CC BY
50
врстник
ПРИАЗОВСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА
1999
Вып.№7
УДК 669.18.046.521.9
Харлашин П.С. 1, Захаров Н.И.2
РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ПРОЦЕССА УДАЛЕНИЙ ВОДОРОДА ИЗ ЖИДКОЙ СТАЛИ И НАУЧНОЕ ОБОСНОВАНИЕ РЕСУРСОСБЕРЕГАЮЩЕГО РЕЖИМА ПРОДУВКИ ИНЕРТНЫМ ГАЗОМ
Разработана математическая, газо- и гидродинамическая модели процесса дегазации железоуглеродистых расплавов от водорода продувкой аргоном через пористые швы днища сталеразливочного ковша. Результаты моделирования позволили оптимизировать режимы продувки жидкого металла инертным газом с целью наиболее полного удаления водорода из железоуглеродистого расплава.
Последние годы значительно возросли требования потребителей к качеству углеродистых и специальных сталей. На качество стали большое негативное влияние оказывают растворенные в ней газы, особенно водород. Выплавка стали в вакуумной электропечи позволяет получить высокий эффект по удалению газа из металла, но таким способом выплавляют исключительно специальные и прецизионные стали и сплавы.
Задача получения высококачественных сталей в ресурсосберегающем режиме сводится к разработке такой рациональной технологии, которая может обеспечить достаточно низкое содержание газа и вредных примесей без существенного снижения технико-экономических показателей деятельности предприятия. Продувка жидкой стали инертным газом в ковше с целью удаления водорода является достаточно эффективной и известной операцией внепечной обработки. Эффективность подобной операции зависит от множества технологических и научно обоснованных параметров.
Главной задачей на пути развития ресурсосберегающего процесса удаления водорода из железоуглеродистого расплава является разработка гидро- и газодинамической, физико-химической и математической моделей дегазации. Только подобный комплексный подход к решению этой проблемы позволяет перейти к оптимальному выбору технологических решений.
Эффективность дегазации возрастает с уменьшением размера пузырьков при заданной интенсивности продувки. Авторы ряда работ [1, 2] делают вывод, что доминирующим фактором повышения процесса дегазации является количество газовых пузырей, внедряемых в расплав. С целью получения мелких пузырей продувку расплавов производят через пористые элементы с порами малого диаметра. [3]
Существенное влияние на степень удаления водорода из металла продувкой инертным газом через пористые швы днища ковша имеет характер распределения подаваемого газа по сечению днища ковша [4].
Эффективность продувки инертного газа возрастает при приближении ее интенсивности к некоторому максимальному значению в области пузырькового режима. При дальнейшем ее повышении степень процесса дегазации падает.
На результаты дегазации стали от водорода продувкой инертным газом на воздухе существенное влияние оказывает влажность воздуха и футеровка ковша [3,4].
Высокой эффективностью зарекомендовала себя продувка инертным газом через пористые швы кладки днища сталеразливочного ковша с порами диаметром 0,6 мм [5]. Пузыри мелких размеров можно получить при использовании огнеупорной газопроницаемой футеровки с пористыми элементами с уменьшающимися в направлении движения газа порами [6]. Со-
' ПГТУ, д-р техн. наук,проф.
2 ДГТУ, канд. техн. наук, доц.
четание вакуумирования металла с одновременной продувкой инертным газом через пористые элементы стало достоянием современной техники. Такая технология является наиболее эффективной, но чрезвычайно дорогостоящей.
Установлено, что наибольшая эффективность от продувки металлических расплавов инертным газом имеет место в случае совмещения продувки расплава с его выпуском из печи в ковш и продолжении продувки после слива металла. Целесообразность такого рода продувки инертным газом диктуется необходимостью предотвращения переохлаждения металла при его нахождении в рафинирующей емкости и соображением экономии инертного газа. Давление газа оказывает термодинамически неблагоприятное влияние на процесс дегазации стали от водорода. Трудностями исследования процесса дегазации металлических расплавов инертным газом через пористые элементы с помощью моделирования являются сложности механизмов взаимодействия фаз, различия параметров по объему и высоте жидкой ванны, сложный состав железоуглеродистых расплавов, которые могут привести к тому, что результаты прогнозирования теоретически обоснованных параметров не всегда совпадают с ходом реального процесса в промышленных условиях. Однако по мере развития теории процесса и накопления экспериментальных данных математическая, физико-химическая и гидро- газодинамическая модели могут развиваться, достаточно точно описывая реальный процесс.
В настоящее время разработаны математические модели процесса дегазации стали всплывающими пузырями инертного газа. Эти модели предназначены для определения количества инертного газа, необходимого для достижения заданной глубины рафинирования жидкого металла с расчетом поля скоростей движения газовых пузырей, с учетом градиента температур металла в рафинирующей емкости. Ряд математических моделей основан на предположениях однородности температуры металла и концентрации удаляемого газа. Общим недостатком этих разработок является отсутствие учета влияния поверхностно активных элементов (ПАЭ) на процесс дегазации. Кроме того, при разработке этих моделей допускается, что в процессе всплывания пузырей парциальное давление в них удаляемого газа достигает равновесия, определяемого законом Сивертса. На практике равновесие, как правило, не достигается. При разработке ряда существующих моделей не учитывается значительное количество факторов: массо-обмен при формировании пузырей на порах, изменения режима движения пу зырей в процессе всплывания, взаимное влияние пузырей на массоперенос растворенных в металле газов, изменение скорости всплывания пузырей, перемешивание в ванне. Развитие теории процесса удаления водорода из жидкой стали авторы этой статьи видят в построении обобщающей модели, которая позволит охватить целый ряд параметров с учетом аспектов гидро- и газодинамики продувки ванны жидкого металла инертным газом, массообменных процессов дегазации, физико-химических факторов, технологической специфики и экспериментальных данных.
Исследованию подвергли процесс удаления водорода из жидкой рельсовой стали, выплавленной в мартеновской печи, при продувке аргоном через пористые швы кладки днища сталеразливочного ковша. Исходные данные для моделирования процесса на компьютере формировались в системе единиц СГС. В обработку взяли плавку со среднестатистическими характеристиками, для которой исследовали процесс дегазации расплава всплывающими пузырями инертного газа.
Численные значения параметров исходных данных приведены в таблице 1. Геометрические размеры ковша и диаметр поры:
#ом=400 см; 5"к= 0,8-105 см2; Яош= 25 см; =0,006 см. Масса плавки в заполненном ковше тпл = 0,22-109 г.
Момент времени начала процесса продувки: т 0=0,1 тсл
Выбор т0 обусловлен необходимостью покрытия расплавом не только днища ковша с пористыми швами, но и той пористой части, которая продлена до уровня 10 % высоты ковша.
Общее количество 7УП определялось расчетным путем, исходя из площади пористой части, величины пористости и диаметра единичной поры. В соответствии с данными работы [1] для ковша емкостью 160 т с высотой 3 м, вычисленная площадь пористой части равна 0,11 м2
Таблица 1 - Численные значения параметров для математического моделирования процесса дегазации жидкой стали
Термодинамический параметр и технологический фактор Обозначение Единицы измерения Численное значение
Плотность металла Рм г/см3 6,9
Плотность шлака Рш г/см3 3,0
Температура металла Т 1 м к 1853
Температура окружающей среды т * о К 300
Динамическая вязкость металла Цм г/см с 0,058
Атомная масса газов: А г/атом
водорода Am - 2
углерода Ас - 12
кислорода Ао - 16
аргона А Дг - 40
Молекулярная масса СО мсо г/моль 28
Коэффициент диффузии газов в рас-
плаве железа см2/с
водорода DH 0,15-10"2
углерода Dc см7с 0,128-10"2
кислорода D0 см'/с 0,192-10"3
Постоянные равновесия газов К Г0,5-с/см5/2
водорода кн Г°'5-с/см5/2 0,343 10"7
СО Ксо 5 / 2 см /г-с 0,92810 м |
4А^К
'Ml i т„
El н,
0,17 х106
(1)
гд
¿>„,1. ^„,1 - площади днищ ковшей, см" 8 - величина открытой пористости сечения ковша, 5ср=0,35 (по данным [7]),
Для рельсовой стали концентрация углерода в процессе выплавки доводится до значения 0,7 % ([С]н=0,05 г/см3).
В процессе раскисления стали перед обработкой ее в ковше концентрация растворенного кислорода примерно равна 0,08 % [С]=0,00055 г/см2.
В качестве концентрации кислорода, соответствующей максимальной его адсорбции на пузырьковой поверхности примем величину 0,08 % [2]
Результирующий коэффициент массопереноса водорода через пленку поверхностно активных веществ определяется из выражения:
К
2 раз
(2)
где [8].
[ФИ '
К2 о и К2 я - находятся для каждой концентрации кислорода и серы обработкой графиков
В исходные данные к программе обсчета вводили концентрацию серы, равную 0,02 %. Для разработки математической модели процесса дегазации металлических расплавов продувкой инертным газом примем в качестве исходного соотношения выражение для степени рафинирования металла от водорода:
ЕН0н-0к№н, (3)
где бк - начальное и конечное (по окончании продувки) содержание этого газа в рас-
плаве.
Если газовая смесь, растворенная в металле, удаляется только всплывающими пузырями инертного газа, то для нее можно записать:
Е = \ЬН \\\\д{х,у,г,т)с1У^, (4)
/ г„,У
где У(т) - объем жидкости в рафинирующей емкости в момент времени т;
{У - поток массы основного газа на пузырьковую поверхность, отнесенный к единице объема расплава;
т -текущее время продувки; т0 - момент начала продувки.
Пользуясь выражением для среднего значения функции и на заданном интервале, получим:
= г) (5)
V
£)'Ср - среднее Q', усредненное по всему объему жидкости в данный момент времени.
г
Отсюда £ = 1/0„ \СУ{тУ{гЩт)
Г||
Расчетную формулу для определения £>ср примем:
О' =п I , (6)
X • ,П Ср г г '
где псг-1,.г, - усредненные значения количества газовых пузырей и потока массы. После соответствующих преобразований получаем:
£ = \/ди Д(т ■ II ■ 1,г )/(м,„ ■ т0 ))с1т (7)
Для решения данного уравнения выбран численный метод трапеций с использованием вычислительной техники. Алгоритм расчета сводится к следующей последовательности:
а) формирование исходных данных;
б) выбор шага Дт, по времени продувки т;
в) фиксация начального значения суммы при т=т<, Л—О
г) расчет значения подынтегральной функции ф(т,)
Ф(г, ) = (»!■ И -/1р)/ыр -т0) (8)
д) определения приращения суммы
ДА^Ф^Дг, (9)
е) накопление суммы Я,
(10)
ж) проверка достижения заданной глубины рафинирования Е при ъ>хсп ~ < 3, где § - малый параметр.
При заданном массовом расходе инертного газа при продувке металлических расплавов, объемный его расход существенно зависит от давления и температуры. Для нахождения взаимосвязи интенсивности продувки и термодинамических факторов в математической модели были использованы зависимости:
т,.
'о
где т0 - массовый расход инертного газа; У\ - объем пузыря аргона; рс - давление пузырьковой смеси, Но - молекулярная масса газа в пузыре. Вторая зависимость - уравнение Ван-Дер-Ваальса:
= Тм, (11)
Используя основные газовые законы термодинамики
рУ = (ыАг + МИ1+ММ1 + Д7\
можно считать
NAr+N^ +Ы
н
N
Ук=Ун^х
Рк NAr+Nнíl+NK,
+ ХСпк
+ МС0,Н
(13)
(14)
где индексы "н" и "к" означают начала и конец пути всплывания пузырей в расплаве.
В результате исследования процесса дегазации на основе разработанной математической модели установлено, что количество газовых пузырей в объеме заполненного расплавом ковша возрастает при увеличении интенсивности продувки аргоном через пористые элементы. Это объясняется тем, что возрастание объема инертного газа в расплаве приводит к повышению количества пузырьков сформированных порами. Этот факт хорошо согласуется с полученными экспериментальными данными в лабораторных условиях. При общем количестве пор N„=0,17x106, уровне металла ЯОт=400 см, интенсивности продувки порядка 0,9x10"^ нем7с -среднее расстояние между соседними пузырьками составляет 20 см, а при интенсивности продувки 0,1 хЮ5 нсм3/с - порядка 40 см.
Как следует из рисунка 1, глубина рафинирования жидкой стали Е от водорода по завершению слива металла из печи в ковш возрастает при увеличении интенсивности продувки через пористые элементы.
О, - О нсм7с
-интенсивность, нем/с
Рис. 1 - Зависимость степени рафинирования Е от водорода и массы водорода вынесенные одним пузырем от интенсивности продувки при:
а) постоянной по времени продувки;
б) интенсивность продувки увеличивается пропорционально уровню наполнения.
Такой ход процесса рафинирования вызван повышением количества пузырей в объеме расплава и, следовательно, суммарной площади контакта газ-металл. Однако, скорость роста в,
т.е. ^^^ при этом уменьшается, и при некотором значении интенсивности, глубина рафинирования остается неизменной.
Следовательно, имеют место два рациональных относительно интенсивности режима дегазации металлических расплавов всплывающими пузырями инертного газа в период слива расплава в ковш. Первый из них характеризует наиболее экономное расходование инертного газа. Параметры этого режима получаются в точке пересечения графиков зависимостей £Ш) и тн (С1) (рис. 1). При втором режиме, приводящем к несколько более высокому значению интенсивности продувки, кривая Е(€1) достигает предела (насыщения). Для случаев 1 и 2 оптимальные интенсивности продувки соответственно равны:
0,=0,31X105 нсм3/с а,п=0,22х 105 нсм3/с
□2'=(0,85-ь0,90)х Ю5 нсм3/с 02п=(0,65-0,70)х106 нсм3/с
В качестве сравнения результатов моделирования процесса дегазации стали продувкой аргоном с результатами опытно-промышленных исследований приведены следующие данные (таблица 2).
Таблица 2 - Сравнение результатов моделирования с данными опытно-промышленных исследований
№№ плавок Продолжительность продувки, с Интенсивность продувки, . 1П"5 11СМ> с Содержание Н, см3/100г Разность, см3/100г
опытный металл заводской
1 360 0,28 5,74 6,89 1,15
2 420 0,36 8,15 11,51 3,36
3 600 0,61 6,03 9,18 3,15
4 310 0,23 6,29 8,42 2,13
5 520 0,24 3,71 5,06 1,35
6 480 0,16 8,49 10,90 2,41
7 600 0,67 5,26 8,19 2,93
8 320 оло 8,93 10,65 1,72
9 300 0,10 5,24 5,82 0,58
В соответствии с приведенными данными наблюдается удовлетворительное согласование -жсперимен гапьных данных и расчетных результатов.
Для рассмотрения закономерностей гидро- и газодинамического моделирования процессе« продувки ванны инертным газом необходимо и достаточно совпадения всех безразмерных параметров задачи в натуре и на модечи
Отсюда для подобия процессов следует удовлетворить требованиям: i.u hh т
Re ^idem (15)
Fr-idem
We--'idem, где Ей, Fr, Re, We - критерии Эйлера, Фруда, Рейнольдса и Вебера.
Число физических независимых переменных в рассматриваемой системе - три: расстояние, время, давление. При создании модели можно ввести только три линейно независимых масштабных коэффициента для пересчета результатов, полученных на модели и в натуре: геометрический масштаб тх; масштаб времени mz и масштаб давления тр. Эти масштабы выбираются так, чтобы удовлетворялись условия подобия - как решения системы уравнений [9, 10].
Анализ условий осуществляется с целью приближенного моделирования. В результате решения системы уравнений имеем
тг
"С Щ,
(К
; Л
1/4
Р
PJ
т„ -
и
U:
;Ч1/2
1/2
Ро)
тр =
О-.,
У о- J
f i л1/2 Ел.
^P'oJ
(16)
где р и а - физические параметры металла в натуре и модели.
Условия гидродинамического подобия системы жидкость-газ при моделировании продувки стали инертным газом через пористые элементы приближенно могут сводиться к требованию
Еи=к1ет; We=idem (17)
Совокупность физических величин, приведенных к безразмерному виду, выражается зависимостью:
Лн_ нп
(
А г Re-.Fr
Н
ко
УУе' Еи-И^е' и-/' ^ ' 4. ) '
где Аг - критерий Архимеда;
/ - удельная интенсивность продувки;
Имитирующими средами являются воздух, вода дистиллированная и водный раствор соли МаСЛ.
Экспериментальное исследование гидродинамики ванны заключалось в продувке воздуха через пористое днище в водный раствор ЫаС1. Лабораторные исследования выполняли на холодной модели прямо- и противоточного реактора.
17
7//>///,
1 - ОТСТОЙНИК
2 - газовая пробка
3 - пористое дно
4 - пробковый кран
5 - стакан
9 - газопровод 10, 11 - ротаметры
12 - кран
13 - манометр
14 - редуктор
15 - ресивер
■' /У/ у, Н-,0
6 - реактор и - ресивер
7 - моделирующая жидкость 16 - вентиль ■ водопровод 17 - комггоес
17 - компрессор
заполнение емкости
£ движение пузыря | воздух
Рис. 2 - Установка для экспериментального исследования изменения относительного уровня жидкости при донной продувке ее неассимилируемым газом.
Размер диаметра отрываемого пузырька с1отр определяли по методике В.М. Шевелева и Л.М. Кислицкой [11] в зависимости от расхода газа V,- и диаметра сопла. Зависимость расчетного отрывного диаметра пузырька от расхода газа при 1 мм представлена на рис. 3.
По данным наших исследований выявлено, что с увеличением удельной интенсивности продувки характер зависимости АН/Н0 может существенно изменяться. Это объясняется характером движения и формой существования газовых пузырей при изменении удельной интенсивности продувки. Продувка в противоточном режиме характеризуется увеличением относительного уровня жидкости. В реальных условиях продувка ванны с целью дегазации производится при значительно меньших расходах инертного газа [9, 12].
Безразмерная величина расхода газа, УБ 1-Но=0,0бЗ; 2-Но=0,1; 3~Но=0,2; 4-На=0,4, 5-Нц=0,5.
Рис. 3 - Зависимость отрывного диаметра пузырь- Рис. 4 - Зависимость относительного уровня ван-ка от расхода газа через сопло диаметром 0,001 м; ны от удельного расхода неассимилируемого газа. 1 и 2 - /1=3,25 и 1,88.
В результате экспериментальных исследований установлено, что увеличение относительного уровня жидкости зависит, в основном, от времени пребывания пузырей в ней. Характер зависимости г пп = /(/) зависит от режима продувки ( прямоток; противоток) и от уровня
жидкости ванны. Поведение начальных участков кривых (рис. 5) при продувке в режимах прямо- и противотока существенно не отличается. Это, очевидно, обусловлено пузырьковым режимом всплывания газовых пузырей Но при />0,08 нм7м2„ характер кривых при противоточ-ном режиме продувки существенно отличается.
¿1 г
0 0,04 0,08 0,1 2 0,1 6 I, нм3/м2с 0 0,04 0,08 0,1 2 0,16 I, нм3/^
а) режим прямотока б) режим противотока
1-Но=0,4м, 2-Но=0,05м 1-Но=0,4м; 2~Но=0,05 м
Рис. 5 - Влияние удельного расхода газа на среднюю продолжительность пребывания пузырей в газожидкостной смеси при продувке в режиме прямотока и противотока.
Полученные зависимости АН/Н0 = /(/); т -/(0 указывают на сложный характер
движения и взаимодействие пузырей в газожидкостной системе. Продувка в противоточном режиме характеризуется большим увеличением относительно уровня барботируемой жидкости [9, 10, 13].
Серия проведенных на лабораторной установке экспериментов выявила влияние плотности моделирующей жидкости (раствор хлорида натрия в воде) на изменение относительного уровня барботируемой газожидкостной системы АН/Н0. Установив с помощью киносъемки скорость всплывания газовых пузырей и, авторы получили характерные зависимости и = /(/), которые продемонстрировали вывод: чем больше уровень продуваемой ванны, тем больше средняя скорость всплывания газовых пузырей. При малых расходах газа пузырьки движутся цепочкой в пузырьковом режиме, но с ростом / от 0,01 до 0,04 нм7м2-с скорость
всплывания уменьшается до определенного значения и далее не зависит от удельной интенсивности продувки г.
Результаты холодного моделирования гидродинамики ванны авторы использовали для определения рационального режима продувки Аг стали в ковше. Предлагается начинать процесс продувки металла аргоном при наполнении ковша на 0,2 Нк (высоты ковша) при повышенных расходах аргона (¿Аг= 0,02-0,03 нм3/с). Но при приближении слоя шлака к верхнему уровню (Нн= 0,8Дсовша) интенсивность подачи аргона рекомендуется уменьшить до 0,01 нм /с.
¿4
¿3
.3?
уровень 4 (Н4, У4, д; Р4; Т4, Р+)
уровень 3 (Н3; З3; У3; Р3; Т3; Р3)
уровень 2 (Н3; У2, Ра, Та, Ja, Р^
а
уровень ! (Н^ V,, р, Р^ Т
¡' - 1-
- -
Гцс. 6 • Схема расчета основных га'-ю- и гидродинамически* параметров п|>«»-лувки жидкого мпалл.» аргоном, подаваемым через 1-ормстыс на.ы сн1лст>а>
Ковш вместимостью 220 т имеет следующие размеры: ¿/,=2866 мм; высота рабочего пространства Нк= 4270 мм; высота металла 4043 мм; высота слоя шлака 150-250 мм.
Для составления физико-химической модели массо-обменных процессов удаления водорода из металлического расплава была разработана методика и из го-то влена лабораторная установка. В качестве имитирующей жи;иса-■ли применяли р.<с-тьор хлора в дисти'ь лит'О'.апной в-^де. а к
1с{С1],
(19)
качестве инертного газа был использован компрессорный воздух | ¡4].
Начальная концентрация хлора составляла 0,0265 мае. %.
Физико-химическое моделирование массообменных процессов удаления водорода из жидкой стали разработано впервые. За основной параметр процесса была принята глубина (полнота) удаления хлора из его водного раствора.
При равновесии в системе жидкость-газовая фаза согласно законам Сивертса и газовой термодинамики имеет место равенство
1С/Т
где ()ц - удельный расход дегазирующего реагента, нм7т;
[С/] - концентрация С/ в водном растворе ;
Р1 - суммарное давление в пузырьке Рг=Р«+Р[с\]- (20)
Проинтегрировав уравнение в пределах от 0 до 0т, и от [С7]нач до [С/]кш„ получим уравнение для определения удельного теоретического расхода дегазирующего материала в зависимости от изменения концентрации хлора в воде.
= - | 1(Г2К2;-Ръ /ю-24с/] (21)
0 ["I, }£1\ [С/1,
= 10~гКа Р, .1п([С/]7[С/];.)+10 2([С/]„-[С/1) (22)
Qm = ю-2{^7-рЕ.1п([а])./[а]г)+д[с/]}. (23)
Уравнение (22) показывает, что теоретический расход зависит от целого ряда переменных факторов: начальной концентрации хлора и заданной степени дегазации; давления газовой фазы и температуры [С/] = /(г); Кп = /(г).
С учетом влияния перечисленных и технологических факторов на глубину дегазации составлена совокупность физических параметров на оценивающий фактор процесса Е. Е - степень удаления хлора из водного раствора:
Е = [Cl\ -[С/],/[С/]„ = (ЦВ-Hjd, ■ djdc), (24)
где В - комплексный критерий массопереноса
МЛст] •
P = Djd
D - коэффициент молекулярной диффузии Cl в водном растворе;
8- протяженность пограничного диффузионного слоя;
ô=(vr-r/u)I/2;
F£ -суммарная поверхность пузырей;
v - кинематическая вязкость жидкости;
/• - радиус пузыря.
Изучение зависимостей изменения концентрации хлора в водном растворе при различной удельной интенсивности продувки i (/ - переменная) и уровне ванны На (/ /„ - переменная) показало, что зависимости Л[("7]=Д/) и Л[С7]=/Шо) имеют сложный характер и описываются кинетическими уравнениями i* по;>я;жа. Процесс дегазации хлора из водного раствора хлора лимитируется массопереносом хлора в рас fворе
d[C!]/dr = -K\Clf . (25)
Ясс:;е ¡овання проведенные в прямоточном режиме продувки при исходных данных: Л///£$--ЗЛЗ и АН/ Ни -0.46; zr-'i.j94 м/с и /=0,124 hmVh'c, показывают четкую связь глубины дегазации ь-одного раствора ь зависимости от критерия В.
0 2 4 6 8 10 В
Рис. 7 - Влияние критерия В на глубину дегазации водного раствора от хлора при прямоточном режиме продувки [С/]„=0,0156 %.
Как видно из рис. 7, кривая Е=/(В) содержит три характерные области. В первой области (В<0,9) рост глубины дегазации протекает более интенсивно, а при В> 1 количество удаляемого хлора растет очень медленно. При 1,7<#<2,0 дегазация практически не протекает. В области 0,9<5<1,1 имеет место снижение глубины роста дегазации водного раствора.
Выводы
Анализируя полученные в результате создания физико-химической модели данные , можно утверждать, что имеет место влияние Hcjdk на Е, но это влияние слабо. По экспериментальным данным проверено соотношение
F(7=([%C/]„-[%C/],)/r, (26)
где Va - скорость дегазации.
Построены также кинетические кривые. На основании кривых подтверждено, что скорость дегазации по ходу продувки непрерывно снижается. Исследования, проведенные в прямоточном режиме и в режиме противотока, позволили сделать важный вывод о влиянии критерия В на глубину дегазации водного раствора: процесс дегазации водного раствора протекает более ускоренно при противоточном режиме продувки. При одних и тех же значениях критерия В степень дегазации раствора выше при противоточном режиме продувки и меньшем диаметре калиброванного отверстия.
Для производственных условий с помощью рассчитанной модели был составлен алгоритм расчета значений комплексного критерия В с учетом поверхностно-активных элементов. Изучая зависимость Е=/[В) (рис. 7), по данным холодного моделирования и на объекте, установлено хорошее совпадение данных при В< 12. Величина относительного отклонения не превышает 10 %. Следовательно, соблюдая условие B=idem по уравнению
можно прогнозировать продолжительность продувки железоуглеродистого расплава аргоном, подаваемым через пористые швы ковша
Режим продувки аргоном при В<i2 является наиболее ранио'кт.кьш. Удельный расход, его необходимо поддерживать на уровне 0.04-0.07 вм'7т
Продолжительность продувки 6-8 минут. Совмог ая ее г выпуском металла из сталеплавильной печи следует начинать продувку при наполнении ковша металлом на 0.2 его высоты и продолжать продувку при наполнении ковша еще п течение 2 :3 минут, но уже при минимальной интенсивности продувки.
Новая технология обработки стали аргоном, позволяет уменьшить расходы, связанные с подготовкой ковша при замене футеровки и существенно снизить расход аргона на продувку жидкого металла. Продувка жидкого металла по новой технологии способствует снижению концентрации водорода на 13—45 % и объемной доли неметаллических включений на 12—43 %.
Перечень ссылок
1. Скорость движения газовых пузырей и изменение уровня жидкости при интенсивной ее продувке. / Меджибожский М.Я., Бакст В.Я., Шибанов В.И., Сельский В.И. // Тепло- и мас-сообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов.-М.:Металлургия, 1975.-С.78-85.
2. Шифрин В.М., Кадинов Е.И. Исследование эффективности дегазации металла при продувке его аргоном в ковше // Известия вузов. Черная металлургия, -1975.-№12,- С. 59-64.
3. Харлашин U.C., Захаров Н.И., Мармур X. Дегазация металлических расплавов от водорода при различных режимах продувки инертным газом. // Материалы 4-й региональной научно-технической конференции. Мариуполь: ПГТУ, 1997,- Т. 1: Металлургия. - С. 2.
4. Белов И.В., Прокопов A.B. Влияние массообмена в системе газовых пузырей и жидкости. // Ж-л прикладной механики и технической физики.-1969.-№ 1.- С. 116-121.
5. Продувка стали газами в ковшах с пористым днищем. / Немченко В.П., Козьмин В.К., Баст-риковН.Ф. и др.//Сталь,- 1973.-№ 8,-С. 715-716.
6. Явойский В.И., Дорофеев В.А., Повх И.Л. Теория продувки сталеплавильной ванны. - M.: : Металлургия, 1974.-495 с.
7. Turkan S., Lange К. Entgasung von Metallschmelzen mit Blasen schwärmen. // RES. 1985,- B.56. № 5,- S. 247-253.
8. Фрумкин A.H., Левин В.Г. О влиянии поверхностно-активных веществ на движение на границе жидких сред. // Журнал физической химии.-1959.-№ 23.- С. 1183.
9. Харлашин П.С., Захаров H.H., МармурХ. Математическое моделирование процессов дегазации жидкой стали продувкой инертным газом через пористые элементы // Приднепровский научный вестник,-1998.- №12.-С. 43-48.
Ю.Глинков М.А., Меньшиков Р.И., Урбанович Л.И. Математическая модель дегазации жидкой стали пузырями инертного газа и окиси углерода. Сообщение 2 //Известия вузов. Черная металлургия.-1973.-№7,-С. 174-175.
11 .Шевелев В.М., Кислицина Л.М. Методика и некоторые результаты моделирования гидродинамики продувки металла аргоном. // Известия вузов. Черная металлургия. - 1970,- № 12.- С. 46-50.
12.Сано М. Взаимодействие жидких металлов с введенными в них пузырями газов. // Инжек-ционная металлургия, - М.: Металлургия, 1981.- С. 83-87.
13.Кутателадзе С.С., Стырикович М.А. Гидродинамика газожидкостных систем. - М.: Энергия, 1976,- 296 с.
14.Харлашин П.С., Мармур X. Физико-химическое моделирование процесса удаления водорода из железоуглеродистого расплава продувкой инертным газом. // Приднепровский научный вестник - 1998.-JVb 66.-С. 59-66.
лиглаиз;'« П-тр <. гсппиовяп Д г техн. наук, проф., зав. кафедрой металлургии %.гали. очон-ч;;; %*.;,п:!-иа;г!.; • за;у;.: -г<.;ее»;ий инсгигу* в ¡972 году. Основные направления научных исследований - развита»- -сч'ретччилнл и 1 синологических основ создания ма териалов с гарантированными свойствами; ус^.ср'уенстьог'.ание существующих сталеплавильных процессов с целью снижения ресурсозатрат.
Захаров Николай Иванович. Канд. техн. наук, доцент кафедры "Техническая теплотехника". Окончил Донецкий политехнический институт в 1980 году. Основные направления научных исследований - математическое моделирование процессов дегазации в металлургических расплавах.
