CC BY
21I. ХИМИЯ И ХИМИЧЕСКАЯ ТЕХНОЛОГИЯ Химия и технология неорганических веществ
УДК 666.76:669.213.632
С.А. Суворов1, В.В. Козлов2
Введение
Нанесение шлакового гарнисажного слоя на рабочую поверхность футеровки кислородного конвертера, методом раздува через фурму струями азота, предварительно модифицированного магнезиальными материалами конечного конвертерного шлака, является эффективным методом увеличения ресурса огнеупорной футеровки [1].
Образование гарнисажного слоя на поверхности огнеупорной футеровки конвертера происходит за счет затвердевания шлаковой суспензии, образующейся при модификации магнезиальными материалами конечного конвертерного шлака, оставленного после выпуска плавки, во время ее раздува струями азота высокого давления. За счет теплоотвода через футеровку конвертера - от внутреннего рабочего слоя, контактирующего с шлаковой суспензией, к внешнему, происходит охлаждение шлаковой суспензии и повышение в ней объемной доли твердых фаз. Затвердевание (потеря подвижности) шлака и образование гарнисажа происходит, когда объемная доля кристаллизующихся в нем твердых фаз переходит через рубеж, необходимый для их перколяции (50^55 об %, с учетом статистически равномерного распределения центров начальной кристаллизации в расплаве и образования твердых частиц изометрической формы), образуя твердый каркас в объеме шлакового расплава.
Теплофизические принципы образования гарнисажа
Намораживание гарнисажа происходит в результате теплопотока через футеровку от, стекающей по ее поверхности, шлаковой суспензии. Количество теплоты (Вт), которое выделяется при кристаллизации расплава, определяется по формуле (1) [2]:
МОДЕЛЬНОЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЕ И ПАРАМЕТРИЗАЦИЯ ПРОЦЕССА ОБРАЗОВАНИЯ ГАРНИСАЖНОГО СЛОЯ НА ПОВЕРХНОСТИ ОГНЕУПОРНОЙ ФУТЕРОВКИ КИСЛОРОДНОГО КОНВЕРТЕРА
Санкт-Петербургский государственный технологический институт (технический университет) 190013, Санкт-Петербург, Московский пр. 26.
Разработано программное научно-техническое решение для прогнозирования динамики образования гарнисажного слоя на поверхности огнеупорной футеровки конвертера. Создана экспериментальная информационная база температурных интервалов плавления конвертерных шлаков, предназначенная для программного моделирования процесса образования гарнисажного слоя. Сформированы рекомендуемые диапазоны модифицированного химического состава конечного конвертерного шлака, для нанесения гарнисажного слоя.
Ключевые слова: кислородный конвертер, гарнисажный слой, моделирование
О = 0 0 (1)
^ш ш ш
где Сш - скорость кристаллизации шлакового расплава (кг/с), 6ш - теплота плавления (кристаллизации) шлакового расплава (Дж/кг).
Тепловой поток (Вт) от кристаллизующегося шлакового слоя определяется как:
О = Ь 0 (2)
^ш г гш ш
Ьг - линейная скорость роста гарнисажного слоя, Б -площадь поверхности, рш - плотность шлака
Для площади поверхности равной 1 м2 - удельный тепловой поток (Вт/м2) рассчитывается по формуле (3):
О = Ь р 0 (3)
^ш г> ш ш
При этом, с ростом толщины гарнисажного слоя, увеличивается его собственное тепловое сопротивление, затрудняя тепловой поток от кристаллизующегося шлакового расплава к внешним слоям футеровки.
Удельный тепловой поток через гарнисажный слой к рабочему слою футеровки определяется по формуле (4):
X
О =—(т
^ ш 7 кр
т
(4)
где Лг - теплопроводность гарнисажного слоя (Вт/(м-К)), 1г - толщина гарнисажного слоя (м), Ткр - температура кристаллизации шлакового расплава (К), Тр - температура поверхности рабочего слоя.
Удельный тепловой поток через слой футеровки определяется по формуле (5):
О =—(т
^р / у р
р
т
(5)
1 Суворов Станислав Алексеевич, д-р техн. наук, профессор, зав. каф. химической технологии высокотемпературных материалов, е-шэИ: spbgti-suvorov@yandex.ru
2 Козлов Владимир Вадимович, канд. техн. наук, старший преподаватель, каф. химической технологии высокотемпературных материалов, е-^^к chemic@yandex.ru
Дата поступления - 31 мая 2010 года
Толщина образующегося на поверхности огнеупорной футеровки гарнисажного слоя зависит от времени, отведенного на операцию его нанесения, температурного интервала плавления модифицированного конечного конвертерного шлака, эффективной теплоты его затвердевания (определяемой его фазовым и химическим составом, исходной долей твердых фаз, при нанесении на поверхность футеровки), от температурного поля, теплофизических свойств и теплового сопротивления огнеупорной футеровки.
Экспериментальное определение температуры перколяции жидкой фазы
Для экспериментального исследования влияния химического состава конечного конвертерного шлака на температурный интервал его плавления, на кафедре химической технологии высокотемпературных материалов СПбГТИ(ТУ) разработан метод определения температуры плавления и температуры перколяции жидкой фазы с помощью фиксации скачкообразного изменения электрического сопротивления материала образца [3].
В теории перколяции цепочки геометрически связанных объектов (молекул, частиц, зерен и т.д.) называются кластерами (от англ. cluster - гроздь), а кластер, соединяющий противоположные границы системы - перколяционным кластером [4, 5]. Порог перколяции - критическая концентрация фазы, при которой образуется ее перколяционный кластер [4]. Перколя-ция жидкой фазы (расплава) в системе твердая фаза -жидкость это образование во всем объеме системы перколяционного (сплошного) жидкого кластера. При нагревании твердого материала до температуры появления расплава в нем образуется жидкая фаза, при дальнейшем нагреве ее концентрация растет, и температура, при которой наступает порог перколяции жидкой фазы (образуется перколяционный кластер расплава) называется температурой перколяции жидкой фазы в данном материале.
Количество жидкой фазы, образующейся при контактном плавлении зернистого материала, необходимое для ее перколяции в этом материале теоретически может быть рассчитано, исходя из модельных представлений [6].
Уж
= 1,723
1 —cos а) (2+ cos а)
(6)
Vm ^ sin a )
Если частицы находятся в плотнейшей кубической упаковке, число контактов равно 6, формула для расчета отношения объемов жидкой и твердой фаз, при условии перколяции жидкой фазы, представлена ниже:
\2/
Уж
:2,907-
1 — cos а ) (2 + cos а)
\3
(7)
Vm (, sin a)
Таким образом, общая формула для расчета перко-
ляции расплава при контактном плавлении:
Уж
1 —cos а )2 (2+ cos а)
--K-
(8)
Vm (, sin a )
где K - коэффициент, зависящий от вида упаковки частиц в материале (в случае гексагональной плотнейшей упаковки K=1,723; кубической 2,907). Чем плотнее упаковка тем больше число контактов между частицами и тем меньшее количество жидкой фазы требуется для ее перколяции. Таким образом, количество жидкой фазы, необходимое для ее перколяции в зернистой системе зависит от вида упаковки зерен и угла смачивания их жидкой фазой. На рисунке 1 приведены результаты расчета минимального объемного содержания расплава, перколированного в системе, в зависимости от его угла смачивания, в случае гексагональной и кубической плотнейших упаковок.
Рисунок 1. Объемное содержание расплава, необходимое для его перколяции в материале
Температура перколяции расплава в многокомпонентной системе не может быть выведена только из диаграммы плавкости этой системы. Температура перколяции расплава в материале не может быть определена на основании измеренных тепловых эффектов, соответствующих образованию расплава и его кристаллизации. Температура, при которой наступает образование перколированой жидкой фазы, может быть определена по скачкообразному изменению электрической проводимости образца, при образовании в его объеме сквозной электропроводящей фазы. Эффект скачкообразного изменения электрической проводимости образца при температуре перколяции жидкой фазы доказывается экспериментально. На рисунке 2 приведена температурная зависимость десятичного логарифма сопротивления образца 1 состава: МдО'А^Оз - 50 мас %; СаО- АЪОз^^ - 50 мас %.
Рисунок 2. Десятичный логарифм сопротивления образца МдО •Л12йз - 50 мас % ; СаО •А12О3 ^ЗО? - 50 мас %
При температуре 1524±100С происходит отрицательный скачек электрического сопротивления образца 1, значение 1_д(7) снижается с 3,86 при 15140С до 1,48 при 15240С, то есть в интервале 100С электрическое сопротивление снижается на 2 порядка. Этот эффект соответствует перколяции образовавшегося расплава. На рисунке 3 представлен снимок микроструктуры образца МдО'А! 2О3 - 50 мас %; СаО'А12Оз"2БЮ2 - 50 мас % после разогрева и быстрого охлаждения (закалки) для фиксации расплава в виде стек-лофазы. Для получения контрастности на снимке между стеклофазой и первичными кристаллами твердой фазы, шлиф образца обработан плавиковой кислотой. На снимке микроструктуры образца 1 видна кристаллическая фаза на фоне более темной протравленной стеклофазы. Перколированная стеклофаза разделяет кристаллы твердой фазы между собой (рисунок 3)
Рисунок 3. Микроструктура перколированного образца MgO-AhOj - 50 мас % ; CaO • Al2Ü3-2SiÜ2 - 50 мас % (состав 1 рис. 11)
Температура перколяции расплава и температура появления расплава в многокомпонентных материалах
Практически любой многокомпонентный материал плавится в интервале температур, при этом температура появления расплава может, как совпадать, так и не совпадать с температурой перколяции жидкой фазы. Значение температуры перколяции расплава, определяемое методом фиксации скачкообразного изменения электрического сопротивления образца, для каждого материала может находится в интервале - от точки солидуса (включительно) до точки ликвидуса, то есть полного расплавления материала, и определяется его химическим составом, структурой и параметром смачивания его собственным расплавом.
Условием перколяции жидкой фазы в объеме зернистого материала, при его постепенном расплавлении, является выполнение соотношения (8).
Чистое вещество будет плавиться при фиксированной температуре, но при введении примесного компонента появляется температурный интервал плавления, лежащий, как правило, ниже температуры плавления чистого вещества. Рассмотрим простой случай, когда основной компонент А и примесь - В образуют простую эвтектическую диаграмму состояния (рисунок 4).
Рисунок 4. Простая эвтектическая диаграмма состояния А - В.
При наличии примеси В, жидкая фаза в системе А - В появляется при температуре эвтектики (Тэвт), при этом количество расплава для некоторого состава 1, при любой температуре, определяется химическим составом и может быть рассчитано по правилу рычага, как соотношение отрезков Ь/а. Где Ь является объемной долей примесного компонента В, а - является разницей между Вэвт (эвтектической концентрацией примесного компонента) и Ь. Таким образом, соотношение жидкой и твердой фаз в точке 1 определяется как: Уж Ь (9)
Vm B
ЭВТ
b
Условием перколяции жидкой фазы в системе A — B, при Тэвт, является:
b
B
b
> к (1 — cos а) (2 + cos а) (10)
'эвт " (sin а)
Критическая концентрация примесного компонента b*, при которой температура перколяции жидкой фазы совпадает с температурой ее появления, зависит от структуры материала и угла смачивания его расплавом эвтектического состава. Температура перколяции расплава в интервале от 0% примеси до b* также определяется с использованием правила рычага. Общий вид кривой температуры порога перколяции расплава приведен на рисунке 5.
Из выражения (9) следует, что значение величины Ь* рассчитывается как произведение объемной доли жидкой фазы, необходимой для ее перколяции и Вэвт (эвтектической концентрации примеси).
Ь* = УжВэвт (11)
Обычно оксидные шлаковые системы хорошо смачиваются собственными расплавами (а<10о), при этом объемный порог перколяции расплава составляет 18 об. %, ширина области составов, примыкающая к чистому компоненту, где температура перколяции превосходит линию солидуса, не превышает (11), в большей части шлаковой системы температуры перко-ляции и появления жидкой фазы совпадают.
/ J
/
ь*
CaO'AIA'ZSiO?
мае. доля MgOAl .0;|
MgOAI,t>3
Рисунок 6. Расчетная диаграмма состояния анортит - алюмомагниевая шпинель
На рисунке 6 приведена расчетная диаграмма состояния анортит-алюмомагниевая шпинель, точками обозначены значения температуры перколяции жидкой фазы для ряда исследованных составов, измеренные методом фиксации скачкообразного изменения электрического сопротивления образца. Показано предполагаемое расположение точки Ь* для системы анортит - шпинель (концентрация анортита, обеспечивающая перколяцию расплава при температуре эвтектики).
Таким образом, температура перколяции расплава в многокомпонентном материале и температура плавления чистого вещества определяется по скачкообразному изменению электрической проводимости материала образца, что подтверждается снимками микроструктуры испытуемых образцов, и температурной зависимостью их электрического сопротивления.
Применяя метод фиксации скачкообразного изменения электрического сопротивления образца, проведено экспериментальное исследование температурного интервала плавления синтетических шлаков, по химическому составу соответствующих конвертерным шлакам различных периодов плавки. Условные обозначения и составы исследуемых шлаков приведены в таблице 1.
Таблица 1. Химический состав (мас. %)
Обозначение CaO SÍO2 MqO AI2O3 FeO CaO/SiO2
2.1 41,5 41,5 6,0 6,0 5,0 1,0
2.2 52,3 30,7 6,0 6,0 5,0 1,7
2.3 57,1 25,9 6,0 6,0 5,0 2,2
2.4 60,6 22,4 6,0 6,0 5,0 2,7
4.1 36,5 36,5 6,0 6,0 15,0 1,0
4.2 46,0 27,0 6,0 6,0 15,0 1,7
4.3 50,2 22,8 6,0 6,0 15,0 2,2
4.4 53,3 19,7 6,0 6,0 15,0 2,7
6.1 31,5 31,5 6,0 6,0 25,0 1,0
6.2 39,7 23,3 6,0 6,0 25,0 1,7
6.3 43,3 19,7 6,0 6,0 25,0 2,2
6.4 46,0 17,0 6,0 6,0 25,0 2,7
Рисунок 5. Общий вид кривой температуры порога перколяции на простой эвтектической диаграмме состояния А - В
На рисунках 7 и 8 приведены зависимости десятичного логарифма полного электрического сопротивления образцов шлаков 2.1 и 4.4 от температуры.
3.5
КГ 2 5
□.5
О
1000 1100 1200 1300 1400
Температура, С
Рисунок 7, Зависимость десятичного логарифма полного электрического сопротивления образца шлака 2.1 от температуры
1150 1200 1250 1300 1В50 1400 1450 1500 1550 Температура, С-
Рисунок 8, Зависимость десятичного логарифма полного электрического сопротивления образца шлака 4.4 от температуры
Проведено экспериментальное исследование влияния концентрации MgO и AI2O3 на температурный интервал плавления конвертерных шлаков различных периодов плавки. Зависимости температуры перколяции расплава и температуры полного расплавления кислого (Ca0/Si02=1,0) и основного (CaO/SiO2=2,7) конвертерных шлаков приведены на рисунках 9 и 10.
1200 -----
6 11 16 21 2Б
МдО, «ас %
Рисунок 9, Зависимость температуры перколяции расплава (1) и температуры полного расплавления (2) шлака с основностью (СаО/ЗЮ?) 1,0 от содержания МдО
1350--------
1:ао -----
Ё 11 1Е 21 X
Мао, «ас %
Рисунок 10, Зависимость температуры перколяции расплава (1) и температуры полного расплавления (2) шлака с основностью (СаО/ВЮ?) 2,7 от содержания МдО
В результате проведенных экспериментальных исследований сформирована информационная база для моделирования температурного интервала плавления конвертерных шлаков в широком диапазоне химического состава, в том числе конечных конвертерных шлаков, модифицированных магнезиальными модификаторами, предназначенная для программного моделирования процесса образования гарнисажного слоя.
Смачивание огнеупора конвертерным шлаком
Исследование высокотемпературного смачивания периклазового и периклазоуглеродистого огнеупоров
конвертерными шлаками различных периодов плавки проведено методом лежащей капли с помощью экспериментальной установки, разработанной на кафедре химической технологии высокотемпературных материалов.
Для закрепления образующегося на поверхности огнеупорной футеровки гарнисажного слоя обязательна адгезия шлаковой суспензии к поверхности огнеу-пора, эта адгезия определяется высокотемпературным углом смачивания шлаковым расплавом рабочей поверхности огнеупорной футеровки, и зависит от химического состава и температуры шлакового расплава, состава и состояния поверхности огнеупора. Адгезия шлака усиливается фильтрационным процессом на границе шлакового расплава и огнеупора, который определяется смачиванием шлаковым расплавом огнеупо-ра, пористостью и размером пор в поверхностном слое огнеупора.
На рисунке 11 приведена экспериментальная диаграмма, иллюстрирующая влияние химического состава конвертерного шлака (содержание МдО и FeO) на угол смачивания периклазового материала.
УК
1 2 1 2 2 I 2 ! 2
-4-1--Ь
в 18 24
МдО, нас %
Рисунок 11, Смачивание периклазового материала конвертерным шлаком, при различной окисленности и содержании МдО: 1 - область, где угол смачивания шлаком периклазового материала менее 10° (положительное смачивание); 2 - угол смачивания шлаком периклазового материала в интервале от 10 до 90° (положительное смачивание); 3 - угол смачивания 90° и выше (отрицательное смачивание).
Установлено, что главным параметром, определяющим смачивание шлаком периклазового материала, является содержание в шлаке FeO. При содержании FeO более 25,0 мас% угол смачивания шлаком (как кислым, так и основным, с содержанием МдО 6 мас %) поверхности периклаза менее 10о, при приближении концентрации FeO к 5 мас% смачивание изменяется на отрицательное, угол смачивания становится более 90о. Модификация химического состава шлака, с увеличением содержания в нем МдО, вызывает ухудшение смачивания периклазового материала, причем степень повышения угла смачивания сильно зависит от окисленности шлака, при содержании FeO 25 мас % - увеличение концентрации МдО от 6 до 18 мас% вызывает изменение угла смачивания от 10 до 18 - 25о (смачивание остается положительным), при содержании FeO 15 мас% - аналогичное повышение концентрации МдО приведет к изменению угла до величины -87° - смачивание практически отсутствует.
Таким образом, сформированы рекомендуемые диапазоны химического состава модифицированного конечного конвертерного шлака, для обеспечения адгезионного закрепления гарнисажного слоя на рабочей поверхности огнеупорной футеровки конвертера, которые учитываются при программном моделировании процесса образования гарнисажа. Получено положительное решение о выдаче патента РФ
на «Модификатор магнезиального состава для конвертерного шлака и способ модифицирования конвертерного шлака» [7].
Программное научно-техническое решение для прогнозирования динамики образования гарнисажного слоя на поверхности футеровки конвертера.
Используя полученную экспериментальную информационную базу, с помощью термодинамического моделирования эффективной теплоты кристаллизации модифицированной шлаковой суспензии; на основе, теплофизических представлений об образовании гарнисажного слоя, разработано программное научно-техническое решение, предназначенное для прогнозирования динамики роста гарнисажного слоя на поверхности футеровки конвертера.
Порядок расчета, реализованный в разработанном программном решении:
1. Задание химического состава конечного конвертерного шлака, оставленного для нанесения гар-нисажного слоя, и требуемой температуры затвердевания модифицированной шлаковой суспензии (образования гарнисажа), соответствующей температуре рабочей поверхности футеровки конвертера, после выпуска плавки.
2. Определение удельного количества МдО, которое необходимо ввести в конечный шлак, при его модификации, чтобы изменить температуру его затвердевания до требуемого значения. Определение количества углерода для охлаждения перегретой плавки и/или снижения окисленности модифицируемого конечного шлака, с учетом рекомендаций по его химическому составу, для обеспечения адгезионного взаимодействия с поверхностью огнеупора.
3. Определение химического состава модифицированного конечного шлака и предельной растворимости в нем МдО, расчет степени наполнения твердыми фазами модифицированной шлаковой суспензии.
4. Определение эффективной удельной теплоты затвердевания (кристаллизации) модифицированной шлаковой суспензии, применяя данные о степени ее наполнения твердыми фазами.
5. Расчет динамики образования гарнисажного слоя на основе данных об эффективной теплоте затвердевания шлаковой суспензии, тепловом сопротивлении и температурном состоянии остаточной футеровки конвертера.
Обобщенная блок-схема алгоритма, используемого в программном решении по прогнозу динамики образования гарнисажного слоя, приведена на рисунке 12.
В таблицах 2, 3 и 4 приведены данные, рассчитанные с помощью разработанной модели, - зависимость толщины образующегося гарнисажного слоя от общего содержания МдО в модифицированном конечном шлаке и его основности (СаО/БЮ2 от 2,8 до 3,2), при остаточной толщине рабочего слоя футеровки конвертера - 200 мм (периклазоуглероди-стый огнеупор, 16 мас % графита), арматурного слоя, выполненного из периклазового огнеупора -260 мм, время нанесения гарнисажа - 400 с. Температура рабочей поверхности футеровки конвертера после выпуска плавки и модификации оставленного конечного конвертерного шлака принята равной 1450ОС, 1500 ОС и 1550 ОС соответственно, температура модифицированной шлаковой суспензии, раздуваемой на поверхность футеровки принята за 1550 ОС.
Определение рекомендаций по модификации конечного конвертерного шлака, на основе данных о химическом составе и температуре конечного шлака, температурном состоянии футеровки конвертера
I
Определение теплового эффекта кристаллизации шлакового расплава, на основе данных □ химическом составе модифицированного шлака
Задаем время нанесения гарнисажа (ТАИ), с^
_ 1 _
Условное рнгбпение футеровки на слон
- -
Т=0
_—]—1_
Определение теплоемкости и теплопроводности каждого слоя, в т.ч. гарнисажного
1
Расчет тепловых по токов через каждый слой
Определение прироста гарнисажного слоя и нового значения его толщины
1
Огтреи6ле|й10 нових значений температур на граница*, усливныл. слвев
Рисунок 12, Обобщенная блок-схема алгоритма, применяемого при реализации программного научно-технического решения для прогнозирования динамики образования гарнисажного слоя
Таблица 2. Толщина гарнисажного слоя, _(температура поверхности 145СРС)
мас %
12 13.36 15.31 17.02 18.65
14 12.51 17.81 19.38 20.95 22.36
16 17.33 21.89 23.17 24.56 25.86
18 21.94 25.71 26.74 28.01 29.19
20 26.21 29.33 30.14 31.30
22 30.2 32.78 33.40
24 33.99 36.10
26 37.62 39.31
28 41.12
CaO/SiO2 2.8 2.9 3.0 3.1 3.2
Таблица 3. Толщина гарнисажного слоя, _(температура поверхности 15ССРС)
мас %
12
14 12.56
16 12.98 14.81 16.84
18 14.99 16.88 18.88 20.76
20 14.91 19.38 20.92 22.80
22 19.81 23.43 24.69
24 24.28 27.23
26 28.4 30.88
28 32.37
CaO/SiO2 2.8 2.9 3.0 3.1 3.2
Таблица 4. Толщина гарнисажного слоя, мм
(температура поверхности 155(0'С)
MqO, мас %
12
14
16
18 12.15
20 13.72
22 15.13
24 17.60
26 21.70
28 23.11
CaO/SiO2 2.8 2.9 3.0 3.1 3.2
Светлым фоном обозначена область, где температура затвердевания модифицированного конечного шлака ниже температуры рабочей поверхности футеровки и, следовательно, затвердевание гарнисажного слоя не происходит. Темным фоном обозначена область, в которой температура шлака в ванне (принята 1550 ОС) ниже температуры его затвердевания.
Скорость намораживания гарнисажа, и, соответственно, толщина образованного слоя, увеличивается при росте концентрации МдО, за счет повышения температуры затвердевания шлака и повышения исходной объемной доли твердой фазы в, наносимой на поверхность футеровки, шлаковой суспензии (нерастворенный МдО); скорость роста гарнисажа также увеличивается при повышении основности шлака, за счет роста температуры его затвердевания. Скорость роста гарнисажного слоя существенно зависит от температурного поля футеровки на момент раздува шлаковой суспензии, итоговая толщина образованного гарнисажа во многом определяется температурой рабочей поверхности, а следовательно, степенью остывания футеровки перед нанесением гарнисажа. Динамика образования гарнисажа зависит, также, от теплового сопротивления футеровки, определяемого ее остаточной толщиной.
С помощью разработанной модели установлено, что скорость образования гарнисажного слоя на поверхности рабочего слоя огнеупорной футеровки кислородного конвертера, определяется, главным образом, температурным полем футеровки, нелинейно зависит от продолжительности процесса раздува шлака (образование гарнисажа тормозится при увеличении его толщины и собственного теплового сопротивления), а также существенно нелинейно зависит от остаточной толщины рабочего слоя футеровки. Скорость образования гарнисажа мала на начальных стадиях кампании футеровки и резко увеличивается в процессе эксплуатации футеровки, при уменьшении толщины ее рабочего слоя, что на практике приводит к снижению скорости расхода огнеупорной футеровки в процессе ее службы, что соответствует практическим данным промышленной эксплуатации огнеупорных фу-теровок кислородных конвертеров [8, 9].
Заключение
Разработанное программное научно-техническое решение, включающее в себя теплофизическую модель затвердевания шлаковой суспензии и экспериментальную базу параметров конвертерных шлаков, позволяет прогнозировать динамику образования гар-нисажа на рабочей поверхности огнеупорной футеровки конвертера, оценивать влияние химического состава модифицированного конечного шлака, температуры поверхности футеровки, ее остаточной толщины, температурного состояния и теплового сопротивления, времени, отведенного для проведения операции раздува шлака, на толщину образующегося гарнисажного слоя. Износ футеровки кислородного конвертера происходит неравномерно по ее площади, предложенный подход позволяет оценить толщину образующегося гарнисажного слоя на любом отдельно взятом участке футеровки, подвергающемся воздействию шлаковой суспензии при ее раздуве, используя данные об остаточной толщине участка футеровки, полученные в результате лазерного сканирования.
Литература
1. Суворов С.А., Козлов В.В. Модельная оценка толщины образующегося на поверхности периклазоугле-родистой футеровки кислородного конвертера гарнисажного слоя // Огнеупоры и техническая керамика 2009. № 11-12. С. 17-20
2. Суворов С.А., Козлов В.В. Динамика образования гарнисажного слоя на поверхности футеровки конвертера и ресурс эксплуатации // Огнеупоры и техническая керамика» 2009. № 7-8. С. 3-7
3. Способ определения температуры плавления и/или размягчения твердых материалов и устройство для его осуществления: пат. 2343463 Рос. Федерация. № 2007120554/28; заявл. 29.05.2007; опубл. 10.01.2009.
4. Тарасевич Ю.Ю. Перколяция: теория, приложения, алгоритмы. М.: Едиториал УРСС, 2002. 112 с.
5. Григорьева И.С., Мейлихова Е.З. Физические величины: справочник, изд. 1-е. М.: Энергоатомиздат, 1991. 1232 с.
6. Суворов С.А., Козлов В.В. Применение принципов перколяции при проектировании микроструктуры спеченных материалов // Новые огнеупоры 2009. № 6. С. 34-39.
7. Модификатор магнезиального состава для конвертерного шлака и способ модифицирования конвертерного шлака: заявка № 2009107478/02 Рос. Федерация; заявл.02.03.2009; опубл. 10.09.2010.
8. Тахаутдинов Р. С., Дьяченко В.Ф., Овсянников В.Г. [и др]. Опыт эксплуатации периклазоуглеродистых огнеупорных изделий в 370-т конвертерах ОАО ММК // Новые огнеупоры. 2005. № 10 С 10-12
9. Воронина О.Б., Дворцов А.В. Опыт эксплуатации периклазоуглеродистой футеровки конвертера из изделий фирмы «РХИ» // Огнеупоры и техническая керамика. 2008. № 2 С 31-32.
