CC BY
33
В1СНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХН1ЧНОГО УН1ВЕРСИТЕТУ 2002р. Вип. № 12
УДК 669.184.001.
Капустин Е.А.1, Сущенко A.B.2, Евченко В.Н.3
ОБ ЭЖЕКЦИОННЫХ СВОЙСТВАХ КИСЛОРОДНЫХ СТРУЙ ПРИ ЗАГЛУБЛЕННОЙ ПРОДУВКЕ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ВАННЫ
Установлены диапазоны значений и получены критериальные уравнения для расчёта относительного расхода расплава, циркулирующего через первичную реакционную зону при донной кислородной продувке. Показано, что по ходу продувки плавки величина указанного параметра увеличивается, что связано с изменением структуры реакционной зоны. Механизм эжекции расплава дутьевыми струями при этом принципиально не изменяется.
Удаление примесей металла кислородом дутья в настоящее время является основным вариантом окислительного рафинирования. Для понимания механизма взаимодействия дутья с ванной, анализа тепло-массообменных, физико-химических и гидродинамических процессов, протекающих в первичной (ПРЗ) и вторичной (ВРЗ) реакционных зонах, весьма важна информация об эжекционных свойствах струй [1-3 и др.], определяющих расход циркулирующего через указанные зоны расплава.
В работах [4-6] была разработана оригинальная методика и на основе большого количества экспериментов как при "холодных" продувках жидкости газами с различной степенью ассимиляции, так и при продувках непосредственно чугуна кислородом, получена универсальная критериальная зависимость относительной присоединённой массы жидкости (расплава) к струе - qx от длины последней и параметров донной продувки. Однако, при этом, полученные значения расходов расплава были отнесены только к ПРЗ, что вызвало путаницу в толковании результатов [7]. Учитывая особенности экспериментальной методики, более правильно относить указанные расходы не к ПРЗ, а к зоне интенсивного межфазного обмена количеством движения жидкости с дутьём , т.е. и к ВРЗ, или, по крайней мере, к основной её части в области интенсивного межфазного обмена и реагирования. Это подтверждается также химическим и дисперсионным анализом "выноски" [6].
Следует отметить, что учёт действительных расходов расплава, циркулирующего через ПРЗ, вызывает определённые затруднения. По данным различных работ величина qnp3 изменяется от 3-^22 [1] до 103 [10] кг/кг дутья (02), не известны её зависимости от параметров продувки. Вместе с тем, величина qnp3 может быть довольно точно установлена из теплового баланса ПРЗ по известной температуре последней. Количество теплоты, затраченное на нагрев расплава с относительной массой 1 кг/кг 02 от температуры расплава Тр до температуры ПРЗ ТПРЗ превышает некоторые составляющие теплового баланса первичной реакционной зоны, в т.ч. и количество теплоты, израсходованное на испарение Fe и FeO в ней [11].
В работе [11] на основе совместного решения уравнений динамических теплового и материального балансов первичной реакционной зоны для условий экспериментальных замеров ТПрз в донном кислородном конвертере [12] было получено, что независимо от механизма окисления расплава в ПРЗ величина qnp3 находится в диапазонах 7-15 кг/кг 02 в начальный
1 ПГТУ, д-р техн. наук, проф.
2 ПГТУ, ст. науч. сотр.
3 ПГТУ, канд. техн. наук, доц.
4 Существование принципа тройной аналогии [8] даёт основание полагать, что в случае неизотермических и реагирующих струй эта зона является также и зоной интенсивного межфазного тепло-массообмена [9], т.е. реакционной зоной.
(7^=1200 °С; [%С]=3,25; ТПРЗ=2200 °С) и 9-19 кг/кг 02 в заключительный (Т„= 1630 °С; [%С]=0,05; 7'///.■; =2450 °С) периоды продувки плавки.
Анализ фактических значений составляющих теплового баланса ПРЗ показал, что последнюю более обосновано можно представить в виде системы, близкой к адиабатной, с учётом коэффициента теплопотерь = (()5+()б+()7)/()1 » 0,05-0,071. При этом реальные значения величины дПРЗ ближе к верхним пределам из полученных диапазонов её значений (дпрз = = 10-18 кг/кг 02).
Применение указанного подхода к составлению теплового баланса ПРЗ позволило по известным литературным данным по ТПРЗ (2050-2450 °С) для различных условий донной продувки расплава кислородом в конвертерах определить наиболее вероятный диапазон изменения величины дПРЗ - 10-20 кг/кг 02. Он практически совпадает со значениями, полученными для условий работы [12].
Сравнение результатов расчёта с данными экспериментального определения дПРЗ на "горячей" модели по методике [II]2 (при величине устойчивого диаметра капель расплава в ПРЗ - ¿4 не более 1-^2 мм [13, 14]) показало, что наилучшее совпадение экспериментальных данных с приведенными выше результатами расчёта наблюдается для капель с йк < 1,0 мм. Анализ данных по угару железа и других примесей в этих каплях показал, что степень усвоения
кислорода дутья ими близка к 100 % (г)£ =91-116 %), а механизм окисления расплава близок к
"тотальному". Характерно при этом, что оксид железа Ре203 в заметных количествах (максимально - до 15 %) присутствовал только в шлаковой оболочке выделенных капель, что косвенно подтверждает правильность выделения содержимого ПРЗ. Средняя экспериментально определённая величина дпрз при этом составила 13,9 кг/кг 02, а рассчитанная по "адиабатной" модели ПРЗ при условии "тотального" окисления в ней расплава для начала продувки: дПРЗ = = 13,8-^14,3 кг/кг 02.
С использованием значений дПРЗ , рассчитанных для условий начала и конца продувки плавки в донном кислородном конвертере [12], а также критериальных уравнений для определения относительной присоединённой к струе массы расплава [5,6] и относительной длины РЗ и ПРЗ [15] при донной продувке, можно получить зависимости для расчёта дпрз в виде:
- при продувке кислородом высокоуглеродистого расплава ([%С] = 1... 3):
дПРЗ =3,23 ■ к} .Аг0*376^/П0)0'333 = 0,245 ■ Аг0*376(р/П0)°<333 , (1)
дПРЗ =1,66-к{ .Аг°'394(р/П0)°>333 =0,224-Аг°'394(р/П0)0'333, (2)
- при продувке кислородом низкоуглеродистого расплава ([%С] < 0,1):
дПРЗ = 2,80 ■ к2 • Аг0'370{р/По)0'333 = 0,330 ■ Аг0'370(р/П0)0'333, (3)
Чпрз = 2,63- к2 ■ Аг0'370{р/П0У'333 = 0,330 ■ Аг0,370{р/П0)0'333 , (4)
1 0,5> *2б> 0,7 ~ количество теплоты, выделившееся в ПРЗ при протекании химических реакций, расходуемое на нагрев и разложение части защитного газа, попадающей в ПРЗ, переданное от условной поверхности ПРЗ конвекцией и излучением соответственно.
Для условий донной продувки чугуна кислородом, близких к условиям начального периода продувки плавки в работе [12] (7^=1300 С; [%С]=3,95; полное давление торможения кислорода0.6 МПа).
где Аг, П0, р - критерий Архимеда, полный располагаемый перепад давлений дутья на срезе сопла и симплекс плотностей взаимодействующих фаз;
к.1, к2 - коэффициенты, соответственно равные 0,076 и 0,118 , представляющие собой отношение дРЗ , где с/г-; - относительный массовый расход циркулирующего через РЗ расплава, кг/кг дутья (О2);
к] , к2 - коэффициенты, соответственно равные 0,135 и 0,126, представляющие собой
отношение £///7,-;/ с/г-;, где с/г-; - относительный массовый расход циркулирующего через РЗ (на длине ПРЗ) расплава, кг/кг дутья (02);
Ж Рж-ё-Лс '
Р = Рж/Ро,2 =Рж'К' ТоУРо,2 '■>
П0 = Ро,2^Рос = Ро,2^{Рат + Рж ' S ' Нж ) i
ie=me-w2+f2-(P2-Poc);
Ро,2 , '¡'о.2 , Р0,2 • I'2 • и-2 - плотность торможения, температура торможения, полное давление торможения, статическое давление и скорость истечения газа на срезе (в выходном сечении) сопла;
с!с, /2 - диаметр и площадь выходного сечения сопла;
Рж, Нж - плотность и высота (над срезом сопла) жидкости (расплава);
Я, т. - газовая постоянная и массовый расход газа ( кислорода) через сопло.
В свою очередь величина может быть определена из выражения:
дРЗ=к3-(р/П0)1/3 .Агк*-/(Мс), (5)
где к3 =3,23 и к4 = 0,376 при [%С]=1..3; к3 =2,80 и к4 = 0,370 при [%С] <0,1; f(Mc ) - функция числа Маха сопла ( для цилиндрических сопел» 1 [5]).
Как следует из приведенных выше данных, доля расплава, циркулирующего через ПРЗ в общей присоединённой массе расплава к струе на длине РЗ составляет в среднем 0,097 « 0,1 , причём по ходу плавки (по мере снижения [%С] и увеличения Тр) она заметно (почти на 50 %) увеличивается. При этом qnP3 увеличивается (на ~ 29 %), а с],- ! уменьшается (на ~ 16 %).
Увеличение qnp3 и с]щ--; ¿¡¡>-; к концу продувки плавки может быть связано со следующим: 1) менее интенсивным усвоением 02 дутья в ПРЗ при низких содержаниях примесей расплава, особенно углерода и , как следствие, увеличением длины ПРЗ , что косвенно подтверждается данными [15]; 2) ослаблением влияния (на эжекцию металла) экранирующего действия ВРЗ (последняя "вырождается" при [%С] < 0,1-^0,3 [15 и др.]); 3) уменьшением вязкости расплава.
Если допустить, с учётом закономерностей механизма эжекции [16 и др], что отношение Япрз/Црз определяется в основном отношением длин соответствующих реакционных зон Lnp3/Lp3, то в соответствии с экспериментальными данными[15], получим, что
1 А А Л 0,394
l^OO^/il „ i О 01R ^ч
кг ~ --—— = 0,513-Аг0,018 « const, (6)
1 Границы первичной реакционной зоны в пределах двухфазного слоя смешения струи определяются реагированием сплошного газового потока с расплавом.
* 63' Аг _ ~ _ ~
~ -= 0'939 = С°Ш ' 7
2,80-Аг0'370
а отношение к/к2 =0,546 ■ Аг0'018 ~ 0,61 , что близко к аналогичному отношению при использовании полученных ранее расчётным путём значений к/ и к2: к/ к2 = 0,076/0,118 = 0,64.
Из этого следует, что механизм эжекции расплава дутьевыми струями по ходу плавки принципиально не изменяется, а увеличение величины дпр^Црз связано в основном с изменением структуры РЗ при продувке высоко- и низкоуглеродистого расплава. Поэтому более низкие значения дПРЗ в первом периоде продувки следует объяснять не экранирующим действием ВРЗ, а более интенсивным1-1 расходованием 02 дутья в ПРЗ и, как следствие, уменьшением длины последней.
Как следует из полученных зависимостей (1-4), с увеличением интенсивности продувки
10 (м3/(т • мин)) величина Цпрз, при прочих равных условиях, уменьшается (цшп - I™ .
где т < 1), а ТПРЗ, как следствие, должна увеличиваться, что хорошо согласуется с известными экспериментальными данными [12,17 и др.].
С учётом влияния изменения структуры РЗ на величину параметров дщп- и <:/,-.можно расширить диапазон практического использования зависимостей (1,2) и (5) - для области высокоуглеродистого расплава, до критической концентрации углерода в расплаве ванны для условий его окисления в РЗ. Величина последней для донных кислородных конвертеров составляет 0,3^0,6% [18].
В заключение отметим, что механизм окисления расплава в реакционной зоне и структура последней при донной и верхней заглубленной продувке качественно аналогичны [1, 13 и др.], поэтому изложенные в настоящей работе положения во многом могут быть использованы и при анализе процессов в реакционной зоне кислородных конвертеров с верхней продувкой.
Выводы
1. Установлено, что независимо от механизма окисления расплава в ПРЗ величина с/щп при донной кислородной продувке находится в пределах 7-^20 кг/кг дутья (02); наиболее вероятный диапазон её изменения - 10-^20 кг/кг 02.
2. Получены критериальные уравнения для расчёта параметров дПРЗ и дРЗ в зависимости от условий донной продувки.
3. Показано, что увеличение дпрз и дпр^Црз по ходу продувки плавки связано с изменением структуры РЗ (для высоко- и низкоуглеродистого расплава). При этом механизм эжекции расплава дутьевыми струями принципиально не изменяется.
Перечень ссылок
1. Баптизманский В.И., Охотский В.Б. Физико-химические основы кислородно-конвертерного процесса. - Киев - Донецк: Вища школа, 1981. - 182с.
2. Капустин Е.А. Исследование около- и сверхзвуковых струй и их взаимодействия с газами, жидкостями и металлургическими расплавами //Проблемы турбулентных течений.-М.:Наука,1987.-С.106-114.
3. Сизов A.M. Газодинамика и теплообмен газовых струй в металлургических процессах. - М.: Металлургия, 1987. - 256с.
4. Капустин Е.А., Давидсон В.Е., Евченко В.Н. О газовой струе, истекающей в жидкость // Гидромеханика и теория упругости. - Днепропетровск: ДГУ, 1981. - Вып.27. - С.89-95.
^За счёт большего стехиометрического коэффициента, реагирования кислорода дутья в газовой фазе, интенсификации обновления поверхности взаимодействия при взрывах капель и т.д. при продувке высокоуглеродистого расплава.
5. Давидсон В.Е., Ееченко В.Н. Исследование эжекционных свойств дутьевых струй // Гидромеханика и теория упругости. - Днепропетровск: ДГУ, 1982. - Вып.29. - С.44-51.
6. Капустин Е.А., Давидсон В.Е., Ееченко В.Н. К вопросу о массообмене в первичной реакционной зоне // Тепло- и массообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов. - М.: Металлургия, 1985. - С.79-84.
7. Определение присоединённой массы струи при продувке сверху /Баптизманский В.И., Па-ниотое Ю.С., Купчинский А.Е. и др. // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 1988. - № 2. -С.20-24.
8. Филиппов Л.П. Явления переноса. - М.: МГУ, 1986. - 120с.
9. Сборщиков Г. С. Механика двухфазных систем газ-жидкость // Металлургическая теплотехника. - М.: ВИНИТИ АН СССР, 1986. - Т.7. - С.3-47. - (Итоги науки и техники).
10. Белов И.В. Гидромеханика и массоперенос в фурменном очаге при донной продувке сталеплавильной ванны // Изв.АН СССР. Металлы. - 1984. - № 4. - С. 16-22.
11. Капустин Е.А., Ееченко В.Н., Сущенко A.B. О материальном и тепловом балансах первичной реакционной зоны // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 1988. - № 7. - С. 116-120.
12. Scheidig К., Güther R., Fromer G. Zur Theorie und Praxisoler Bodenhaltbarkeit von bodenblasenden Sauerstoffkonvertern // Neue Hütte. - 1980,- v.25, № 6. - P.207-210.
13. Баптизманский В.И. Проблемы технологии и теории современной конвертерной плавки // Сталь. - 1989. -№ 9. - С. 18-23.
14. Нигматулин Р.И. Динамика многофазных сред. 4.1. - М.: Наука, 1987. - 464 с.
15. Баптизманский В.И., Трубавин В.И., Бойченко Б.М. Взаимодействие газовых струй с жидким металлом в кислородных конвертерах донного дутья // Известия вузов. Чёрная металлургия. - 1980. - № 10. - С.33-38, № 12. - С.22-26, № 4. - С.39-42.
16. Давидсон В.Е. Элементы технологической гидрогазодинамики. - Днепропетровск: ДГУ, 1987. - 84с.
17. Protection of oxygen bottom blown tuyeres by CO gas / Sakuraya Т., Nakamura X., Fujii Т., Ha-rada N. II Proceedings of the International Oxygen Steelmaking Congress, Washington. - 1986. -P.639-646.
18. Капустин E.A., Сущенко A.B. Критическая концентрация углерода и анализ процесса обезуглероживания в сталеплавильных агрегатах // Известия вузов.Чёрная металлургия,- 1988. -№ 9. - С.40-44.
Капустин Евгений Александрович. Д-р техн. наук., проф., научный руководитель проблемной лаборатории ПГТУ, окончил Московский институт стали в 1945 г. Основные направления научных исследований - гидрогазодинамика, тепломассообмен, металлургическая технология.
Сущенко Андрей Викторович. Заведующий отделом математического моделирования и оптимизации теплотехнологических процессов и агрегатов ПНИЛ, окончил Мариупольский металлургический институт в 1984 г. Основные направления научных исследований - математическое моделирование и энергооптимизация теплотехнологических процессов и систем; разработка и внедрение энергоресурсосберегающих технологий металлургического производства.
Евченко Виталий Николаевич. Заведующий кафедрой ПТЭУиТ ПГТУ, окончил Ждановский металлургический институт в 1973 г. Основные направления научных исследований - гидрогазодинамика и тепломассообмен в теплотехнологических системах.
Статья поступила 26.04.2002
