Плавление кускового материала в железоуглеродистом расплаве в процессе выплавки в ДСП Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

В. И. ТИМОШПОЛЬСКИИ, Президиум НАН Беларуси, С. В. КОРНЕЕВ, БИТУ

ПЛАВЛЕНИЕ КУСКОВОГО МАТЕРИАЛА В ЖЕЛЕЗОУГЛЕРОДИСТОМ РАСПЛАВЕ В ПРОЦЕССЕ ВЫПЛАВКИ В ДСП

Введение. Как известно, одним из основных элементов технологии высшего уровня при выплавке стали в дуговых сталеплавильных печах является плавка с «жидким» стартом или работа с «болотом» [1, 2]. Основным отличием этой, уже широко распространенной, технологии является то, что металл выпускают в ковш без шлака, а шлак и металл в количестве 10—15% остаются в дуговой печи для последующей плавки.

В связи с этим актуальным представляется исследование закономерностей плавления кускового металлического лома при загрузке его в жидкий расплав.

При погружении стального лома в железоуглеродистый расплав возможны различные особенности хода процесса плавления.

1. При концентрации углерода в расплаве большей, чем в шихтовых материалах, необходимо учитывать диффузионное растворение лома в расплаве даже при более низкой температуре расплава, чем температура плавления лома. Такая ситуация возможна, если в начале плавки использовался чугун и расплав насыщен углеродом и другими химическими элементами.

2. При малой концентрации углерода в расплаве и незначительном коэффициенте теплообмена и перегреве происходит намерзание расплава на поверхности. Такая ситуация типична для большинства сталеплавильных агрегатов, когда концентрация углерода и других элементов в расплаве меньше, чем в твердом металле шихты.

Рассмотрим плавление кускового материала на примере плавления неограниченной пластины, имеющей химический состав, близкий к составу расплава, а, следовательно, близкие температуры плавления кускового материала и затвердевания расплава. При больших значениях коэффициента теплоотдачи (более 1000 Вт/(м2-К)), при отношении толщины пластины к другим геометрическим размерам, равном 0,5 и менее, время полного

расплавления тела практически не будет отличаться от времени полного расплавления неограниченной пластины.

Методика расчета продолжительности плавления. Особенностью использования данной методики в сравнении с плавлением тела в газовой среде с удалением расплава является задание постоянной плотности потока через поверхность нагреваемого и плавящегося тела. Это допущение справедливо по той причине, что в начальный период на поверхности тела образуется затвердевший слой расплава и условия теплопередачи через поверхность изменяются таким образом, что тепловой поток можно принимать постоянным на протяжении всего времени нагрева и плавления (рис. 1).

12 3 4

твердый металл

Уравнение баланса энергии на границе плавящегося тела имеет вид:

(Я* + ( 1)

где - удельныйТёпловой поток на поверхность

тела, Вт/м2; чсф ~ удельный тепловой поток от внутреннего источника затвердевающей корки, Вт/м2; цт - внутренний тепловой поток, Вт/м1.

г.г:иI «

- 3 (43). 2007/ VI

Удельный тепловой поток на поверхность тела можно принять постоянным:

<7л (2)

где се ~~ коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К); ТьаА ~ температура ванны расплава, °С; Тто/ —

температура начала плавления, °С. Далее под Тю1 будем понимать среднюю температуру между температурой солидуса и ликвидуса.

Внутренний тепловой поток ды определяется градиентом температур внутри твердого тела.

Удельный тепловой поток от внутреннего источника затвердевающей корки Можно выразить формулой:

5,Лр

Я с,

Дт

(3)

160

140

120

100

где — толщина затвердевшего слоя, м;д скрытая теплота плавления (затвердевания), Дж/кг; р - плотность затвердевшего металла, кг/

м3; Дх - время роста корки, с.

Рост корки прекратится, когда будут равны внутренний и внешний потоки.

Таким образом, при плавлении тела в жидком расплаве внешний тепловой поток является постоянным как во время нагрева поверхности до температуры начала плавления, так и непосредственно во время плавления, поэтому время полного расплавления можно найти по формуле:

для стального лома р=7000-7800 кг/м3, для чугуна р=7000 кг/м3; температура ванны расплава

7^=1580 "С; коэффициент теплоотдачи а=1000-20000 Вт/м2; ' скрытая теплота плавления Л =270 кДж/кг; удельная средняя теплоемкость в интервале нагрева с,=590-880 Дж/(кг К). Результаты расчетов продолжительности плавления кускового лома от параметров внешнего и внутреннего теплообмена приведены на рис. 2—6.

Наиболее существенное влияние на скорость плавления оказывает коэффициент теплоотдачи, который может существенно изменяться в зависимости от условий процесса плавки. Интенсификации теплообмена способствует создание искусственной циркуляции металла при помощи продувки [2, 3]. Наибольшие коэффициенты теплообмена (более 20 кВт/(м2-К)) достигаются при кипении ванны расплава. Под кипением в данном

о

Гср(г?ог-г(х0))+л1р7г

х = ¿=----—--

5000 7000 9000 11000 13000

Коэффициент теплоотпачп, Вт/(мг-К)

15000

а(7ьягй ~Т5ы )

(4)

Рис. 2. Зависимость времени плавления от коэффициента теплоотдачи: 1 - «=0,032 м; 2 - 0,04; 3 - 0,048; 4 - 0,07; 5 - 0,1 м

где ср — средняя удельная теплоемкость в интервале нагрева, Дж/ (кгК); Т(т0) — среднемассовая начальная температура, "С; — половина толщины пластины, м.

Анализ результатов расчета времени плавления. С целью установления закономерностей плавления кускового материала выполнены расчеты времени плавления бесконечной пластины при следующих исходных данных: характерный размер — половина толщины пластины /?=0,01— 0,2 м; температура начала

плавления , Г ^<=148 5 "С; средняя плотность в интервале нагрева — для брикетов р=4500—7000 кг/м3,

0.08 0.1 0 12 Характерный размер, м

Рис. 3. Зависимость времени плавления от размера пластины: 1 — а=1000 Вт/(м2 К); 2 - 3000; 3 - 5000; 4 - 7000; 5 - 9000; 6 ~ 11000 Вт/(м2 К)

52

//¡ГТГ^ГГ^ГТГШТ!

I Э (43), 2007 -

случае понимается процесс активного перемешивания ванны расплава всплывающими пузырьками оксида углерода, образующимися при окислении углерода, растворенного в жидком металле.

На рис. 2 показана зависимость времени плавления пластины различных размеров от коэффициента теплоотдачи для материала со средней теплоемкостью в интервале нагрева, равной 687 ДжДкг-К) (стали 08, 20 и др.). Из рисунка видно, что увеличение коэффициента теплообмена эффективно до определенного предела, а именно увеличение коэффициента теплоотдачи выше 15 кВт/(м2-К) не приводит к существенному сокращению времени плавления.

Зависимость времени плавления от размера пластины при постоянной начальной температуре (/0=20 °С) показана на рис. 3. Здесь очевидно, что наклон линии определяется коэффициентом теплоотдачи, причем коэффициент теплоотдачи в реальных условиях металлургических агрегатов, как правило, больше 3 кВт/(м2 К),

На рис. 4 показана зависимость времени плавления от коэффициента теплоотдачи при различной начальной температуре. Из рисунка видно, что предварительный подогрев металлического лома наиболее эффективен при малых значениях коэффициента теплоотдачи.

В связи с тем что в качестве металлошихты могут использоваться брикеты из металлической стружки плотностью от 4500 до 7000 кг/м\ выполнены расчеты зависимости времени плавления пластины от плотности материала (рис. 5). Из рисунка видно, что повышение плотности брикетов приводит к увеличению времени плавления, причем наибольшие отклонения от времени плавления лома наблюдаются при сравнительно небольших значениях коэффициента теплоотдачи.

Составляющие металлошихты, загружаемой в печь, имеют различные теплофизические свойства (брикеты, чугун, углеродистый и легированный лом и др.), а, следо-

1\ 1

Ж' 3

ж 4

\Хх 5

04 1000

3000 5000 7000 9000 11000 13000 Í50C0

Коэффициент теплоотдачи, Вт/(м*>К)

Рис. 4. Зависимость времени плавления от коэффициента теплоотдачи при различной начальной температуре и полутолщине пластины Л=0,04 м: 1 — 7„= =20 'С; 2 -300; 3 -600; 4 -900; 5 - 1200 °С

70

N 1 2

3

6 5 4

. У

0

4500

5000 5500 6000 6500 7000 7500

Плотность, кг/м'

Рис. 5. Зависимость времени плавления от плотности материала при полутолщине пластины Ä=0,04 м и средней теплоемкости материала, равной 687 Дж/(кг К): 1 - а=1000 Вт/(м2-К); 2 - 3000; 3 - 5000; 4 - 7000; 5 - 9000; 6 - 11000 Вт/

(м2-К)

590

640 690 740 790

Изобарная теплоемкость, Дж/(кгК)

840

Рис. 6. Зависимость времени плавления от теплоемкости материала- / - а= = 1000 Вт/(м2-К); 2 - 3000; 3 - 5000; 4 - 7000; 5 - 9000; 6 - И000 Вт/о,-К)

АГТГгГГГГи^ГС^гТ.ТИ/ЧО

- 3 (43). 2007/ ии

х 20

1 Е

вательно, и различную теплоемкость, приводящую к изменению времени расплавления. Анализ времени плавления тела в зависимости от значения теплоемкости показал, что время плавления лома различного химического состава может различаться на 20—25% (рис. 6).

Полученные закономерности изменения продолжительности плавления кускового лома в зависимости от параметров внешнего и внутреннего теплообмена приведены на рис. 7, с помощью которого представляется возможным определить скорость плавления лома при различной начальной температуре загружаемого лома и его размеров и условий теплообмена в жидкой ванне.

В работе [4] приведены данные о технологических показателях опытных плавок для условий плавления скрапа в ванне конвертера и расчетных значениях коэффициента теплообмена. Для температуры расплава 1594 °С, содержании углерода в ванне, равном 0,28% и толщине куска, равной 0,13 м, была определена скорость плавления лома, которая составила 8,7 мм/мин, скорость движения расплава — 0,71 м/с. Коэффициент теплообмена при этом определяли двумя способами: из балансового уравнения (исходя из известной скорости плавления лома и температуры плавления, равной 1510 °С) и кри-

1000

3000

15000

5000 7000 9000 11000 13000 Коэффициент теплообмена, Вт/(м!-К)

Рис. 7. Зависимость скорости плавления от коэффициента теплоотдачи при различной начальной температуре и полутолщине пластины Я = 0,04 м: 1 — Т0 = 20 °С; 2 - 300; 3 - 600; 4 - 900; 5 - 1200 °С

териального уравнения. В первом случае коэффициент теплообмена составил 18,4 кВт/(м2-К), а во втором — 28,5 кВт/(м2-К).

Задавая исходные данные из работы [4] и учитывая энергию, необходимую на перегрев расплава над точкой плавления твердого металла, получаем скорость и время плавления скрапа (см. таблицу).

Скорость и время плавления скрапа при определении коэффициента теплоотдачи различными

способами

Параметр Коэффициент теплоотдачи (Хг=18,4 кВт/(м2,К) Коэффициент теплоотдачи а2=28,5 кВт/(м2-К)

Скорость плавления, мм/мин 8,7 13,67

Время плавления, мин 14,9 9,5

Из таблицы видно, что разница в определении времени плавления при задании различных коэффициентов теплообмена составила 5,4 мин.

Если не учитывать перегрев расплава над температурой плавления, получим для а=28,5 кВт/(м2-К) скорость плавления 14,4 мм/мин, а время плавления пластины 9 мин, т.е. разница между временем плавления с учетом перегрева расплава и без учета перегрева составляет 0,5 мин или 5,3%.

Таким образом, при практических расчетах времени плавления основную сложность расчета составляет определение коэффициента теплоотдачи, который в общем случае изменяется по ходу процесса в зависимости от соотношения вводимой в ванну и потребляемой в процессе плавления энергии и изменения геометрических характеристик материала, располагающегося в ванне.

Выводы

В отличие от нагрева и оплавления металла в газовой среде плавление металла в расплаве с небольшим перегревом над температурой плавле-

ния (затвердевания) имеет особенность, заключающуюся в том, что внешний тепловой поток практически на протяжении всего процесса нагрев—плавление является постоянным. Это значительно упрощает расчет времени полного расплавления тела в форме пластины.

Анализ результатов расчета времени расплавления показал, что существуют различные способы управления процессом расплавления кускового материала: увеличение температуры перегрева расплава над температурой плавления материала, уменьшение толщины кусков, предварительный нагрев лома, а также увеличение коэффициента теплоотдачи.

При этом установлено, что:

• увеличение температуры перегрева допустимо лишь до определенных пределов, так как при большом перегреве расплава резко снижается стойкость футеровки ванны, повышаются потери теплопроводностью, а также излучением с зеркала расплава, может нарушаться ход химических реакций в жидком металле. Оптимальным следует

И/гггтгаг^^штгггг-

/ 3 (03). 2007 -

считать перегрев над температурой плавления в 100 °С;

• уменьшение толщины кусков лома должно проводиться одновременно с мероприятиями по рациональной шихтовке завалочных корзин, так как от расположения материала в жидкой ванне зависит скорость циркуляции металла между твердыми кусками. Кроме выбора качественного лома, эти мероприятия требуют организации специальной подготовки шихты к плавке;

• наиболее оптимальными с точки зрения интенсификации процесса расплавления (сокращения времени плавки) представляются увеличение коэффициента теплоотдачи и предварительный подогрев лома. Повышение значения коэффициента теплоотдачи достигается за счет интенсификации перемешивания и циркуляции жидкого металла, однако увеличение коэффициента теплоотдачи является эффективным до определенной величины (15 кВт/(м2-К)). С другой стороны,

необходимо учитывать, что при близком расположении кускового материала друг к другу в расплаве предварительный подогрев лома, кроме указанного ранее эффекта, часто уменьшает вязкость расплава в пристеночной области, а следовательно, увеличивает коэффициент теплоотдачи.

Литература

1. Морозов А.Н. Современное производство стали в дуговых печах. Челябинск: Металлургия, 1987.

2. Тимошпольский В.И. Теплотехнологические основы металлургических процессов и агрегатов высшего технического уровня. Мн.: Наука и техника, 1995.

3. Гольдфарб Э.М., Шерстов Б. И. Тепло- и мас-сообмен при плавлении лома в кислородном конвертере // ИФЖ. 1970. Т. 18. С. 492-498.

4. Бакст В.Я., Харлашин П.С., Глинков Г.М., Романов И.О. О критериальных уравнениях тепло- и мас-сопереноса при плавлении лома в жидком чугуне // Металлургическая теплотехника: история, современное состояние, будущее: Тр. III Междунар. науч.-практ. конф. (1—3 февраля 2006 г., МИСиС). М., 2006.