обезуглероживания стали / С.И. Филиппов. - М., 1956.
11. Хмелева, С.Л. Математическое моделирование процесса обезуглероживания в электродуговой печи / С. Л. Хмелева, А.Г. Падалко // Сборник трудов Всероссийской научно-практической конференции «Моделирование, программное обеспечение и наукоемкие технологии в металлургии». - Новокузнецк, - 2011. - С. 347 - 355.
УДК 621.778.04.
Р.А. Юдин, Н.И. Шестаков, В.Р. Аншелес, И.Р. Юдин, Н.А. Тувалин ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ НЕПОЛНОГО СГОРАНИЯ ПРИРОДНОГО ГАЗА
В статье приведены аналитические исследования, позволившие выявить основные закономерности неполного сжигания природного газа. Показано, что сумма объемов оксида и диоксида углерода в продуктах неполного сгорания равна стехио-метрическому объему диоксида углерода: C02max = СО + С02, а сумма объемов водорода и водяных паров - стехиометриче-скому объему водяных паров: H20max = H2 + H20. Получены аналитические формулы, позволяющие рассчитывать химический состав продуктов неполного сгорания при различных режимных параметрах.
Оксид и диоксид углерода, водород и водяные пары, коэффициент расхода первичного воздуха.
The paper presents the analytical studies of the basic laws of incomplete combustion of the natural gas. It is shown that the sum of the amounts of oxide and carbon dioxide in the products of incomplete combustion is the stoichiometric volume of carbon dioxide is C02max = СО + С02, and the sum of the amounts of hydrogen and water vapor is equal to the stoichiometric amount of water vapor: H20max = H2 + H20. The analytical formulas of calculating the chemical composition of the products of incomplete combustion at various regime parameters are received.
0xide and carbon dioxide, hydrogen and water vapor, flow rate of primary air.
