Моделирование термогазодинамических закономерностей торкретирования футеровки конвертеров карбонатными торкрет-массами Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

МЕТАЛЛУРГИЯ И МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

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

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕРМОГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ ЗАКОНОМЕРНОСТЕЙ ТОРКРЕТИРОВАНИЯ ФУТЕРОВКИ КОНВЕРТЕРОВ КАРБОНАТНЫМИ ТОРКРЕТ-

МАССАМИ

Одним из возможных ресурсо- и энергосберегающих вариантов горячих ремонтов футеровки конвертеров может быть комплексная технология, предусматривающая одновременную раздувку конечного шлака азотными газовыми струями и факельное торкретирование с использованием недефицитных торкрет-масс на основе необожженных огнеупорных материалов [1 - 3]. Схема такой технологии приведена на рис. 1. Ремонт футеровки конвертера в этом случае осуществляется с использованием специальной вертикальной газоохлаждаемой торкрет-гарнисажной фурмы (рис. 2), обеспечивающей совмещение операций раздувки шлака и факельное торкретирование [4].

Одновременно в процессе нанесения шлакового гарнисажа путем раздувки конечного шлака азотными струями на поверхность футеровки воздействуют торкрет-факелы, в соста-

Рис. 1. Схема совместного нанесения шлакового гарни-сажа и торкрет-покрытия на футеровку конвертера:

1 - торкрет-гарнисажная фурма; 2 - конвертер; 3 - торкрет-факел; 4 - нейтральная газовая струя; 5 - ванна шлака

ве торкрет-массы которых используются такие недефицитные материалы, как утилизированная пыль известково-обжигательного производства, угольная пыль установок сухого тушения кокса, сырые доломит или магнезит в порошкообразном виде. Основной задачей процесса раздувки конечного шлака (т = 3 ч 5 мин) является дополнительное нанесение на стены конвертера шла-кообразующих составляющих (СаО, MgO), которые в течение последующей плавки и продувки конвертерной ванны будут принимать участие в процессе шлакообразования.

При таком варианте «горячего» ремонта футеровки конвертера обеспечивается формирование шлакового гарнисажа с повышенным содержанием оксидов магния и кальция (MgO и СаО) и необходимыми прочностными и огнеупорными свойствами покрытия непосредственно на футеровке. «Подложкой» выступает конечный шлак, который намораживается при разбрызгивании на стены конвертера, а в него внедряются (впрессовываются) высокоогнеупорные составляющие (MgO, СаО) торкрет-массы, принимающие участие в процессе формирования шлака в последующей плавке.

Для разработки технологии важным представляется информация об особенностях диссоциации карбонатов (известняка, сырого доломита, магнезита и т.д.), входящих в состав торкрет-массы. Таким образом, физическая постановка задачи будет иметь следующий вид.

На пути торкрет-факела к поверхности футеровки происходит диссоциация карбонатных частиц, включающая три последовательных этапа: подвод тепла к зоне реакции, химическую реакцию, отвод выделившегося в зоне реакции углекислого газа. Закономерности, описывающие химическое звено процесса диссоциации, могут проявляться только в ограниченной области условий, обеспечивающих принадлежность процесса к кинетической области (относи-

таких парных сопел на четырех горизонтах в цилиндрической части внутреннего пространства кислородного конвертера расположено 16. Внутренний диаметр сопла для вдувания торкрет-массы составляет 28 мм, а ширина кольцевой щели подачи кислорода - 4 мм. Общий расход торкрет-массы колеблется в пределах 0,8 - 1,0 т/мин при интенсивности подачи азота 60 - 80 м3/мин и кислорода 160 -250 м3/мин. Значения давления кислорода (8 МПа) и азота (4 МПа) у входа в соответствующие короткие сопла превышают критическое давление для цилиндрических сопел, и поэтому струи из сопел истекают со звуковыми скоростями в сжатом виде. После выходного сечения сопла происходит расширение струи, вызванное избыточным давлением и нагревом струи. После выравнивания давления струи и давления окружающей среды направленная струя вызывает инжекцию прилегающих объемов газовой атмосферы конвертера, что приводит к образованию конической формы потока по известным законам организации турбулентного факела [5, 6].

Формируемая сжатым азотом газопорошковая струя имеет большую плотность в сравнении с кислородной струей и «раскрывается» в меньшей степени (по разным данным угол ее раскрытия составляет 5 - 15°, тогда как раскрытие чисто газовой струи достигает 20 -25°). Поэтому в установившемся режиме работы факела в его сечении можно ожидать неравномерного распределения частиц пыли и компонентов газа. Зажигание угольных частиц происходит, очевидно, с внешней стороны факела и распространяется по ходу его движения внутрь. Запыленная струя имеет большую долю негорючего вещества, и это дополнительно задерживает момент загорания угольных частиц в центральном потоке.

Последовательная замена обожженных огнеупорных частиц на необожженные карбонатные материалы потребует затраты части теплоты горения угля на процесс диссоциации. Если доля угля в составе факела останется неизменной, то температура частиц, долетающих до стенки конвертера, естественно, понизится.

Полный расчет системы с учетом всех отмеченных особенностей затруднен из-за отсутствия ряда теплофизических данных, поэтому имеется два пути решения задачи. В первом случае можно оценить влияние последовательной замены части огнеупорной доли пы-левоздушной струи карбонатными материалами, при этом придется воспользоваться расчетным температурным полем факела, полу-

Рис. 2. Схема конструкции головки газоохлаждаемой торкрет-гарнисажной фурмы для конвертера емкостью 350 т: 1 - сопло Лаваля; 2 - тарелка; 3 - торцевой наконечник;

4 - заглушка; 5 - боковое цилиндрическое сопло; 6 - внутренняя труба подачи торкрет-массы; 7 - наружная труба; 8 - фиксатор; 9 - патрубок сальникового компенсатора; 10 - гайка компенсатора

тельно низкие температуры, интенсивный подвод тепла и т.д.). В реальных условиях на скорость процесса могут накладывать ограничения процессы переноса тепла и массы.

В связи с недостаточным количеством сведений о параметрах рационального процесса торкретирования при использовании необожженных материалов необходима, прежде всего, информация о кинетических закономерностях диссоциации карбонатов за время нахождения в газовом потоке, условиях окисления и налипания раздуваемой угольно-карбонатной огнеупорной смеси на поверхности футеровки агрегата.

Возможность проведения обжига карбонатных материалов непосредственно в процессе факельного торкретирования оценивали с использованием разработанной математической модели процесса.

В основе разработанной модели лежат следующие принципы и предположения. Угольно-карбонатная пыль подается сжатым азотом в полость конвертера (1500 °С) в кольцевой оболочке струи кислорода через цилиндрические сопла. В специальной торкрет-гарнисажной фурме разработанной конструкции (рис. 2) для реализации рассматриваемой комплексной технологии в конвертерах ОАО «ЕВРАЗ объединенный Западно-Сибирский металлургический комбинат» емкостью 350 т

ченным в работе [7] для условий работы фурмы, близких к описанным выше.

Во втором случае необходимо определить тепловой баланс системы в каждом локальном участке факела с учетом горения частиц топлива, диссоциации частиц карбонатных материалов, нагрева огнеупорных частиц и газового объема. На основании такого баланса можно оценить температурное поле факела [8].

В расчете конус основной части факела разбивается на дробные слои равной толщины и присваивается им расчетная температура, полученная в работе [4]. Далее составляется балансовая схема (по теплу) для каждого слоя факела и с учетом расхода части теплоты слоя на эндотермическую реакцию диссоциации рассчитывается новое значение температуры слоя.

Кинетику диссоциации карбоната (Са, Мg)COз фракции 40 - 60 мкм можно рассматривать в виде объемной модели, поскольку радиус частички карбонатного материала сопоставим с толщиной зоны размытия фронта реакции. Для частиц заданного размера можно использовать тепловую схему термически тонкого тела, температура которого определяется из соотношения скорости подвода теплоты и расходования теплоты на химическую реакцию и нагрев продуктов.

Временем формирования газообразной молекулы СО2 и выхода ее на поверхность частицы пренебрегаем. После начала химического кипения карбонатного материала частица окружена газовым слоем СО2, градиент давления которого обеспечивает отток газа от этой частицы в окружающую среду. Поток газа в свободном пространстве зависит от коэффициента

вязкости (V СО ), площади поперечного сечения потока и градиента давления (можно заменить градиентом концентраций, используя соотношение Р = сRT). Тогда скорость У8 газового потока от частицы можно определить из уравнения

пературного градиента. Так, температура химического кипения даже самого термодинамически прочного карбонатного материала (карбоната кальция) составляет 1183 К, тогда как температура внутри факела может достигать 2000 - 2700 К [7]. Твердый раствор карбоната магния в карбонате кальция (доломитизиро-ванный известняк) имеет на первой ступени разложения (карбоната магния из раствора) температуру 1000 - 1020 К, т.е. более низкую, чем у СаСО3. Таким образом, из-за очень высокого температурного градиента можно принять, что фронты диссоциации и первой, и второй ступеней совпадут, и в зоне активного реагирования расчетное значение равновесного давления станет повышенным. В этом случае отвод углекислого газа от фронта превращения можно представить как вязкостно-диффузионный. Поскольку оба потока имеют общую движущую силу (градиент концентраций) и протекают параллельно, то эффективный вязкостно-диффузионный коэффициент можно представить в виде

Deff,s = (О, + DD)г/q ,

(2)

где Dv =-

С Р

0* 0

ур

- коэффициент проницаемости

22 потока, м /с; с0 - проницаемость вещества, м ;

р - плотность газа при давлении Р0, кг/м3; V -кинематическая вязкость газа, м2/с; DD - коэффициент диффузии (Фика), м2/с; в - пористость вещества; q - коэффициент неориентированности пор.

Таким образом, при равенстве скорости химической реакции диссоциации и скорости оттока углекислого газа (СО2) через слой извести и приведенную пленку, получаем следующую зависимость [9]:

дт

3(С/ - С[)

V = V со 4ш2(си - сг);

(1)

Гк,0Рк

К

^ Гк,0(Гк,0 Гк,1 )

Deff

(3)

здесь сп, С - концентрация СО2 у внешней поверхности частицы радиуса г и в газовом потоке.

Сопротивлением проницаемости образца и наличием градиента давления вдоль радиуса частички в расчете пренебрегали.

Фронтальная модель диссоциации сферической частицы карбонатного материала Одной из важных особенностей механизма процесса диссоциации является очень высокая скорость подвода теплоты из-за высокого тем-

3 3

Г — г

к,0 к,*

к,0

степень диссоциации кар-

бонатного материала; С*, С* - равновесная

концентрация реакции диссоциации и концентрация вокруг *-й частицы карбонатного материала; ^ - константа массоотдачи, м/с; гк 0 и гк,г- - исходный и текущий радиус частицы; к%* - константа скорости химической реакции, м/с.

2

1

к

¿•,к

где юк =

3

Разделив переменные и проинтегрировав с учетом начальных условий (т = 0, ю = 0), при использовании выражения F =1 — (1 — ю)1/3 получим следующую зависимость:

т =

Гк,0Рк

с *—с

ю„

3К

3F2 — 2F3

6D

"Гк,0 +

. (4)

Объемная модель диссоциации сферической частицы карбонатного материала

Как видно из анализа публикаций, связанных с кинетикой диссоциации карбонатных материалов, обычно принимается фронтальный характер процесса. Для образцов карбонатного материала, характерная фракция которых превышает 0,003 м, выбор такой модели подтверждается как прямыми наблюдениями фронта реагирования, так и хорошим согласованием кинетических экспериментов с результатами вычислительных экспериментов на фронтальных моделях. В то же время анализ кинетических и теплофизических возможностей процесса показывает, что реальный процесс должен развиваться с размытием зоны активного реагирования. Несмотря на то, что толщина этой зоны невелика и может не учитываться в крупных образцах, для мелких частиц карбонатного материала она может сравниться или даже превысить диаметр частицы. В этом случае может использоваться объемная модель процесса.

Баланс между расходуемой массой карбонатного материала и массой газа СО2, выделяемого из этого материала за счет протекания химической реакции диссоциации, имеет вид

4Пг>С02 ^ = 4^0 (1 — Юк)К (с* — сг). (5)

После соответствующих преобразований получим

юк = 1 — е

—к, (с* —сг )т/рк

или

юк = 1 - (1 - та) е

—к, (с* —сг )Дт/рк ;

(6)

(7)

здесь к, — константа объемной скорости реакции, 1/с; та — степень диссоциации карбонатного материала на предшествующем интервале времени Дт.

Во время нахождения в раскаленном газовом потоке частица карбонатного материала

нагревается по радиационно-конвективному механизму. Обычно теплообмен на поверхности частицы задается уравнением

ВТ

ак(Тй — Т) + Р(Г/ — Т4) = — X—,

дЯ

(8)

при этом в случае термически тонкого тела температура всего тела постоянна. Тогда тело воспринимает такое количество теплоты, которое компенсируется эндотермической реакцией диссоциации. В этом случае уравнение (8) можно заменить на следующее:

4лЯ2[ак(Тя — Т) + Р(Тя4 — Т4)] =

4 г>3 ктт дю = - пЯ0ДНт р—.

(9)

3

дт

После преобразований с вводом приведенного коэффициента теплообмена (апр) получим уравнение

ДНТ ркЯ0 к (С* — сг)(1 — ю) , ч

Т = ТЯ--/Кк ^ ^-^-, (10)

3а

пр

Р

со2

по которому можно вычислить температуру Т образца карбонатного материала для заданной степени диссоциации. Для этой же степени диссоциации по выражению (6) можно определить время, необходимое для ее достижения. Результаты расчетов для температуры 1800 К приведены на рис. 3.

Представленные данные и результаты расчетов позволили сделать вывод, что быстрый прогрев частицы весьма эффективно влияет на кинетику диссоциации. За реальное время нахождения частицы в потоке она успевает нагреться до средней температуры факела. Таким образом, частичная замена огнеупорной пыли карбонатным материалом в торкрет-массе абсолютно допустима и обеспечивает возможность реализации такого варианта технологии торкретирования и ремонта футеровки.

Выводы. Для условий технологии ремонта футеровки конвертеров путем совместной раз-дувки конечного шлака с факельным торкретированием недефицитными торкрет-массами разработана модель диссоциации карбонатной пыли в торкрет-факеле. Результаты расчетов свидетельствуют о возможности существенной замены части обожженной огнеупорной составляющей торкрет-массы пылью доломити-зированного известняка, сырого доломита и магнезита. Частицы огнеупора, карбонатного материала или продукта его диссоциации

Рис. 3. Кинетика (скорость W уменьшения размера частиц) диссоциации частицы карбонатного материала размером 0,0025 м (а) и изменение ее температуры по ходу процесса (б)

остаются твердыми вплоть до контакта с поверхностью футеровки. Капли золы выполняют роль связующего материала, удерживающего огнеупорные частицы на стенке конвертера. Примеси в самом огнеупорном материале снижают температуру их плавления и способствуют эффекту прилипания к футеровке.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. 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.

2. П р о т о п о п о в Е.В., Ч е р н я т е в и ч А.Г., С о к о л о в В.В. и др. Процессы теплообмена в условиях нанесения шлакового гарнисажа и факельного торкретирования футеровки конвертеров. Математическая модель // Изв. вуз. Черная металлургия. 2004. № 10. С. 8 - 13.

3. П р о т о п о п о в Е.В., Ч е р н я т е в и ч А.Г., С о к о л о в В.В. и др. Исследование процесса нанесения шлакового гарнисажа

на футеровку конвертера с использованием фурм, приспособленных для раздувки шлака и факельного торкретирования. - В кн.: Труды VIII конгресса сталеплавильщиков, 18 - 22 октября 2004. - Нижний Тагил, 2004. С. 133 - 139.

4. Ч е р н я т е в и ч А.Г., П р о т о п о п о в Е.В., Ш е р е м е т В.А. и др. Разработка конструкций фурменных устройств для горячего ремонта футеровки конвертеров // Теория и практика металлургии. 2010. № 1 - 2 (74 - 75). С. 68 - 73.

5. А б р а м о в и ч Г.Н. Прикладная газовая динамика. - М.: Наука. - 1969. - 824 с.

6. Б р ю х а н о в О.Н., М а с т р ю к о в Е.С. Аэродинамика, горение и теплообмен при сжигании топлива. Справочное пособие. -СПб.: Недра, 1994. - 317 с.

7. 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.

8. К р е й т Ф., Б л э к У. Основы теплопередачи. - М.: Мир, 1983. - 512 с.

9. Теория металлургических процессов / В.Б. Охотский, О.Л. Костелов, В.К. Симонов и др. - Киев: ИЗМН, 1997. - 512 с.

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