Изучение закономерностей распространения и формирования торкрет-факелов в процессе «Горячего» ремонта футеровки конвертера Текст научной статьи по специальности «Физика»

УДК 669.046:622.615.001.57

Р.Ф. Калимуллин1, Е.В. Протопопов1, А.Г. Чернятевич2, И.А. Жибинова3

1Сибирский государственный индустриальный университет 2Институт черной металлургии НАН Украины (г. Днепропетровск) 3Кемеровский государственный университет

ИЗУЧЕНИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТЕЙ РАСПРОСТРАНЕНИЯ И ФОРМИРОВАНИЯ ТОРКРЕТ-ФАКЕЛОВ В ПРОЦЕССЕ «ГОРЯЧЕГО» РЕМОНТА ФУТЕРОВКИ

КОНВЕРТЕРА

Технология нанесения защитных шлаковых и огнеупорных покрытий в настоящее время является основным способом обеспечения высокой стойкости периклазоуглеродистой футеровки кислородных конвертеров в мире. Развитие и оптимизация такой технологии требует создания новых подходов, накопления информации и научного обоснования конкретных технических решений.

В соответствии с предложенными разработками ремонт футеровки целесообразно проводить по технологической схеме с одновременным нанесением шлакового гарнисажа на футеровку конвертера посредством раздув-ки азотными струями конечного шлака и торкретированием, т.е. вдуванием, «впрессовыванием» в него дешевых порошкообразных карбонатных материалов с целью формирования высокостойкого гарнисажного покрытия [1, 2].

Формирование физической постановки задачи и моделирование, как и в работе [1], выполнены для условий реализации технологии в агрегатах емкостью 350 т с использованием разработанных конструкций торкрет-гарнисажных газоохлаждаемых фурм (схема совместного нанесения шлакового гарнисажа и торкрет-покрытия на футеровку покрытия приведена в работе [1]).

Математическое описание закономерностей распространения торкрет-факелов в полости конвертера проводили с учетом следующих предположений. Диспергированные частицы угля и карбонатного материала инжектируются сжатым азотом (давление 0,4 МПа) через центральную часть коаксиального сопла диаметром 0,028 м [1]. Размер соосного кольцевого зазора определяется по диаметру сопел (0,058 и 0,050 м), между которыми остается цилиндрическое пространство, по ширине равное толщине стенки внутреннего сопла и выполняющее функцию компенсации расширения сжатых струй газовых потоков.

Расчет площади концентричного составного сопла, эквивалентной сумме площадей сечений обоих сопел, и длины I движения струи, на которой давление сжатой струи снижается до нормального (I = 0,0408 м), показывает, что это расстояние равно 16 эквивалентным диаметрам. Расширение сжатого газа сопровождается его охлаждением и отсутствием присоединенной массы из газового объема окружающей среды. В связи с тем, что скорость движения газовой струи от ее расширения является звуковой, и эффект снижения давления вокруг движущегося потока газа отсутствует, образование циркуляционных вихревых потоков среды, внедряющихся в струю газа, не допускается.

Последовательное гипотетическое рассмотрение миделевых сечений структуры торкрет-факелов позволяет описать общую картину течения.

Сечение первой зоны единичного факела в области выходного сечения сопла можно рассчитать по величине заданного расхода газа и перемещения газовой струи с критической (звуковой) скоростью (приблизительно 300 м/с)

Ккв -

500+400 16•60•300л

- 0,0244 м. (1)

Эквивалентный диаметр Вэкв = 2Лэкв « 0,049 м можно считать динамическим калибром струи с уравненным со средой давлением.

Последовательно во второй зоне факела происходит воспламенение летучих угля и быстрый прогрев объема газов до температуры внутреннего пространства конвертера, что вызывает увеличение объема газов примерно в 1800 К/300 К = 6 раз. Такое увеличение объема, по-видимому, поддерживает прежнюю критическую скорость течения потока и приводит к росту общего диаметра факела.

Третья зона торкрет-факела по структуре мно-гофазна. Для математического описания процессов в этой зоне определяют геометрические параметры факела, для чего разбивают эту зону на параллельные слои-«шайбы» и рассматривают процессы в каждом слое в радиальном направлении. В дальнейшем рассмотрим профиль торкрет-факела по выделенным зонам. В окислительном газовом потоке находятся пылевидные частицы угля, необожженного и обожженного карбонатного материала. Теория газопылевых потоков отмечает более узкий диапазон угла раскрытия в сравнении с чисто газовым потоком, конусообразные распределение скоростей в сечении и распределение пылевых частиц и состава газа. В этой зоне, очевидно, сгорает основная масса углерода, зола преобразуется в жидкие капли, частицы огнеупора нагреваются, частицы карбонатного материала диссоциируют, при этом продукты диссоциации также нагреваются. Третья зона факела является основной, поскольку здесь достигается важнейшая цель торкрет-процесса - нагрев огнеупорного материала.

Четвертой зоной торкрет-факела является пристеночная зона, которая образуется из-за удара струи с большим динамическим напором в препятствие - футеровку конвертера. Под действием динамического напора на стенку возникает область противодавления, в результате факел как бы растекается во все стороны от оси и распределяется вдоль поверхности стенки футеровки. Инерция твердых и оплавившихся частиц позволяет им отклониться от первоначального направления в меньшей степени, чем потоку газа. Данное явление расширяет участок футеровки, обрабатываемый огнеупорным материалом. Огнеупорный порошок, нагретый в третьей зоне, попадает вместе с каплями жидкой золы угольных частиц, прилипает и наслаивается на футеровку. Во вновь образующемся слое продолжаются процессы твердофазного взаимодействия между частицами, оставшимися от исходной торкрет-массы и футеровки.

Процессы в факеле протекают в условно-стационарном режиме. Стационарность обеспечивается постоянством расхода материалов торкрет-массы, а условность можно объяснить тем, что температуры наносимого слоя и отходящего от него потока, окружающего факел, непрерывно изменяются.

Зона физического расширения сжатой газовой струи

При течении кислорода в кольцевом цилиндрическом сопле с давлением Р0 в выходном

сечении сопла давление снижается до значения Рвых согласно известному выражению

Р - Р

1 вых _ 1 0

k + 1

k-1

(2)

где k - показатель адиабаты.

При истечении потока в рабочее пространство конвертера поток расширяется (до достижения нормального давления этого пространства (к = 1,4)). То же происходит и с вводимым через осевое цилиндрическое сопло потоком сжатого до Р0' газа-носителя взвеси. Между обоими потоками (кислородным и пылевоздушным) имеется пространство, по толщине равное толщине концентричного внутреннего сопла. Это пространство заполняется обоими потоками, что снижает расчетный радиус зоны расширения; далее оба потока сливаются. Это позволяет определить выходной диаметр потоков в момент, когда давление струй достигнет давления окружающей среды. Таким образом, этот диаметр струи является динамическим калибром факела. Длину первой зоны можно вычислить условно, поскольку известные формулы для такого расчета являются эмпирическими, а фундаментальные выражения для расчета соосного течения потоков, включая многофазный, отсутствуют. В связи с этим можно использовать выражение следующего вида [3]:

I

I _

- 7,1р

—-0,22

(3)

- Рср

где р -—; Рср и Рв

плотность среды и

Рвых

выходного потока.

Таким образом, на начальном участке факела из сопел выходят два потока: сжатый кислородный и пылеазотный. При этом оба потока соприкасаются между собой, причем кислородный в пограничном слое контактирует со средой в конвертере. Расчетная в соответствии с выражением (3) длина 11 для пары кислород - среда составляет 6,65 калибров, а для пары кислород - пылевоздушный поток - 42 калибра. Учитывая, что оба потока перемешиваются за счет турбулентности, можно оценить общую длину первой зоны

. ,42 • 0,028 + 6,65 • 0,056 .

к -1-'-^-'-| - 0,78 м, (4)

2

что составит 0,78/0,0408 = 16 калибров.

Зона теплового расширения пылегазовой струи

Учитывая время движения сжатой струи до момента снятия избыточного давления (т.е. на расстоянии 0,78 м), можно оценить средний диаметр струи на этом участке. Принимая допущение о цилиндрической форме струи, получаем, что расчетный диаметр общего сечения отверстий сопел оказывается близким с эквивалентным. Такой подход позволяет сделать вывод о форме начальной зоны струи, близкой к цилиндрической; ожидаемое естественное увеличение диаметра потока компенсируется незаполненным пространством между составными соплами.

В следующей зоне струи происходит интенсивный нагрев газа за счет теплового воздействия окружающей среды и воспламенения летучих угля. Вызванный этим рост объема газа приводит к последовательному увеличению радиуса струи, расчетная величина которого по этой причине составляет около 26°, т.е. практически совпадает с углом расширения затопленной изотермической струи. Поскольку в реальных условиях четкая граница между первой и второй зонами отсутствует, и процесс воспламенения летучих угля может начаться раньше второй зоны, то принимаем угол раскрытия второй зоны струи такой же, как у затопленной изотермической струи - 22°. Поскольку причина расширения струи тепловая, то инжекция из окружающей среды не развивается, и на этом участке струи газовый поток (так же, как и на первом участке) не разбавляется присоединенной массой.

Длина зоны теплового расширения пылегазовой струи составляет 3 - 6 калибров, практически совпадает с начальным участком дозвуковой турбулентной струи. Примем длину зоны /п = 4,2 калибра (определяется по уравнению зависимости осевой скорости потока от длины (х) перемещения струи):

0,96

К.

0,16х

(5)

+ 0,29

здесь Кось и Квых - осевая скорость и скорость потока на выходе из сопла.

Согласно работе [4] зависимость (5) имеет вид

К,

К.

- = •11 - ехр

Акв/ х Сл/2

(6)

и приближается к гиперболической зависимости при больших значениях х

^ I / Х

К,

с4г

(7)

здесь х - общая длина пути, включая начальный участок, на котором сохраняется звуковая скорость струи (т.е. длина пути в третьей зоне плюс начальный участок х0); С = 0,102(4Дэкв/ х0) -постоянная.

Уравнение (6) справедливо для участка свободной струи вплоть до зоны пристеночного торможения. На расстоянии х0 осевая скорость падает не более, чем на 5 %. Из уравнения (5) можно найти х0 = 4,1875 « 4,2Дэкв.

Основная зона факела

В этой зоне продолжается менее интенсивный нагрев потока практически по всей длине зоны. Поэтому внешний слой газового потока, движущегося с большой скоростью, по поверхности начинает эжектировать прилегающие объемы газовой среды и частично смешиваться с ними. При этом наблюдается эффект снижения скорости пограничного слоя потока, который последовательно распространяется к оси факела. Эпюры и характер распределения скоростей в приосевых объемах потока указывают на заметное снижение их при переходе к внешним границам. Экстраполяция такой закономерности на внешние объемы факела показывает условно-нулевую скорость. В реальных условиях процесса поверхностный слой потока не может быть стационарным, более того, со стороны окружающей среды наблюдается даже противоток.

Используя известные эмпирические выражения распределения скоростей, концентраций газа и твердых частиц по радиусу сечения факела, а также приняв допущение о различных углах раскрытия пылевоздушной части факела (14°) и чисто газовой оболочки (22°), получили следующее выражение:

V V

1

3/2

(8)

а в качестве независимого параметра процесса выбрали время перемещения газа вдоль оси факела. Для сопоставления с результатами других моделей расчета торкрет-факела на основную зону факела (конус) нанесли условные сечения через равные расстояния, кратные динамическому калибру факела. Вследствие не-

2

0,5

2

равномерного распределения скоростей выбор постоянного шага по времени приводит к различию в длинах пути, проходящих потоком на разных расстояниях от оси. Такой подход затрудняет анализ процессов в факеле по пространственной координате, но гарантирует непрерывное временное перемещение вдоль оси факела. Расходы кислорода и пыли перераспределяются в основной зоне факела по кривым, показанным на рис. 1, 2.

Частично динамический напор струи превращается в противодавление, которое имеет радиальное распределение, антибатное распределению напора струи в факеле у самой пристеночной зоны. Распределение напора подчиняется зависимости, полученной из выражения (8); для большей площади сечения факела радиус увеличивается Я ^ тЯ I где т = 1 + — %Dко

8 ко

Р

Р„

1 -

( \ г

V «Р У

3/2

(9)

Характер кривой противодавления представлен на рис. 2. При изменении направления потока в пристеночной зоне факела распределение скоростей сохраняется, но коническая форма потока меняется на тарелочную. При этом по мере удаления от оси при постоянстве расходов кислорода и порошка площадь поперечного сечения потока каждого дифференциального слоя уменьшается. Инжектирование струей основной зоны факела газовых объемов из окружающей среды увеличивает общий расход газового потока и может быть учтено только через угол раскрытия струи. На этом может основываться расчет профиля потока в пристеночной зоне. В таких условиях вы-

о

¡3

а

0,006

0,004

0,002

/ ^ / / / / / / ' / / 1 1 Д ч \ N. \ Ч \ ч \ ч \ ч х ч 1 1 ^

3 5 7 9

Номер диффузионного слоя

Рис. 1. Распределение расходов кислорода (-) и порошка углерода (---) по сечению потока в начале основной зоны факела

25 20

а.

— / \

/ / / / т / / / V * 1 1 Г N \ \ \ ч \ ч \ ч \ ч \ ч ч 1 1 -

5 7

Номер кольца

11

Рис. 2. Распределение объемных расходов

кислорода (-) и карбонатной пыли (---) при углах

раскрытия струи кислорода 22° и пылевоздушной части факела 14°

зываемая резким изменением направления тока газа его турбулизация способствует смешиванию угольных частиц с остатком кислорода и их дожиганию в пристеночной зоне. При этом поток газов торкрет-факела будет скользить вдоль кривой противодавления (рис. 3), а толщина слоев будет уменьшаться по мере роста радиуса сечения. В нижнем участке поток прижимается к условно-застойной зоне, совпадающей по форме с кривой противодавления для центрального слоя основной зоны факела. Над ним располагаются остальные со-осные условные слои, вплоть до последнего подвижного внешнего слоя факела. Общая толщина слоев изменяется с радиусом сечения факела так, чтобы нормальная потоку площадь поперечного сечения пропускала весь текущий объем газа.

В реальных условиях вследствии обмена количеством движения с окружающей средой следует ожидать, что пристеночное течение будет замедляться. Заторможенное течение начинается в непосредственной близости к поверхности (согласно данным работы [5] предельное расстояние по оси составляет всего 1,2 калибра струи).

Оценить порядок величины максимума на кривой (рис. 3) можно, исходя из факта потери 5 - 8 % скорости потока при изменении направления. Тогда, представив, что зона основного участка факела достигает футеровки, и определив осевую скорость по выражению (5), можно найти давление, которое соответствует 0,08 динамического напора осевой скорости потока в этом месте. Радиус пристеночной зоны на поверхности футеровки не превышает 1/8 длины окружности конвертера на горизонте действия факела. Далее можно рассчитать толщину потока (рис. 3) и, принимая расход газа за основу, найти толщину пристеночного

4

0

1

Рис. 3. Расчетная кривая противодавления факелу у стенок конвертера

потока от радиуса у поверхности футеровки. Для этого, задавшись радиусом, нужно найти касательную на кривой (рис. 2) по величине ее производной, а затем - уравнение нормали к этой касательной в расчетной точке. Длину нормали находим из баланса рабочего расхода и площади сечения усеченного конуса в расчетной точке. Выполнив такой расчет для нескольких точек, можно найти контур пристеночного потока.

Выводы. При реализации технологии совместного нанесения шлакового гарнисажа и торкретирования и известных распределениях расходов кислорода и углеродсодержащего материала по сечению потока в начале основной зоны факела, известных объемных расходах кислорода и частиц материала по сечению торкрет-факела можно оценить их отклонение в пристеночном потоке и рассеяние на поверхности футеровки в зависимости от массы частиц.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. К а л и м у л л и н Р.Ф., П р о т о п о п о в Е.В., Ч е р н я т е в и ч А.Г., Ж и б и н о в а И.А. Моделирование термогазодинамических особенностей торкретирования футеровки конвертеров карбонатными торкрет-

массами // Вестник СибГИУ. 2013. № 4. С. 4 - 8.

А й з а т у л о в Р.С., П р о т о п о п о в Е.В., С о к о л о в В.В. и др. Совершенствование технологии нанесения шлакового гарнисажа на футеровку конвертеров ОАО ЗСМК. - В кн.: Современные проблемы производства стали и управление качеством подготовки специалистов. Материалы научно-методической конференции, посвященной 90-летию со дня рождения ученого-металлурга Меджибожского М.Я. (11 - 13 сентября 2002 г.). - Мариуполь: изд. ПГТУ, 2002. С. 89 - 92. Теория металлургических процессов / В.Б. Охотский, О.Л. Костелов, В.К. Симонов и др. - Киев: ИЗМН, 1997. - 512 с. Ш е р ш н е в А.А., Б а д а х В.Ф., С м ы сл о в Ю.Н. // Огнеупоры. 1986. № 6. С. 46 - 49.

M a г t i n H. - In: Advances in heat Transfer. 1977. Vol. 13. P. 1 - 60.

© 2013 г. Р. Ф. Калимуллин, Е.В. Протопопов, А.Г. Чернятевич, И.А. Жибинова Поступила 19 сентября 2013 г.