CC BY
131
ся по сравнению с исходными шламами с 0,6 до 0,38%, а массовая доля железа повышается на 6% и составляет 60%. Извлечение железа в камерный продукт высокое - 91,4%, но при этом и потери цинка с железосодержащим продуктом также остаются достаточно большими - 54,9%.
При разработке технологической схемы пря-мой анионной флотации шламов доменного про -изводства цинксодержащие минералы депресси-ровали подачей жидкого стекла и цинкового купороса, а железосодержащие минералы флотировали олеатом натрия. По этой схеме получали пенный продукт с массовой долей железа 56,359,6%, цинка - 0,43-0,46%. В этом случае выход пенного продукта высокий - 78-85%, извлече-ние железа в него - 84,3-88,7%. Цинксодержа-
щий камерный продукт характеризуется повышенным содержанием цинка - 0,88-0,91%, железа в нем - 24-26%. Полученные предваригель-ные результаты говорят о целесообразности флотационного обогащения шламов газоочисток доменных печей. Дальнейшие исследования будут направлены на разработку технологии, которая позволит комплексно перерабатывать шламы доменного производства и получать железосодержащий продукт с высокой массовой долей железа и минимальным содержанием цинка для использования его в аглопроизводстве и цинксо-держащий, который в зависимости от массовой доли цинка может быть использован или для производства цинка, или утилизирован в це -менгной промышленности.
УДК 621.746.628
Д. А. Бояринцев, А. С. Масальский, В. Н. Селиванов
ЗАТВЕРДЕВАНИЕ СТАЛИ В КРИСТАЛЛИЗАТОРЕ СЛЯБОВОЙ МНЛЗ
Затвердевание металла в кристаллизаторе оказывает решающее влияние на процесс разливки На выходе из кристаллизатора слигок должен иметь достаточно прочную оболочку, способную выдержать без разрыва усилие вытягивания. Поэтому процессы, протекающие в кристаллизаторе, играют важнейшую роль в получении бездефектной заготовки.
Обычно затвердевание металла в кристаллизаторе описывается законом квадратного корня:
£= к\[г , (1)
где £ - толщина слоя затвердевшего металла, мм; к - коэффициент затвердевания; г - время затвердевания, мин.
Однако зависимость (1) не дает всей информации, которая требуется для разработки научно обоснованной технологии непрерывной разливки, учитывающей параметры разливаемого металла, конструкцию МНЛЗ и обеспечивающей получе -ние заготовок требуемого качества. Поэтому зависимость (1) требует уточнения и детализации.
Экспериментальное изучение процессов, протекающих при затвердевании металла в кристаллизаторе в промышленных условиях, связано с большими, зачастую технически непреодолимыми трудностями. Поэтому для изучения процессов, протекающих в кристаллизаторе МНЛЗ, нужны другие подходы.
Решение данной проблемы ввдигся в сочетании теоретического анализа процесса, известного в общих чертах, с одной стороны, а с другой -в получении некоторой опытной информации, которая должна быть достаточно доступной, достоверной и характеризующей эти процессы. При таком подходе может быть предложена ме-тодика изучения процессов, протекающих в кристаллизаторе МНЛЗ, которая основана на использовании кристаллизатора как своеобразного калориметра. Основная вдея предлагаемого подхода к изучению процесса затвердевания металла в кристаллизаторе состоит в сопоставлении опытной информации о тепловыделении в кристаллизаторе с результатами вычисления тепловыделения, базирующимися на тепловом балансе затвердевающего слитка. При этом в уравнения теплового баланса затвердевшего в кристаллизаторе металла закладываются в общем ввде искомые зависимости, которые затем конкретизируются путем приведения в наилучшее соответствие тепловыделения, вычисляемого из баланса, с найденным опытным количеством тепла, полученного кристаллизатором.
Расходная часть теплового баланса может быть представлена как тепло, отданное кристаллизатору слитком. Приходная часть может быть представлена как сумма трех составляющих:
- теплота перегрева жвдкого металла над температурой ликвидус;
Затвердевание стали в кристаллизаторе слябовой МНЛЗ Д.А.Бояринцев, А.С.Масальский, В.Н.Селиванов
- скрытая теплота кристаллизации, выделившаяся при переходе части жвдкого металла в твердое состояние;
- тепло, выделившееся при некотором охла-ждении этого металла после затвердевания. При составлении уравнений приходной части
теплового баланса предполагается, что существуют зависимости, описывающие охлаждение жид -кого металла в кристаллизаторе, динамику нарастания толщины слоя затвердевшего металла и изменения температуры поверхности слигка, которые известны в общем ввде с точностью до нескольких настроечных коэффициентов. Эти коэффициенты можно подобрать так, чтобы во всем пакете уравнений теплового баланса, составленных для многих опытов, установилось минималь-ное различие приходной и расходной части [2]. В качестве параметров процесса затвердевания, определяемых путем настройки, следует использовать коэффициент затвердевания к в законе квадратного корня, падение температуры жидкого металла при заливке из промежуточного ковша в кристаллизатор и температуру поверхности слитка на выходе из кристаллизатора.
Описанный выше подход был использован для изучения влияния основных параметров непре -рывной разливки стали на слябовых МНЛЗ кисло -родно-конвертерного цеха ОАО «ММК». Опыт -ная информация была получена при разливке не -скольких десятков опытных плавок стали марок 08пс, Ст.3сп, 09Г2С и 08Ю. Сталь разливалась на сдвоенном кристаллизаторе на слябы сечением 250x910 мм. При проведении опытов температура металла в промежуточном ковше менялась в пределах 1523..Л560°С, скорость разливки в преде-лах - 0,60.0,93 м/мин, а перегрев металла над температурой ликвидус - в пределах 6...38°С [1]. В процессе проведения опытов фиксировались расход воды на охлаждение кристаллизатора и перепад температуры воды на входе в кристаллизатор и выходе из него.
Все показания указанных параметров разливки фиксировались после наступления установив-шегося процесса разливки Процесс разливки считали установившимся, если все важнейшие параметры (температура разливаемого металла, скорость вытягивания слитка из кристаллизатора, температура медных стенок, расход охлаждающей воды, температура воды на входе в кристаллизатор и на выходе из него) в течение 15-20 мин оставались практически неизменными. При этом все тепло, получаемое кристаллизатором от слитка, расходуется на нагрев воды и легко определяется на основе показаний измерительной аппаратуры , установленной на МНЛЗ.
Обработка данных опытов показала наличие статистически значимой зависимости среднего по поверхности теплообмена удельного теплового потока от скорости вытягивания слитка из кристаллизатора (рис. 1).
Уравнение регрессии этой зависимости имеет ввд
д = 05005У + 0,5068 (г = 0,701), (2)
где V - скорость вытягивания, м/мин; г - коэффициент парной корреляции.
Согласно технологической инструкции по разливке стали, скорость вытягивания слитка из кристаллизатора задается в зависимости от марки стали и температуры металла в промежуточном ковше. Поэтому для выявления влияния пе -регрева металла над температурой ликввдус на тепловой поток от слитка к кристаллизатору из всего массива опытных данных были выбраны три группы плавок с примерно одинаковой скоростью вытягивания слитка из кристаллизатора. В каждой такой группе опытов прослеживается заметное влияние перегрева металла над температурой ликвидус на тепловой поток (рис. 2).
Уравнение множественной регрессии имеет ввд
д = 0,05 + 0,91 V + 0,006<Й (г = 0,87), (3)
где V - скорость вытягивания, м/мин; г - коэффициент множественной корреляции.
Согласно проведённому дисперсионному ана-лизу, данная зависимость является статистически значимой и объясняет 52% изменчивости величины среднего теплового потока.
Таким образом, можно с уверенностью говорить о том, что наблюдавшиеся при проведении серии опытов изменения средней плотности теплового потока от слитка к кристаллизатору вызваны совместным влиянием скорости вытягива-
V, м/мин
Рис. 1. Зависимость величины удельного теплового потока от скорости вытягивания
Ж, °с
Рис. 2. Влияние перегрева металла в промежуточном ковше над температурой ликвидус & на средний тепловой поток д от слитка к кристаллизатору при скорости вытягивания соответственно 0,68...0,73 (внизу),
0,78...0,81 (в середине) и 0,89.0,93 м/мин (вверху)
ния слитка из кристаллизатора и величиной пе -регрева металла над температурой ликввдус.
В ходе обработки результатов плавок уточнили численное значение коэффициента затвердевания к в зависимости (1), который в серии опытных плавок менялся в пределах 21.25 мм/мин0,5 в зависимости от перегрева металла над температурой ликввдуса:
к = 26,7 - 0,13 М , (4)
’ ’ пер ’ 4 7
где &пер - перегрев металла над температурой ликввдуса, °С.
Толщина слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора изменялась в пределах 28.34 мм, составляя в среднем 30 мм.
Установлено, что температура поверхности слитка на выходе из кристаллизатора tnoв может быть вычислена по формуле:
t = t -(161 + 36т ), (5)
пов ликв\ кр у’ V /
где tшкв - температура ликввдуса, °С; ткр - время пребывания металла в кристаллизаторе, мии
Толщина слоя затвердевшего металла, мм
Рис. 3. Связь между толщиной слоя затвердевшего металла на выходе из кристаллизатора и температурой поверхности заготовки
Между толщиной слоя металла, затвердевшего в кристаллизаторе, и температурой поверхности непрерывнолитой заготовки выявлена за -висимость, представленная на рис. 3.
Эта зависимость выражается уравнением регрессии
^ов = 1429 - 3,81 £ (г = 0,66). (6)
Была также получена зависимость, связывающая температуру металла, поступающего в кристаллизатор, с температурой металла в промежуточном ковше:
3,83
^ = tnP.к - -----, (7)
д
где tnp.к - температура металла в промежуточном ковше,°С; д - скорость разливки стали, т/мин.
Зависимости (4), (5) и (7) позволяют учесть влияние на охлаждение и затвердевание металла в кристаллизаторе важнейших технологических параметров разливки - ее скорости и температуры и построить на этой основе наиболее рациональную технологию разливки стали.
Библиографический список
1. Бояринцев Д. А., Селиванов В.Н., Масальский А .С. Разработка нового подхода к изучению тепловых процессов в кри-сталлизатореМ НЛЗ // Литейныепроцессы: Межрегшн. сб. науч. тр. Вып. 5. Магнитогорск, 2005. С. 139-143.
2. Построение многозадачных вычислительных систем для математического моделирования металлургических процес-сов / Селиванов В.Н., Буданов Б.А., Колесников Ю.А. и др. // Изв. вузов. Чёрная металлургия. 2004. № 7. С. 19-23.
