CC BY
55
В1СНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХН1ЧНОГО УН1ВЕРСИТЕТУ 2002 р. Вип. № 12
УДК 669.18
Алексеева В.А.1, Чичкарев Е.А.2, Федюкин A.A.3, Помазков М.В.4
РАСЧЕТ ПОТЕРЬ ТЕПЛА ЧЕРЕЗ СЛОЙ ШЛАКООБРАЗУЮЩЕЙ СМЕСИ В СТАЛЕРАЗЛИВОЧНЫХ И ЧУГУНОВОЗНЫХ КОВШАХ
Предложена методика расчета времени переходного процесса и величины тепловых потерь через зеркало металла в условиях его защиты шлакообразующей или теплоизолирующей смесью, основанная на уравнении локального теплового баланса границы смесь-шлак в приближении квазистационарного профиля температур. Показано, что по мере роста огнеупорности смеси за счет увеличения толщины непроплавленного слоя уменьшаются тепловые потери через зеркало металла, и растет время формирования слоя шлака.
Одним из важных условий стабильной и высокопроизводительной работы цехов с большегрузными сталеплавильными агрегатами и высокопроизводительными установками непрерывной разливки стали, является стандартизация технологических параметров выплавки, вне-печной обработки и непрерывной разливки [ 1 ].
Большой практический интерес представляют способы регулировки тепловых потерь во время транспортировки и обработки металла.
Для защиты поверхности металла, находящегося в чугуновозных или разливочных ковшах, от взаимодействия с атмосферой, широко используются многочисленные шлакообра-зующие (ШОС) и теплоизоляционные (ТИС) смеси. Оценка их влияния на уменьшение тепловых потерь металла в ковше в производственных условиях достаточно сложна и дорогостояща, поэтому широко используется расчетный анализ взаимодействия засыпки с металлом, футеровкой ковша и окружающей средой [2]. При выборе рационального состава смеси и оценке эффективности ее применения необходимо учитывать возможность достижения стационарного состояния, в котором над слоем шлака остается слой непроплавленной смеси, или образуется твердая корка. Поэтому актуальной представляется разработка методики расчета тепловых потерь с поверхности металла в ковше в зависимости от основных характеристик теплоизолирующей или шлакообразующей смеси.
При подаче на зеркало металла в ковше порошкообразной смеси скорость формирования слоя шлака можно оценить, используя уравнение локального теплового баланса и считая профиль температур квазистационарным (аналогично набору математических моделей [3]):
L Ф = {Тнет ~ Т,и) (Тт ~ К) (1)
dr у/Кн+Уа**« */А,+1/а, ' где х, у - толщина непроплавленной шлакообразующей смеси и жидкого шлака соответственно, Тме„„ Т!и, Те - температура металла в ковше, плавления шлака и окружающей среды, аыет, а„-коэффициент теплоотдачи от металла к шлаку и от слоя смеси в окружающую среду, ршл, L -плотность и скрытая теплота плавления шлака; Л,л„, Я, — теплопроводность жидкого шлака и непроплавленной смеси (перепад температур по толщине слоя смеси и шлака может быть значительным, поэтому необходимо учитывать температурную зависимость теплопроводности). Толщина слоя шлака и слоя непроплавленной смеси связаны очевидным соотношением:
* = - (у - Л,) ■■ Рш> /(1 - . (2)
где Хо, уо - начальная толщина слоя непроплавленной смеси и шлака соответственно, р„ш -средняя плотность твердых компонентов смеси; к - ее порозность. Как известно [4], с ростом пористости эффективная теплопроводность зернистых систем уменьшается, так как падает объемная доля хорошо проводящих теплоту зерен. Для ориентировочной оценки зависимости теплопроводности шлаковой смеси от ее порозности можно использовать зависимость [5]. адекватную для тг<0,66:
А = Л0 • (l -1,5-л), (3)
1 ПГТУ, аспирант
2 ПГТУ, канд. техн. наук, доц.
3 МК им. Ильича, канд. техн. наук
4 ПГТУ, аспирант
р
С-С а. Ю
а я
о Н
где Хо - теплопроводность сплошного материала,
Дчя расчета коэффициента теплоотдачи в окружающую среду обычно используются соотношения [6, 7]
ав =«, + ал, (4)
А •(/;,., / (5)
= (С -Т^ЦТ^ -Тл), (6)
где для поверхности, обращенной вверх, в условиях свободной конвекции к = 3,3; е - степень черноты поверхности непроплавленной смеси; <т0 = 5,67- 1СГ Вш/лГ ■ К4 - постоянная Сте-фана-Больцмана.
Для жидких металлов характерным признаком являются низкие значения критерия Пран-дтля (для стали при температуре 1600 "С Рг—0.12), поэтому расчет коэффициента теплоотдачи проводится по специальным формулам, например [8]:
N>.1=0.35 (Рг2 • Сгг/(1 + Рг))°33, (7)
адекватное при Сг>1-10\ где Ог = ¡3 ■ АТ/\>2 - критерий Грасгофа, Ш = а ■ х/А - критерий Нуссельта; р - коэффициент объемного термического расширения, для жидкой стали ¡3-1.2-¡(У4 К"1, х - определяющий размер, АТ - определяющая разность температур: Я, у- теплопроводность и кинематическая вязкость жидкой стали. Так как величина О г пропорциональна определяющему размеру в кубе, для величины коэффициента теплоотдачи получаете я простая зависимость [8, 9]:
а = М/ДГ (8)
где Ь - коэффициент, зависящий от теплофизических свойств жидкого металла.
Уравнение (1) легко интегрируется численно, что позволяет оценить время переходного
процесса и формирования слоя шлака при подаче на зеркало металла порции смеси. Как показал расчет для условий чугуновозных и сталеразливочных ковшей, а также промежуточных ковшей (ПК) МНЛЗ, время переходного процесса обычно значительно меньше времени технологических операций или транспортировки, и технический интерес представляют в основном условия теплообмена, близкие к стационарным. В этом случае дифференциальное уравнение (1) переходит в нелинейное алгебраическое, которое с учетом соотношений (2)...(8) решается на ЭВМ.
Следует учитывать, что при достаточно высокой температуре плавления смеси (особенно для условий чугуновозного ковша) достигается лишь спекание смеси. В этом
случае оценка времени переходного процесса по уравнению (1) окажется, конечно же, неадекватной, но для стационарных условий теплообмена методика расчета практически не изменится.
В качестве примера использования уравнений (1)...(8) рассмотрим тепловой баланс промковша МНЛЗ. Снижение температуры металла в ходе непрерывной разливки можно определить из соотношения:
= (9)
154 153 153 153 153 153 152
100
90 з
80 а
V
X <~>
I о р-э
Ра
ё о В
3
70 н 2
60
110 ¡20 130 140
Температура плавления ШОС. "С
Рис.! - Температурные условия в ПК МНЛЗ в зависимости от температуры плавления ШОС
где Н - массовая скорость разливки, кг/с, с - теплоемкость жидкой стали, гел, ( - температура металла на входе и выходе промковша; F:. а, — поверхность и коэффициент теплоотдачи для 1-й теплоотдающей поверхности; Ат = I -10с - разность температур металла в промковше и окружающей среды.
16
я
0
Г",
и X
1 н ¡2
>Х
О
12
5 -
(Я
Щ и.
р о
в
X
8
Результаты расчета температуры металла в ПК и на поверхности слоя ШОС на зеркале металла в зависимости от ее средней температуры плавления представлены на рис.1 и рис.2.
Для расчета тепловых потерь через футеровку и кожух ПК использованы данные [1], [6], [10]. Расход смеси и температурные условия разливки принимали в соответствии с данными [11,12]. Расчет тепловых потерь через зеркало металла производили по уравнениям (1)...(8) с учетом результатов [13] по температуре плавления ШОС различного состава.
Результаты расчета в основном согласуются с данным [12], В экспериментах авторов [12] расход утеплителя менялся в пределах 0,10...0,18 кг/т для опытной ТИС на основе кислых огнеупорных наполнителей или был близок к 0,30 кг/т для штатной ШОС в условиях МК им. Ильича. Расчет выполнен для постоянной начальной толщины слоя смеси на зеркале металла.
Как видно на рис.1, повышение температуры плавления ШОС на зеркале металла приводит к снижению температуры поверхности смеси и повышению температуры металла в ПК. Кроме того, по мере повышения огнеупорности смеси увеличивается и расчетное время переходного процесса шлакообразования.
Результаты расчета толщины нерасплавленного слоя смеси представлены на рис.2. По мере роста огнеупорности смеси на зеркале металла увеличивается толщина
малотеплопроводного слоя, что приводит к снижению тепловых потерь и повышению температуры металла в ПК.
При использовании теплоизоляционных материалов для стабилизации температуры в стальковше (гранулированный шлак, засыпка на основе материала «Легон») расчетное время переходного процесса проплавления смеси и оценка величины тепловых потерь через зеркало металла в основном соответствуют экспериментальным данным [11].
Как показало экспериментальное исследование работы теплоизоляционных засыпок различного состава в чугуновозных ковшах, их использование позволяет уменьшить на 7...9 % тепловые потери чугуна при транспортировке (средняя температура чугуна на сливе в миксер с применением засыпок на 9...13°С выше, чем без них). Эксперименты проводили с гранулированной смесью из алюмосиликатных частиц сфероидальной формы в защитной углеродистой оболочке, засыпкой из коксовой мелочи и молотого шамота (масса чугуна в ковше 140 т, толщина слоя засыпки 70.. 100 мм). Установлено, что скорость спекания засыпки и возможность ее растворения в ковшевом шлаке заметно влияет на потери физического тепла чугуна, несмотря на относительно низкую по сравнению с условиями разливки стали температуру поверхности шлака. В приближении регулярного режима остывания чугуна изменение его температуры описывается экспоненциальной функцией:
/ -/ .. / ,.К-хр( к г). (10)
где /.„.. - температура окружающей среды, Тнач - начальная температура чугуна, Л' - эмпирическая постоянная, связанная с теплоизоляционными свойствами футеровки и засыпки, г - время. В частности, при статистической обработке результатов проведения опытных плавок установлено, что для засыпки на основе коксовой мелочи к = 0,0241 ч '. для более эффективной гранулированной засыпки к = 0.0211 ч Меньшая скорость снижения температуры в случае гранулированной засыпки объясняется низкой скоростью спекания при температуре 1350... 1450 С гранул в оболочке из тонкодисперсного углерода и, возможно, формированием вязкой шлаковой прослойки, препятствующего перемешиванию и взаимодействию теплоизоляционной смеси с покровным шлаком и чугуном. Расчет толщины непроплавленного, спеченного и сплавленного слоя для засыпок различного состава по приведенной выше методике в основном соответствует результатам прямого экспериментального определения.
1000 1100 1200 1300 1400 1500 Температура плавления ШОС. °С
Рис 2 - Зависимость толщины слоя непроплавленной ШОС от ее температуры плавления
Выводы
1. Показано, что процессы спекания и ошлакования заметно влияют на теплоизоляционные свойства смесей различного состава.
2. Предложена методика расчета тепловых потерь через зеркало металла и оценки времени переходного процесса проплавления теплоизоляционной или шлакообразующей смеси, основанная на уравнении теплового баланса с квазистационарным профилем температур.
3. Показана возможность применения полученных результатов для расчета эффективности теплоизоляции зеркала металла как в условиях разливки стали, так и в условиях транспортировки жидкого чугуна.
Перечень ссылок
1. Прогнозирование температуры металла на пути конвертор-УНРС / Попандопуло И.К., Ев-теев Д.П., Носоченко О.В. и др. // Изв. вузов. Черн. металлургия. — № 9. — 1984. — С.32-37.
2. Вахтин A.A., Видикер В.В., Алексеева В.А. Математическое моделирование процессов потери тепла при транспортировке металла в чугуновозных ковшах // Вычислительная техника в информационных и управляющих системах. 30 окт. — 3 нояб. 2000 г. Сб-к докл. первой ме-ждунар. науч.-практ. конф. — Мариуполь: ПГТУ, 2000. — С.37-41.
3. Барановский Э.Ф. Идентификация задач теплообмена в литейных процессах - Минск,1987.-130 с.
4. Дульнев Т.Н., Новиков В.В. Процессы переноса в неоднородных средах — JL: Энергоатомиз-дат, 1991. -248 с.
5. Миснар А. Теплопроводность твердых тел, жидкостей, газов и их композиций — М.: Мир, 1965,- 464 с.
6. Егоров A.B. Расчет мощности и параметров электропечей черной металлургии — М.: Металлургия, 1990. - 280 с.
7. Теоретические основы теплотехники. Теплотехнический эксперимент: справочник — М.: Энергоатомиздат, 1988. — т.2. — 560 с.
8. Жидкометаллические теплоносители / Боришанский В.М., Кутателадзе С.С, Новиков H.H. и др. — М.: Атомиздат, 1967. — 300с.
9. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление. - М.: Энергоатомиздат, 1990. -366с.
10. Ойкс Г.Н., Иоффе Х.М. Производство стали: Расчеты. — М.: Металлургия, 1975. — 480 с.
11. Разработка технологии защиты зеркала металла в сталеразливочном ковше / Шебаниц Э.Н., Ларионов A.A., Небога Б.В. и др.// Материалы VI междунар. науч.-тех. конф. «Тепло- и мас-сообменные процессы в металлургических системах», 7-9 сент. 2000 г. — Мариуполь: ПГТУ, 2000.— С.272-275.
12. Разработка защитных покрытий для промежуточного ковша MHJI3 / Анищенко Н.Ф., Ларионов A.A., Бочек А.П. и др. //Металл и литье Украины. — № 2-4. — 1997. — С. 18-19.
13. Применение и свойства шлакообразующих смесей для MHJI3 с различными углеродсодер-жащими материалами /Ларионов A.A., Фентисов H.H., Дмитриев A.M. // Металл и литье Украины. - № 2-4. - 1997. - С.20-21.
Алексеева Виктория Анатольевна. Аспирант кафедры литейного производства окончила Приазовский государственный технический университет в 1998 г. Основные направления научных исследований — физическое и математическое моделирование металлургических процессов. Чичкарев Евгений Анатольевич. Канд.техн.наук, окончил Московский химико-техноло-гический институт им. Д.И.Менделеева в 1987 г. Основные направления научных исследований — совершенствование технологии внепечной обработки и разливки стали, термодинамика и кинетика сталеплавильных процессов.
Федюкин Анатолий Александрович. Канд. техн. наук, инженер лаборатории металлургической теплотехники МК им Ильича, окончил Ждановский металлургический институт в 1960 г. Основные направления научных исследований — тепломассообменные процессы в металлургическом производстве.
Помазков Михаил Валерьевич. Аспирант кафедры литейного производства, окончил Приазовский государственный технический университет в 2001 г. Основные направления научных исследований — совершенствование технологии внепечной обработки чугуна.
Статья поступила 15.04.2002
