CC BY
29
УДК 669.184
Куземко Р.Д., Сущенко А.В.
УЛУЧШЕНИЕ ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА КОНВЕРТЕРНОЙ ПЛАВКИ ЗА СЧЁТ РЕГЕНЕРАЦИИ ТЕПЛОТЫ ОТХОДЯЩИХ ГАЗОВ
Одним из радикальных направлений снижения энергоёмкости сталеплавильного производства, в частности кислородно-конвертерного, является замена утилизации физической и химической теплоты отходящих из плавильного агрегата газов на её регенерацию в процессе. Для сталеплавильных агрегатов идеальным регенератором тепловой энергии отходящих газов являются шихтовые материалы и, в первую очередь, металлический лом. Классический пример сталеплавильного процесса с полной регенерацией теплоты газов и минимальным расходом энергии - процесс EOF, разработанный фирмой КОРФ. Первая 60 т печь EOF, - прообраз будущего сталеплавильного агрегата с безотходной технологией -работает с 1982 в г.Сан-Пауло (фирма "Алиперти их расчёта. "). В нашей стране отсутствует как опыт эксплуатации подобных агрегатов, так и надёжные методы Учитывая также тот факт, что ряд металлургических комбинатов (например, МК им.Ильича) планами перспективного развития предусматривают замену мартеновских печей агрегатами типа EOF [1], представляется актуальной задача по разработке методик расчёта сталеплавильных агрегатов подобного типа.
Нагрев лома. В настоящей работе проведено исследование процесса подогрева лома перед плавкой за счёт физической и, частично, химической теплоты конвертерных газов и его влияния на ход плавки. Лом можно нагревать в специальной камере (рис. 1) или просто в футерованном совке. Естественно, что форма и размеры кусков лома, а также их расположение в камере носят случайный характер. Такими же являются и условия теплообмена для каждого куска. Так как предсказать фактическое расположение лома в камере
Рис. 1 -Схема движения конвертерных газов
1 - конвертер, 2 - камера нагрева лома, 3 - толкатель
невозможно, рассматривали большое число вариантов упорядоченного его расположения, изменяя в широком диапазоне параметры завалки: размеры кусков (пакетов), их плотность, порозность, степень загрязнения поверхности и т.д. Это позволило смоделировать различные варианты реального расположения лома в агрегате.
2
I
/
3
Учитывая отмеченные выше сложности расчёта, модель нагрева лома разработана с учётом следующих допущений: 1) Лом представляет собой расположенные определённым образом бесконечно длинные параллелепипеды. 2) Так как площадь поверхности кусков лома, обращённая к футеровке, значительно меньше общей поверхности теплообмена "газ-металлошихта", теплопередачей от лома к стенкам камеры пренебрегали. 3) При учёте влияния на теплообмен загрязнения поверхности скрапа плавильной пылью принимали, что пыль равномерно осаждается по этой поверхности.
Лом, заваленный в камеру, разбивали (по ходу газов) на N слоёв, в пределах которых параметры его принимали одинаковыми. Длительность нагрева лома (продувки плавки) также разбивали на достаточно малые промежутки по времени, в пределах которых температура отходящего газа, его состав и свойства (коэффициенты теплопроводности Яг, кинематической вязкости уг, плотность рг, теплоёмкость с'р и др.) не изменяются.
За у- ый промежуток времени Ат} тепловой поток, полученный г- ым слоем завалки массой/Я(, равен
<21 =
щ,
О)
где
4
средняя (в интервале температур) теплоёмкость лома; , ^ -
среднемассоваятемпература /-го слоя лома в начале и в конце у-го промежутка времени, соответственно.
С другой стороны, этот поток равен тепловому потоку, переданному газами г- му слою лома за врет ¿Ц.
* А'Ъ-Л"-1 г-'г
(2)
где с'р
V - средняя объёмная изобарная теплоёмкость запыленных газов, определяемая
; в зависимости от температуры газа: на входе и на выходе tiгi из /- го слоя
металлозавалки; Ун - объёмный расход газов при н.у. После совместного решения (1) и (2) получим
Г
-
г,1 'г,
(3)
где -/¿/^-изменение энтальпии г-го слоя металлозавалки за у- ый
промежуток времени.
' В случае нагрева лома без его оплавления для описания динамики температурного
воля по слоям завалки воспользуемся известным методом расчета тонких тел с поправкой
I на массивность. Тогда температура /- го слоя лома в конце у- го промежутка времени определится как.
4 ' V рлСА
где = 0,,+ - средняя температура газа в /-ом слое лома за )- ый
промежуток времеаи; рл - плотность лома; - характерный размер (эквивалентный диаметр) кусков го слоя . тома.
Коэффициент теплопередачи от газов к лому К0 рассчитывали с учётом поправки на массивность
Ка=К/(1+Вг/Км), (5)
где В\ =КЫ> /Дл - число Био; К=\^1 / а+ 3 / Д3)] - коэффициент теплопередачи от
газов к лому; Д, - коэффициент теплопроводности лома; Км =КМ (5;) - справочный коэффициент, зависящий от массивности тела; а^ -ак + а„ - суммарный коэффициент теплоотдачи, учет ывающий вынужденную конвекцию и лучистый теплообмен; А, ,3, -коэффициент теплопроводности и толщина слоя пыли на поверхности лома.
Заметим, ® :то для пакетированного лома использование в качестве Д, коэффициента теплопроводносп?: цельного куска является некорректным. В этом случае необходимо пользоваться э4 ' {»ективным коэффициентом теплопроводности, который рассчитывается по уравнению
3 - 3 1-^1~Рг,ак/Р
Аэфф- А----, (о;
2~ Рпак/Р-у!1-Рпак/Р
где р„ак - эф^ активная плотность пакета; р - плотность цельного куска лома.
Коэффициент конвективной теплоотдачи ак находили с помощью критериальных
уравнений вида
Ии = сЯет Ргп , (7)
гдеЫи = ах ¿,7Д.; Ле = щ<Щ уг; Рг -числа Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля соответственно; м>i - средняя скорость газа 'в г- ом слое завалки; с, т, п - справочные коэффициенты применительно к поперечному или продольному (при коридорном или шахматном расположении кусков в камере) варианту омывания лома газом.
Коэффициент теплоотдачи излучением от газа к лому равен
С,
ал =
(т^/юо)4 -(т^/юо)4
(8)
Т1) '
где Тг'л, Т„'л - средняя температура газа и лома в ; - том слое за у - тый промежуток
времени; С0 - коэффициент излучения абсолютно чёрного тела; ег, ел - степень черноты газа и лома соответственно.
В случае, если перед камерой нагрева лома конвертерные газы частично или полностью сжигаются, температура газов на входе в камеру определяется из выражения
°р
СР
I V -4-11
в^теор I
О '
(к +авЬ„
(9)
где (у* - температура уходящих из конвертера газов; - температура газов на входе в камеру; £?со= 12644 кДж/м3- теплота сгорания СО; ав - коэффициент расхода воздуха;
гсс - объёмная доля СО в конвертерных газах; Ьтеор - теоретический расход воздуха при горении СО.
В случае, когда /- ый слой лома начинает оплавляться принималось, что температура плавления ^ постоянна и равна температуре ликвидуса. Тогда выражение для определения в (3) принимает вид
Коэффициенты гидравлического сопротивления при расчётах потерь давления газов Ар, по слоям металлозавалки в камере определяли как для насыпей, состоящих из кусков . произвольной формы [2].
С использованием представленной выше математической модели были проведены аналитические исследования процесса нагрева лома перед плавкой отходящими газами для условий работы 250 т кислородного конвертера. Нагрев моделировали при различных вариантах последовательности (по ходу газов) завалки лома в камеру, например: куски (с/ — 1 мм - 5 %, 10 мм - 10 %, 20 мм - 15 % по массе; рл= 7800 кг/м3; рнас =850 - 1200 кг/м3), затем обрезь (50 мм - 10 %, 130 мм - 5 %, 300 мм - 5 %; рнас = 1500 кг/м3) и пакеты {й = 400 мм - 50 %; рпак = 3500 кг/м3; ртс =<= 2000 кг/м3). При завалке только пакетами принимали, что с1 = 800 мм, рл - 2000 кг/м3; рнас - 1200 кг/м3. При расчётах состав и температура чугуна были приняты следующими: С "4,0; Мп - 0,9; S^ = 0,77; Р = 0,05; 5'«0,04 %; 1325 °С. Запылённость отходяцщх газов на входе в камеру и выходе из неё составляла соответственно 50-=-250 и 0-=-150 г/м3. При расчётах принимали, что температура газа на. входе в камеру равномерно увеличивается в соответствии с ростом температуры расплава в ванне В. конце продувки она равна = 1640 °С при а, = 0 и 1925 °С при ав = 0,1. Теплофизические свойства отходящих конвертерных газов (90 % - СО, 10 % - С02) и лома выбирали в зависимости от температуры.
В таблице представлены результаты расчёта для условий работы 250 т конвертера при интенсивности продувки плавки / = 4 м3/(т мин) и площади поперечного сечения
камеры нагрева лома Рк = 25 м2.
(10)
Таблица - Результаты расчёта нагрева лома конвертерным газом
куски - обрезь - пакеты
обрезь - куски- пакеты
пакеты
куски
Состав лома
ав °С у/, % <р,%
0 646 33,4 3.3
0,1 760 37,7 15
0 550 31,8 0
0,1 703 34,8 0
0 556 32,0 4,3
0,1 706 35,0 20
0 123 24,4 0
0,1 148 24,6 0
С
В таблице: t„ - средняя температура нагрева лома; цт- доля лома в металлошихте (в соответствии с расчётом теплового баланса плавки); <р - доля лома, расплавившегося в камере в процессе нагрева; f«« - температура газов на выходе из камеры.
Анализ показывает, что среднемассовая температура нагрева лома t„ и величина гидравлического сопротивления металлозавалки Ар в основном зависят от фракционного состава (вида) лома, а также , его последовательности завалки в камеру. Сопротивление Ар изменяется в диапазоне от 0,003 (пакеты) до 0,54 МПа (куски) и тем больше, чем больше удельная поверхность кусков лома.
В качестве примера, на рис.2 представлено распределение температуры: t„ в первом и последнем слоях завалки, а также и 1вых для различных моментов продувки при
Рис.2-Изменение температуры газов на входе и выходе из камеры нагрева лома и температуры слоев завалки в зависимости от времени продувки.
Фракционный состав и последовательность завалки: обрезь (20 %), куски (30 %),; пакеты (50 %); I = 5 м3/(тмин) (а), 10} = 2,5 м3/(т мин) (б), Рк = 25 м2; температура.
1, 2 - первого и последнего слоя лома; 3, 4 - газа на входе и выходе из камеры ; --а« = 0; ....... а, = 0,1.
Плавление лома. Для исследования влияния предварительного нагрева лома на ход рафинирования расплава в конвертере использовали обобщённую динамическую модель кислородно-конверторной плавки [3]. Рассчитывали допродувочный период (от; начала заливки чугуна), период плавления лома и конечный период продувки (твёрдая фаза отсутствует). С точки зрения массообмена плавка была разбита также на 3 периода: начальный, период интенсивного обезуглероживания расплава и период продувки после" достижения критической концентрации углерода для реакционной зоны.
При расчёте плавления лома использовали двухмерную модель. В качестве кусков^ лома рассматривали параллелепипеды с размерами 2х-2у-Н. Расчёт вели методам! конечных разностей по времени, считая, что в конвертерной ванне происходит всестороннее ^ равномерное омывание поверхности кусков лома расплавом. При заливке чугуна вг относительно холодный лом на последнем происходит намерзание "корочки" чугуна, затем; последующее её расплавление и лишь после этого происходит расплавление собственно
куска лома. На границе раздела фаз "твёрдое тело-расплав" концентрация углерода может быть принята равной концентрации его в расплаве [4]. В соответствии с этим температура на границе равна температуре ликвидуса при этой концентрации. Таким образом нагрев куска лома происходит при граничных условиях 1-го рода. Тогда через промежуток времейи Ат относительную температуру куска можно представить следующим образом:
&=0Х&У. (11)
8
Jin2{2n-Í)
ехр
2п-1
п
ал т
(12)
Ах=-
(14)
где а - коэффициент температуропроводности лома; и - число членов ряда при расчёте (при Ат= 1 с можно принять п = 20).
По оси у распределение температуры находится аналогично (12).
Среднемассовая температура куска лома в конце шага по времени 'Ат составляет
(13)
где - среднемассовая температура лома в начале интервала Ат (в начале расчёта плавки 1п о равна температуре предварительного нагрева лома /м).
Движение границы раздела фаз (изменение линейных размеров кусков лома за время' Ат) определим из выражения
_ ар({р ~ '*)&Г ~ С»РпХ{К -*п,0)ух
где tp - температура расплава (жидкого металла) в ванне; ар - коэффициент теплоотдачи от расплава к поверхности твёрдого куска (в расчётах принят равным 15 кВтДм^К)); ух - уН 1( ху + хН + уН ) - коэффициент, учитывающий распределение теплоты в ломе в направлении оси х, у - теплота плавления твёрдой фазы.
Аналогично (14) рассчитывается величина Ау.
Через интервал Ат текущий линейный размер куска лома составит х = ха- Ах, где х0 - начальный линейный размер на данном шаге. При Ах > 0 происходит плавление твёрдой фазы, а при Ах<0 - наморажевание "корочки" расплава.
Для заданного интервала Ат изменение температуры расплава^ в ванне определяли на основе уравнения теплового баланса конвертерной ванны, приняв для удобства расчёта за нулевой уровень температур - температуру ¡р
tp+M,
AH£-Qd tp +Qp t +Q»+Qn, F (15)
где АНх- суммарный тепловой эффект реакций шлакообразования и окисления компонентов расплава кислородом дутья при температуре ¡р, Qй - количество теплоты, затраченное на нагрев дутья от его температуры до Qг, - количество теплоты, затраченное на нагрев на. А(р газовой фазы и шлака, образующихся за время Ат; Qp, <2л -• теплота, затраченная на нагрев металлического расплава и на нагрев и плавление лома в ванне; Q„ - потери теплоты за время Ат (аккумуляция кладкой, потери излучением через горловину, конвекцией от корпуса и др.).
В качестве примера использования разработанной модели были выполнены расчёты плавок для условий работы 250 т конвертера с донной продувкой (I0j - 4 м3/(т-мин)), как
наиболее простого варианта реализации комбинации конвертера с камерой нагрева лома. Продувка заканчивалась при содержании углерода в расплаве ванны, равном 0,08 %.
Расчёты показали, что в зависимости от вида лома и средней температуры его предварительного нагрева tH (при прочих одинаковых исходных параметрах) характер изменения tp по ходу плавки может быть существенно различным. При использовании легковесного лома (х = у - 0,02 м) после заливки чугуна температура его снижается на * 130 - >80 °С (рис.3,а), причём температура tH относительно слабо влияет на это падение. Вместе с тем величина t„ существенно влияет на время расплавления кусков скрапа. При отсутствии подогрева лома на его поверхности образуется "корочка" намёрзшего расплава, которая исчезает примерно через минуту после начала продувки. В случае предварительного подогрева лома уже в период заливки чугуна происходит растворение "корочки" намёрзшего расплава и начинается расплавление самих кусков лома. При tH- 750 °С к началу продувки расплавляется 9 % лома, при tH = 1000 °С - 30 -г 40 % лома и при tH = 1200 °С - более 50 %.
Рис.З-Изменезие температуры расплава в конвертере по ходу плавки с использованием легковесного (а) и тяжеловесного (б) лома _
1- у=0,204; /„ = 0°С; 2-^=0,289; /Я= 750°С;
3- цг- 0,338; = 1000 °С; 4- ^=0,390; ^= 1200°С. |
у/ - доля лома в металлошихте; - температура предварительного нагрева лома в ^
а
камере; вертикальная черта на кривых - момент полного расплавления лома , |
Тяжеловесный лом (х = у = 0,2 м) расплавляется медленнее. Поэтому снижение^ температуры чугуна в допродувочный перйод меньше и составляет 75 - 100 °С (рис.3,б). Охлаждающий эффект сказывается на большем протяжении времени плавки и скорость подъёма tp в первой половине продувки меньше, чем при использовании легковесного лома.
В дальнейшем (после расплавления основной части лома, т е. спустя 30 - 40 % времени продувки) скорости нагрева расплава практически выравниваются.
* * *
Разработана математическая модель процесса нагрева лома перед плавкой отходящими из сталеплавильного агрегата газами. Для условий работы 250 т конвертера выполнены расчёты, в которых в широком диапазоне варьировали размерами кусков и пакетов, порозностью, степенью загрязнения поверхности лома, интенсивностью продувки, степенью дожигания СО, площадью поперечного сечения камеры нагрева лома и др. параметрами. Показано влияние температуры предварительного нагрева лома на долю скрапа в металлозавалке и динамику конвертерной плавки с использованием легковесного и тяжеловесного лома
Перечень ссылок
1. Налча Г.И. Интеграция в мировую экономику: проблемы и возможные пути их решения на меткомбинате им. Ильича // Металл и литьё Украины. -1997. -№ 2-4. -С. 103 -108
2., Кутателадзе С. С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление: Справочник. -М.: Энергоатомиздат, 1989,- 232 с.
3. Капустин Е.А., Сущенко A.B. Развитие теории и математической модели кислородно-конвертерной плавки./Вопросы теории и практики сталеплавильного производства: Науч. тр,ММИ.-М Металлургия, 1991.-С.57-73.
4. О механизме плавления лома в конвертере / Лейдерман А.Д., Сущенко A.B., Капустин Е.А., Скребцов AM // Деп. в Черметинформации № 5303,1989,- 44 с.
