Исследование процесса дожигания конвертерных газов с использованием динамической математической модели Текст научной статьи по специальности «Химические технологии»

В1СНИК ИРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХН1ЧНОГО УН1ВЕРСИТЕТУ

Вип. №17

2007 р.

УДК 669.184.244.66

Сущенко A.B.1, Безчерев A.C.2

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА ДОЖИГАНИЯ КОНВЕРТЕРНЫХ ГАЗОВ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ДИНАМИЧЕСКОЙ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ

Разработана динамическая математическая модель дожигания отходящих газов в полоста кислородного конвертера с учетом макрокгшетпкп плавка. Проведены аналитические исследования процесса вторичного дожигания применительно к различным вариантам его органпзсщии в агрегатах с верхней продувкой.

До настоящего времени проблема организации эффективного вторичного дожигания отходящих газов в полости кислородного конвертера окончательно не решена. Это связано со сложностью и многофакторностью рассматриваемого процесса, трудностью проведения высокотемпературных экспериментов по его исследованию. В этих условиях наиболее эффективным методом решения задачи оптимизации процесса вторичного дожигания является математическое моделирование с использованием динамических детерминированных и функционально-детерминированных математических моделей, а также современных численных методов [1.2 и др.].

Целью настоящей работы было разработка комплексной функционально-детерминированной математической модели и исследование процесса вторичного дожигания отходящих газов при различных вариантах его организации в конвертерах верхнего дутья.

Модель состоит из трех основных структурных блоков (моделей нижнего уровня), имеющих самостоятельное научно-практическое значение, и объединенных функциональными связями.

Модель процесса взаимодействия струт вторичного кислорода с отходящими СО-содержащилм газами над уровнем ванны базиру ется на следу ющих положениях и допу щениях. Струя окислителя (вторичного дутья. 02-N2{Ar)) с объемным расходом Vq ц . температурой Xq . объемными концентрациями кислорода üq^ и азота (аргона) ад-^ истекает в неизо-тсрмичсских условиях в газову ю фазу (С0+С02) с температурой (г и объемными концентрациями СО и С02 - Tf Q и 1'сОч соответственно. На участке от среза сопла до некоторого сечения х в стру ю вторичного дутья эжектируется газ окру жающей среды, происходят процессы тепло- и массообмена с химическими превращениями. В качестве параметра, характеризующего степень смешения истекающей стру и с окружающей средой использовалась относительная присоединенная масса газа к струс. длиной 1Х от среза сопла до ссчсния х - Лдг (кг/кг дутья). Степень развития поверхности тепло-и массообмена факела с окружающей средой в конвертере определялась через величину приведенной боковой поверхности 1'ф ( м /(кг дутья/с)). Принято, что время протекания собственно химических реакций горения существенно меньше времени релаксации слоя смешения струи. После образования слоя смешения струи исходные компоненты мгновенно реагируют между собой до термодинамического равновесия, определяемого физическими у словиями в конкретной точке факела дожигания. В результате расчетов получали осредненные по сечению х реагирующей струи характеристики образующейся смеси (концентрации компонентов и температуру). Система уравнений математической модели представлена в работе 131.

Модель процесса взаимодействия струй вторичного кислорода с отходящими СО-содержащими газами в шлако-газо-металлической эмульсии (ШГМЭ). Основные положе-

1 ПГТУ. канд. техн. наук, доцент.

" ПГТУ, соискатель.

ния и допущения аналогичны положениям предыдущей модели со следующими осооенностя-ми. Струя окислителя (02 N2 {Ar}) истскаст в неизотермических условиях в ШГМЭ. содержащую компоненты шлаковой (с массовыми концентрациями 1<е(), 1<е2Оз• СаО, SiOР20 5. МпО, MgO, S) и газовой (с объемными концентрациями СО и С02) фаз с температурой tull.M:>, и эжек-тируст ее.

Термодинамическое равновесие между компонентами в сечении струи, находящемся на расстоянии х от среза сопла, определяли из соотношений:

= ^ -^ )= fe^ f '(fc^ ^ - ^ ■ ^ - Ж (D

кР5 = рс.о2 (а/'«о • 1СО)= гсо2 ['¡'СО • г'со)> (2)

кр6 = aFcO 'РС()2 4"'FC2Ü3 'PCü)=aFcü -ГС()2 \:IFc2Ü3 * r'cc Д <3)

где i\ y; , P(Y), , P - парциальные давления компонентов и общее давление в системе

соответственно; ^СО-^ ^гСОи а¥еО - ~ ооъемные доли и активности соответст-

вующих компонентов; - /('/'. Г) - константы равновесия для реакций соответственно:

2-{СО} + {С)2} = 2-{СОД, (4)

(/<Ь/А0 + {СО} = \CO\i + 2-(1<еО), (5)

(Тч'О) + {СО} = {СО}2 + (Ее). (6)

При этом последняя реакция является результирующей для реакций (4) и:

(1<е) + (15-{()2} =(1<еО). (7)

Уравнения материального и теплового балансов реагирующей струи (факела дожигания) имеют вид:

2<У 44

1 + ДС1Ш,Ж) = {^0, - Ч'} + • Ксо - "77 ¥'Х\ + + — + +

16 ¡6

+ -— -х)} +{Ддш^^/.е^О, +— У'-О+ -

16 - ^ 16

+ ДсЬшы £¡>,0; + Адш.'лсг 8\!иО + ДсЬшы 8\1&0 + - кг/кг дутья. (8)

7 «2 Т02 7

^ о о о

+ \$1>Ю +8!<е203 + 8СаО+8$Ю2 +ёг205 + 8ШО + 8М%0 + 8х)'Сш )с1Т~

-{ЛНг)г^Х-Шт0)г^ %) = О\ £ • Ср г \п + Опот, кДж/кг дутья. (9)

Т0 1=1

где Лдш-,и:1 - относительная присоединенная масса ШГМЭ к струе, кг/кг дутья; g¡ и -

массовые доли /-ого компонента в исходных веществах и в образовавшейся смеси; <// - доля кислорода дутья, прореагировавшего на длине струи до сечения х. кг 021 кг дутья (|//, кг 021 кг 02 дутья) ; % ~ доля кислорода на реакцию (4) от его общего количества, используемого на реакции (4) и (7); Та = 298 К - температура у словного уровня отсчёта: Ср_г- - изобарная теплоёмкость /-ого компонента, кДж/(кг-К); Сш - теплоёмкость шлака, кДж/(кг-К); (ЛНТ ^. (ЛНТ Ь - изменение энтальпии системы при температуре Та для реакций (4) и (7)

соответственно, кДж/кг 02 ду тья; Тс - температура образовавшейся смеси. К; Ошш - приведенные потери теплоты через бокову ю поверхность факела. кДж/(кг дутья). Величину у/ определяли из соотношений:

= К()2 ~ 8(), С + М^-м-). (Ю)

Ч*= + ^шглпУ Чиглп'

¥ ~ \^ш<>мэ • Я СО " SCO ■ 0 + АЯшгмэ)] ¡ (1.75 х), (12)

¥'= ■ gFe0 ~ 8 FeO -О + ^ш,™)}/ (9-(1-Х)К (13)

шгмэ) ^Чшгмэ

/ {10.(1- X)}. (14)

Для характеристики полноты протекания процессов горения в струе, помимо величины у/ (у/) использовали степень дожигания отходящих газов а, %:

loo-РС(Х оо • г со

а~-— =-(Ь)

рсо2 +рсо гсо2 + гсо

Для расчета величины Опот использовали выражение:

Qnain ■fc-'Ct [Кр, (16)

где оq - коэффициент излучения абсолютно черного тела,

- приведенная

степень черноты в системе «факел - ШГМЭ»; Тс -средняя температура факела вторичного дожигания. К.

Величину AqWÍ,M:} определяли с использованием результатов работ Давидсона В.Е. и сотрудников :

Цш,,, = 0.5- • S -?- -Г(МС) , (17)

с(с у Па

где dc - диаметр выходного сечения сопла для подачи вторичного кислорода, м; р =ршгмэ! ро - относительная плотность; ршгмэ. р0 - плотности ШГМЭ и потока вторичного дутья соответственно, кг/м3; П0 = Р0/Рс- относительное давление; Р0 - давление торможения потока вторичного дутья перед соплом для его подачи в конвертер. Па; Рс- давление в выходном сечении сопла для подачи вторичного дутья. Па; /(Мс) - фу нкция числа Маха сопла для подачи вторичного дутья (равна единице при Мс— 1).

Длину факела 1ф определяли из соотношения [4]. м:

1ф 1 dc= 0,377- (/ { p0d[., g c/: } f \ (18)

где i - импульс потока вторичного дутья в выходном сечении сопла для его подачи, Н; g - 9.81 м/с"- ускорение свободного падения.

Динамическая математическая модель дожигания отходящих газов в полости кислородного конвертера с учетом макрокинетики плавки. Вышеописанные блоки были синтезированы в комплексну ю функционально-детерминированную математическую модель конвертерной плавки |2|. включающую модули расчёта: динамических тепловых балансов, обезуглероживания и окисления железа расплава в реакционной зоне, плавления лома, динамики нижних слабоперемешиваемых зон в ванне, связанной с образованием и развитием термоконвективного фронта, тепло-массообмена между выделенными зонами в агрегате и др. При этом параметры шлака (динамика изменения массы, химсостава, уровня вспененности и т.п.) были описаны регрессионными уравнениями, полученными с использованием эмпирических данных авторов и других исследователей.

Результаты аналитических исследований. Разработанная модель была адаптирована применительно к условиям работы 160-т 1Х>-конвертера ОАО «ММК им. Ильича». На рис.1, в качестве примера, представлено изменение ряда параметров плавки в процессе продувки с вторичным дожиганием отходящих газов над ванной и в ШГМЭ при следующих исходных данных: доля вторичного кислорода от общего количества Vq^ ¡¡ = 5 %; количество сопел (цилиндрических) для вторичного дожигания в фурме двухцелевого назначения - 5; состояние футеровки конвертера - соответствует середине се кампании. При этом необходимо отмстить, что при использовании двухконтурных кислородных фурм для организации дожигания газов в ШГМЭ, на начальном (до inp ~ 5... 10 %) и конечном (inp - 95... 100 %) этапах продувки процесс осуществляется в газовой фазе над ванной (рис. 1,6) в соответствии с изменением высоты продувки и уровня ШГМЭ.

30 40 50 60 70 80

Относительное время продувки г

30 40 50 60 70 80

Относи тельное время продувки

Рис. 1 - Изменение параметров плавки в 160-т конвертере верхнего дутья в процессе продувки с вторичным дожиганием отходящих газов над ванной (а) и в ШГМЭ (б) (исходные данные - см. по тексту): 1-ф^фф_ - эффективная температура газовой фазы над ванной; 1ВЧ8 - температура металлического расплава верхней масти ванны (ванны); щ - коэффициент усвоения теплоты, выделяемой при вторичном дожигании отходящих газов, металлическим расплавом верхней части ванны (ванны); индексы «з.д.,вых.», «шгмэ, вых.» и

«вых.» относятся к параметрам газовой фазы на выходе из зоны дожигания, ШГМЭ и рабочего пространства агрегата соответственно.

Вторичное дожигание в ШГМЭ характеризуется относительно небольшой величиной у/ при высоких значениях а!л1.,шх. и (СГЛК.л.йшЛсм. рис.1). Это является следствием того, что в зону дожигания при развитии факельных процессов газовая фаза эжектируется в относительно небольших количествах (массовая доля шлака в ШГМЭ на порядок выше, чем газа), и для окисления СО, в этом случае, создаются благоприятные термодинамические условия.

При изменении величины Vq ц в довольно широком диапазоне (5...30 %) характер динамики rjQ в процессе продувки плавки с дожиганием газов как над ванной, так и в ШГМЭ, принципиально не меняется: наибольшие значения rjQ имеют место до тпр ~ (10... 15) %; далее

имеется еще один, меньший чем первый, экстремум rjQ при гпр (60...70) %; прит^ ~ (85... 100) % величина г}д минимальна.

На rjQ существенное влияние оказывает «возраст» футеровки конвертера. Большие значения этого параметра (при прочих равных условиях) имеют место при «старой» футеровке. В этом случае площадь поверхности ванны и как, следствие тепло- и массообмена между ШГМЭ и металлическим расплавом больше, чем для «новой».

С учетом полученных зависимостей аных.,>]оJ'Vx ц ), а также ограничений по допустимой температуре внутренней поверхности футеровки конвертера и степени окисленности шлака. оптимальная величина Vq^ ц для /7)-конвертера составляет 5... 10 %. При этом процесс вторичного дожигания в ШГМЭ эффективнее, чем над ванной (средняя за проду вку величина y]q больше в ~ 1,4... 1,5 раза).

Выводы

1. Разработанная комплексная функционально-детерминированная динамическая математическая модель дожигания отходящих газов в полости кислородного конвертера, учитывающая макрокинетику плавки, позволяет анализировать влияние параметров процесса вторичного дожигания на основные характеристики конвертерной плавки, определять пути к её рациональным: шихтовке, дутьевому режиму, конструкциям дутьевых у стройств и др.

2. Установлено, что для /,/.)-конвертера оптимальная величина доли вторичного кислорода (от общего количества) Vq^ д составляет 5... 10 %.

3. Целью дальнейших исследований должна быть разработка дутьевых режимов и устройств, обеспечивающих более эффективное вторичное дожигание конвертерных газов.

Перечень ссылок

1. Сущенко A.B. О математическом моделировании процесса дожигания отходящих газов в кислородном конвертере / A.B. Супце н ко. A.C.. Незчерее // В ¡сник Приазов. держ. техн. ун-ту: 36. наук, пр. - Mapiy-поль, 2000. - Вип. № 9. - С.23-26.

2. Капустин H.A. Развитие теории и математической модели кислородно-конвертерной плавки / ЕЛ. Капустин, A.B. Сущенко // Вопросы теории и практики сталеплавильного производства, - М.: Металлургия, - 1991. - С.57-73.

3. Сущенко A.B. О взаимодействии струй вторичного кислорода с отходящими конвертерными газами / A.B. Суп ¡а/ко. A.C. Безчерее // Материалы 7-ой научн.-тсхн. конференции "Тепло- и массообменные процессы в металлургических системах". 7-9 сентября 2006 г. - Мариуполь, 2006. - С.200-204.

4. Дожигание монооксида углерода в конвертере. Газовая динамика / В.И. Охотский, Ю Н. Борисов, А,Д. Зражевскгш и др. // Известия вузов. Черная металлургия. - 1992. - № 6 - С.4-5.

Рецензент: В.А.Маслов д-р техн. наук, проф., ПГТУ

Статья поступила 17.01.2007.