CC BY
112
УДК 681.5.017
Рябчикова Е.С., Рябчиков М.Ю.
МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ МОДЕЛИ ПРОЦЕССОВ ТЕПЛООБМЕНА АГРЕГАТА ПЕЧЬ-КОВШ
Аннотация. Разработана комплексная модель теплообменных процессов в объеме стали с учетом ее перемешивания, в стенке и водоохлаждаемом своде ковша с учетом экранирования дуги шлаком, которая позволяет учитывать влияние режимов работы АПК на потери тепла, а также использовать формируемые рекомендации для оптимизации управления тепловым и электрическим режимами АПК
Ключевые слова: агрегат печь-ковш, модель, процесс теплообмена.
В настоящее время при управлении тепловым режимом агрегата печь-ковш (АПК) на большинстве предприятий черной металлургии используется директивный режим нагрева по постоянной скорости нагрева в зависимости от ступени напряжения печного трансформатора.
Однако использование директивного режима нагрева стали не позволяет учитывать возникающие при теплообмене потери тепла через стенку ковша, исходное тепловое состояние стали и ковша после подогрева, время, прошедшее после подогрева ковша, время выпуска металла в ковш, время транспортировки ковша сталевозом, а также возможность неравномерности распределения тепловых полей в зависимости от режимов перемешивания.
В данной работе предложено математическое обеспечение модели процессов теплообмена АПК, которая является одной из составных частей комплексной имитационной модели АПК, структура и назначение которой рассмотрены в работе [1].
Для расчета потерь тепла через стенку ковша можно воспользоваться исходными данными о структуре стенки, приведенными в работе [2]:
- рабочая футеровка - периклазоуглеродистый кирпич, толщина - 180 мм; для условий 50% износа огнеупоров рабочего слоя - 90 мм; коэффициент теплопроводности - 5,1 Вт/м*град;
- магнезитовый порошок для буферной зоны между рабочей футеровкой и арматурой, толщина слоя - 5 мм; коэффициент теплопроводности - 1,5 Вт/м*град;
- арматурный слой футеровки - огнеупорный бетон, толщина - 70 мм; коэффициент теплопроводности - 2,3 Вт/м*град;
- теплоизоляционный слой - NEFALIT, толщина - 10 мм; коэффициент теплопроводности -0,17 Вт/м*град;
- материал брони сталеразливочного ковша -сталь 20Г, толщина - 25 мм; коэффициент теплопроводности - 44,81 Вт/м*град;
- температура металла в ковше - 1590°С;
- температура окружающей среды в непосредственной близости от ковша - 30°С.
Послойное распределение температур при эксплуатации ковша с толщиной рабочего слоя футеров-
ки 180 мм приведено на рис. 1 [2].
пгд [ТЛЯ т
¡из
402
100 им 70 мм J 25 мм
Рис. 1. Послойное распределение температур при эксплуатации ковша с толщиной рабочего слоя футеровки 180 мм
Эквивалентное значение теплопроводности при представлении стенки ковша, состоящей из единого материала, составляет 7,2 Вт/м*град, что использовалось при моделировании теплообменных процессов.
Нагрев стенки ковша моделировали при граничных условиях 3-го рода. Для расчета температур внутри стенки толщиной R разбиваем её на п тонких слоев так, как показано на рис. 2, где AX = R / п. Пронумеруем слои 1, 2, ..., п .
tor
пни
l^ti i Ax
t2* Ax
41
ШГТ
1внеш
Рис. 2. Расчетная схема математической модели теплообмена в стенке ковша: /ст - температура стали; /внеш - температура внешней среды
Температуры в центре каждого внутреннего эле-
t
Раздел 3
мента разбиения обозначим ^7 з,-^п-у, а температуры поверхностей в граничных элементах обозначим
и *п •
Внутренние тепловые потоки определяются только теплопроводностью между слоями. В течение единичного промежутка времени на единицу площади границы у -й элемент получает тепло от элементов j -1 и у +1 в количестве
4 )
+1 -
1внутр у Дх ^ Дх где ) = /(7, у) - коэффициент теплопроводности слоя футеровки толщиной у при температуре 7, Вт/(мК).
Полученное тепло расходуется на изменение
температуры у -го слоя (у = 2, 3, интервал времени Д т :
п-1) на Д1за
Дт
д, =-
1 р(1у )€((1 )Дх
■ у >
4 +4
^ / л.. ^у * >
Дх
Дх
где р(х ■) - массовая плотность стенки ковша; ) -
теплоемкость стенки ковша.
Температуру слоев 1 и п будем рассчитывать при граничных условиях третьего рода, т.е. когда известна температура жидкой стали 7 и известны условия
теплообмена на границах.
Тепловой поток между жидкой сталью и внутренней стенкой ковша определяется теплопроводностью и конвекцией, а внешний тепловой поток определяется излучением:
(ср + 273)4 -(/_ + 273)4
Ч<н
Чс
108
= х ' (ср-пов )
где а - приведенный коэффициент излучения в системе газ-кладка; X - коэффициент теплоотдачи конвекцией и теплопроводностью.
Основная сложность адаптации разработанной модели заключается в определении вида зависимости коэффициента теплообмена ( между стенкой ковша и сталью от параметров, характеризующих перемешивание стали.
Подобную адаптацию возможно выполнить только при совместном использовании моделей: теп-лообменных процессов в объеме стали с учетом ее перемешивания, в стенке и водоохлаждаемом своде ковша с учетом экранирования дуги шлаком.
Контролируемыми параметрами, которые позволяют выполнить адаптацию, могут являться данные о распределении температур, полученные с использованием тепловизора.
Термографические камеры, или тепловизоры, обнаруживают излучение в инфракрасном диапазоне
электромагнитного спектра (примерно 900-14000 нанометров) и на основе этого излучения создают изображения, позволяющие определить перегретые или переохлаждённые места [2].
Кроме данных тепловизора, к контролируемым параметрам, позволяющим учесть особенности теплообмена под крышкой свода, относится температура охлаждающей воды, динамика изменения которой позволяет настраивать коэффициенты, характеризующие распределение тепловой энергии электрических дуг, частично закрытых шлаком, в условиях различной интенсивности перемешивания.
Было проведено комплексное моделирование теплообменных процессов АПК с использованием указанных ранее моделей.
При моделировании теплообменных процессов в объеме стали в ковше использовалась сетка, состоящая из кубов одинакового размера. Однако при расчетах параметры граничных кубов пересчитываются с учетом их неполного объема и площади контакта со средами, что не учтено в системе визуализации, где распределение температуры в горизонтальном сечении показано с помощью набора одинаковых по размеру конечных объемов.
На рис. 3 показаны рассчитанные зависимости распределения температур по толщине стенки ковша и свода (толщина разбита на 10 сегментов).
Рис. 3. Распределение температур в кладке водоохлаждаемого свода (а) и в кладке стенки АПК (б): 1 - в начале доводки стали; 2 - в текущий момент времени; 3 - по окончании процесса доводки стали
На рис. 4 показан пример изменения поля температур металла и шлака в случае нагрева расплава без
б
30
Теория и технология металлургического производства
перемешивания. В этом случае происходит охлаждение металла в нижней части и существенно возрастает тепловая нагрузка на свод, температура внутренней поверхности которого в примере превышает 1800оС, что отрицательно сказывается на состоянии огнеупорной защиты.
Таким образом, разработанное программное обеспечение позволяет учитывать влияние режимов работы АПК на потери тепла, а также использовать формируемые моделью рекомендации для оптимизации управления тепловым и электрическим режимами агрегата печь-ковш [3,4].
Литература
1. Рябчикова Е.С., Рябчиков М.Ю., Парсункин Б.Н. Математическое обеспечение имитационной модели процесса управления технологическим режимом агрегата печь-ковш // Автоматизированные технологии и производства. 2013. №5. C. 54-65.
2. Семеняк М.Ю., Порохнявый В.Г. Применение теплови-зионного оборудования для повышения эффективности работы основной футеровки сталеплавильного агрегата. Режим доступа: http://techcom-gmbh.de/innovaeditor/assets/admin/3Teplovision%20rasch et.pdf. - Загл. с экрана.
3. Оптимизация управления температурным и энергетическими режимами в технологические периоды электродуговой плавки / Парсункин Б.Н., Андреев С.М., Усачев М.В., Наливкин А.К., Михальченко Е.С. // Вестник Магнитогорского государственного технического университета им. Г.И. Носова. 2007. № 4. С. 30-34.
4. Оптимизация управления процессом потребления электрической энергии для достижения максимальной производительности АКП / Ахметов У.Б., Ахметов Т.У.,
а б Парсункин Б.Н., Рябчикова Е.С. // Автоматизирован-
Рис. 4. Изменение температуры при нагреве ные технологии и производства. 2012. №4. C. 167-179.
без перемешивания: а - поле температур металла; б - поле температур шлака
Сведения об авторах
Рябчикова Елена Сергеевна - ст. преподаватель института энергетики и автоматизированных систем ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова». E-mail: mika.Elena@mail.ru
Рябчиков Михаил Юрьевич - канд. техн. наук, доц. института энергетики и автоматизированных систем ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова». E-mail: mr_mgn@mail.ru.
♦ ♦ ♦
УДК 669.18.046.552.3-982
Селиванов В.Н., Буданов Б.А., Аланкин Д.В.
КИНЕТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ УДАЛЕНИЯ ВОДОРОДА ПРИ ЦИРКУЛЯЦИОННОМ ВАКУУМИРОВАНИИ СТАЛИ
Аннотация. Проведен анализ скорости удаления водорода при циркуляционном вакуумировании стали. Предложена кинетическая модель процесса, включающая три стадии: диффузию атомарного водорода к поверхности дегазации, образование молекул газа, адсорбированных на этой поверхности, и десорбцию молекул водорода с поверхности металла в газовую фазу (вакуум или пузырьки аргона). Предложено математическое описание скорости удаления водорода из металла, основанное на трехстадийной модели. Показано, что при вакуумной обработке скорость выделения водорода из металла меняется с изменением текущего содержания его в металле.
Ключевые слова: вакуумирование стали, удаление водорода, кинетическая модель, диффузия атомарного водорода, образование молекул, их десорбция.
В настоящее время одним из наиболее востребованных видов металлопродукции является листовой прокат для производства газо- и нефтепроводных труб в северном исполнении. К такому металлу предъявляются повышенные требования по ограниче-
нию содержания ряда химических элементов, к числу которых относится водород. Поэтому в процессе выплавки металл такого сортамента всегда проходит вакуумную обработку.
Важным средством совершенствования техноло-
