CC BY
49
Расчёт величины “а” по а=Рев(12/56)/100 и величины “Ь” по Ь=И-(С02И/100)-(12/44)/100 позволяет определить степень прямого восстановления из выражения
( а ^ Ь) * СЛГе ^ СЛИ '
Зная степень прямого восстановления, количество железа и примесей, восстановленных углеродом, можно определить количество работы образования газа Аа в доменной печи:
где ДпСо - изменение количества молей монооксида углерода в результате протекания реакций восстановления углеродом, моль/т чугуна.
В соответствии с этим выражением развитие прямого восстановления ведет к увеличению работы образования газов.
Заключение
Представлены зависимости для определения рас -хода и давления дутья, степени прямого восстановления на основе допустимой степени уравновешивания шихты подъёмной силой газового потока при ведении доменной плавки с повышенным общим перепадом давления газов.
Полученные аналитические выражения позволяют рассчитать количество совершаемой работы газовым потоком по преодолению сопротивления шихты, а также работы образования газов при протекании реакций.
Список литературы
1. Стефанович М.А. Анализ хода доменного процесса. Свердловск: Металлуртздат, 1960. 236 с.
2. Стефанович М.А, Сибагатулпин С.К. Рациональная организация
хода основных процессов в противоточной зоне доменной печи // Производство чугуна. Свердловск: УПИ, 1983. С. 80-86.
3. Металлургия чугуна/ Вегман Е.Ф., Жеребин Б.Н., Похвиснев А.Н., Юсфин Ю.С. и др. М.: Академкнига, 2004. 774 с.
4. Теплообмен и повышение эффективности доменной плавки /
Н.А. Спирин, Ю.Н. Овчинников, B.C. Швыдкий, Ю.Г. Ярошенко. Екатеринбург: УГТУ, 1995. 243 с.
5. Основы теории и технологии доменной плавки / Дмитриев
A.Н., Шумаков Н.С., Леонтьев Л.И., Онорин О.П. Екатеринбург: УрО РАН, 2005. 545 с.
6. Сысоев Н.П. Влияние скорости опускания столба шихты в доменной печи на его порозность // Производство чугуна. Магнитогорск: МГМА 1994. С. 4-6.
7. Доменная плавка с повышенной долей агломерата в шихте /
B.А. Госгенин, А.Л. Мавров, М.Ф. Гибадулин, Н.С. Штафиен-ко // Сталь. 2006. № 11. С. 20-21.
Bibliography
1. Stefanovich M.A The analysis of the blast furnace process. Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1960. 236 p.
2. Stefanovich M.A., Sibagatullin S.K. Rational organization of basic processes in the counterflow zone of a blast furnace // Pig-iron Manufacture. Sverdlovsk: UPI, 1983. P. 80-86.
3. Vegman E.F., Zherebin B.N., Pohvisnev AN., Jusfin J.S., etc. Pig-iron Metallurgy. М.: Academkniga, 2004. 774 p.
4. Heat exchange and increase of efficiency of blast furnace melting / A.Sprin, J.N.Ovchinnikov, V.S.Shvydky, J.G.Jaroshenko. Ekaterinburg: USTU, 1995. 243 p.
5. Dmitriev A.N., Shumakov N.S., Leontev L.I., Onorin O.P. Basics of the theory and technology of blast furnace melting. Ekaterinburg: The Ural branch of the Russian Academy of Sciences, 2005. 545 p.
6. Sysoyev N .P. The influence of rate of lowering of a raw materials column in a blast furnace on its fractional void volume // Pig-iron Manufacture. Magnitogorsk: Mountain-metallurgical academy, 1994. P. 4-6.
7. Blast furnace melting with the raised share of agglomerate in raw materials / V.A.Gostenin, A.L. Mavrov, M.F.Gibadulin, N.SShta-fienko // The Steel. 2006. № 11. P. 20-21.
УДК 621.746.5.047
Казаков АС., Столяров АМ.
ВЛИЯНИЕ ВНУТРЕННЕГО ОХЛАЖДЕНИЯ РОЛИКОВ ЗВО МНЛЗ НА ТЕПЛООТВОД ОТ СЛЯБОВОЙ НЕПРЕРЫВНО-ЛИТОЙ ЗАГОТОВКИ
Для оценки степени влияния внутреннего охлаж-дения роликов зоны вторичного охлаждения (ЗВО) криволинейной МНЛЗ с вертикальным участком на суммарную величину теплоотвода от слябовой заготовки использовался расчётный метод.
Исследование проводилось в верхней части зоны вторичного охлаждения криволинейной МНЛЗ с вертикальным участком, включающей в себя первую секцию роликов и зону загиба сляба, состоящую из трёх роликовых секций по пять роликов в каждой секции. Схема исследуемого участка представлена на рис. 1.
Выбор данного участка зоны вторичного охлаждения для проведения исследования обусловлен тем, что на нём осуществляется поточный контроль расходов воды, подаваемой внутрь роликов для их охлаж-
дения, а также температуры воды на входе и выходе из системы охлаждения. В нижерасположенных роликовых секциях данные параметры не контролируются.
Первая секция роликов и зона загиба имеют протяжённость 760 и 3354 мм соответственно. Вертикальный участок ЗВО машины состоит из пяти роликов первой секции, имеющих диаметр 155 мм, и четырёх верхних роликов зоны загиба с диаметром 180 мм. Общая протяжённость вертикального участка ЗВО составляет 1645 мм. Остальные одиннадцать роликов зоны загиба имеют диаметр 180 мм.
На первом этапе исследований проводился сбор и анализ исходных данных, необходимых для проведения расчётов с целью оценки степени влияния внутреннего водяного охлаждения роликов на теплоотвод
от сляба. Для этого была проконтролирована разливка металла 340 плавок. На этих плавках производилось опытное измерение температуры поверхности широкой грани в осевой части слябовой заготовки по малому радиусу. Для этого в трёх точках на технологической оси машины, расположение которых стрелками указано на рис. 1, были установлены пирометры марки «Термоскоп 800». Измерение температуры производилось в доступных для осуществления этого местах технологической оси машины: на входе в первую роликовую секцию (первая точка), на входе в зону загиба (вторая точка) и на выходе из неё (третья точка). Данные о параметрах проконтролированных плавок представлены в таблице.
Из этой таблицы видно, что разливалась сталь различных марок: СтЗсп (30 плавок - около 9% от общего количества плавок), 8235Ж (55 плавок -16%), 20 (33 плавки - 10%) и 17Г1С-У (222 плавки -65%). Разливка производилась на слябы с одинаковой толщиной 250 мм и разной шириной: 1270, 1560, 1730, 2050 и 2300 мм. Скорость вытягивания слябо-вых заготовок из кристаллизатора зависела от размеров поперечного сечения и изменялась в диапазоне от
0,5 до 0,9 м/мин с шагом 0,1 м/мин.
На каждой плавке дополнительно фиксировались температура и расходы воды, циркулирующей в каждой из четырёх роликовых секций. Контролировался и химический состав разливаемого металла по данным о
Место
первого
измерения
температуры
поверхности
сляба
Место второго с измерения
содержании элементов в маркировочных пробах.
На втором этапе исследований осуществлялся расчёт относительного количества тепла, отводимого от непрерывно-литой заготовки водой, используемой для внутреннего охлаждения роликов начального участка ЗВО.
Расчёт производился последовательно для каждого из четырёх участков зоны вторичного охлаждения МНЛЗ: первой роликовой секции, составляющей верхнюю часть вертикального участка ЗВО машины; первого участка зоны загиба из пяти роликов - второй роликовой секции, второго участка зоны загиба из пяти роликов - третьей роликовой секции и третьего участка зоны загиба из пяти роликов - четвёртой роликовой секции. Расчёт осуществляется для середины каждого участка в следующей последовательности:
1. Вычисляется продолжительность времени от начала процесса кристаллизации заготовки по формуле
Ь
Т. - ■
V
(1)
где х— продолжительность времени от начала кристаллизации заготовки, мин; Ь ^ - расстояние от поверхности жидкого металла в кристаллизаторе до середины /-го участка зоны вторичного охлаждения, м; V - величина скорости вытягивания заготовки из кристаллизатора, м/мин
2. Определяется толщина слоя затвердевшего металла с использованием формулы
£ = К Л0~3\ІЇ ■■
(2)
где § - толщина слоя затвердевшего участка в середине /-го участка зоны вторичного охлаждения, м; К - величина коэффициента затвердевания металла, мм/мин05.
3. Подсчитывается плотность теплового потока от
Данные параметров проконтролированных плавок
Рис. 1. Схема исследуемого участка зоны вторичного охлаждения криволинейной МНЛЗ с вертикальным участком
Марка стали Стандарт Количество плавок, шт. Шири- на сляба, мм Скорость вытягивания сляба, м/мин Количество измерений температуры в каждой точке
СтЗсп ГОСТ 380-2005 30 1270 0,7 1541
Б235^ СТОММК 209-2006 28 0,8 1410
27 0,9 1370
20 ГОСТ 1050-80 33 1560 0,7 1643
17Г1С-У ТУ 14-1-1950- 2004 33 1730 0,6 1682
33 0,7 1682
33 0,8 1682
17Г1С-У ТУ 14-1-1950- 2004 33 2050 0,7 1670
17Г1С-У ТУ 14-1-1950- 2004 30 2300 0,5 1528
30 0,6 1528
30 0,7 1511
жидкои сердцевины к поверхности заготовки через слой затвердевшего металла
q . = Х
*внг
(3)
t . = а, • L.а
павг 1 гзво
(4)
tmm = 1539 - 73[ C] -12[ Si] --3[Mn] - 30[S] - 28[P] -1[Cr] --3,5[ Ni] - 7[Cm] - 3[ Al ] - 3[Mo],
(5)
F = 2(а + b - 4£ )L.,
(6)
где ¥і - площадь поверхности заготовки, м2; а, Ь -толщина и ширина отливаемой заготовки, м; Ьі - длина і-го участка ЗВО, м.
7. Определяется величина теплового потока от жидкой сердцевины к поверхности заготовки через слой затвердевшего металла
Q . = q .■ F .
х-'внг 1внг г
(7)
8. Количество тепла, теряемого заготовкой с охлаждающей водой, циркулирующей внутри роликов, подсчитывается по формуле
Q . = (V -р •є -At )/3,6,
z-' рол г ^ вг • в в б''/’’
(8)
где ден/ - плотность теплового потока от жидкои сердцевины к поверхности заготовки, Вт/м2; Я - коэффициент теплопроводности затвердевшего металла, Вт/(м-град); 4ш« - температура ликвидус стали, °С; 4ов і - температура поверхности широкой грани по оси заготовки, °С.
4. Температура поверхности широкой грани по оси заготовки находится по степенной зависимости, получаемой в результате аппроксимации опытных значений замеров температуры в трёх точках зоны вторичного охлаждения машины при разливке металла каждой плавки
где Qpm i - количество тепла, теряемого заготовкой на нагрев воды, циркулирующей в роликах, Вт; - рас-
ход воды, подаваемой внутрь роликов, м3/ч; ре -плотность воды, кг/м3; се - удельная теплоёмкость воды, кДж/(кг-град); - величина перепада темпера-
туры воды в роликах, °С.
9. Вычисление относительного количества тепла, отводимого от непрерывно-литой заготовки водой, используемой для внутреннего охлаждения роликов, производится по формуле
Q
- ролг -100,
Q
^6!
(9)
где аі - величина коэффициента регрессии; а2 - величина степени полученной зависимости; Ь/зео - расстояние от начала зоны вторичного охлаждения машины до середины і-го участка этой зоны, м.
5. В формуле (3) температура ликвидус определяется из выражения
где 1539 - температура кристаллизации чистого железа, °С; 73; 12; 3; 30; 28; 1; 3,5; 7; 3; 3 - величины снижения температуры кристаллизации железа при введении в него 1% соответственно углерода, кремния, марганца, серы, фосфора, хрома, никеля, меди, алюминия и молибдена, °С/%; [С], [5], [Мп], [5], [Р], [Сг], [М], [Си], [А1], [Мо] - содержание в стали соответственно углерода, кремния, марганца, серы, фосфора, хрома, никеля, меди, алюминия и молибдена, %.
6. Площадь поверхности заготовки, через которую проходит тепловой поток от жидкой сердцевины заготовки, вычисляется по формуле
где г) і - доля тепла, теряемого заготовкой с циркулирующей внутри роликов водой, %.
При проведении расчётов было принято допущение, что температура поверхности по оси обеих широких граней сляба по малому и большому радиусам МНЛЗ является одинаковой.
Расчёт осуществлялся в электронных таблицах Excel. Результаты выполненных расчётов представлены на рис. 2 и 3.
На рисунках представлено изменение доли теряемого заготовкой тепла в различных роликовых секциях исследуемого участка ЗВО в зависимости от скорости вытягивания из кристаллизатора сляба одинако-вой ширины и от ширины отливаемой заготовки при одинаковой скорости вытягивания. Пунктирными линиями показан диапазон изменения изучаемого параметра, а сплошной линией - средние значения.
Анализ полученных цифровых данных показывает, что доля тепла, теряемого слябом вследствие внутреннего охлаждения роликов водой, изменяется в достаточно широком диапазоне: от 11,0 до 22,5% (отн.) и в среднем составляет 15,9% (отн.). При этом теплосъём от сляба в различных роликовых секциях существенно различается.
В первой роликовой секции зоны вторичного охлаждения МНЛЗ существуют возрастающие зависимости доли теряемого слябом тепла (^, %) от скорости вытягивания заготовки из кристаллизатора (v, м/мин) и ширины сляба (b, мм). Выявленные для первой секции роликов зависимости представлены следующими уравнениями:
Ц= 6, 2v +16,1; ц= 0,005b +11,3.
(10)
(11)
При этом наиболее сильное охлаждающее воздействие оказывает увеличение ширины отливаемого сляба в рассмотренном диапазоне от 1270 до 2300 мм. Возрастание ширины заготовки на каждые 100 мм вызывает увеличение потерь тепла слябом примерно на 0,5% (отн.).
В нижерасположенных роликовых секциях (со второй по четвёртую) зависимость тепловых потерь сляба с охлаждающей водой внутри роликов от ско-
Скорость вытягивания сляба из кристаллизатора, м/мин
Рис. 2. Изменение доли тепла, теряемого заготовмэй с водой, циркулирующей внутри роликов разных секций ЗВО, в зависимости от смэрости вытягивания из кристаллизатора сляба шириной 1730 мм
рости вытягивания и ширины заготовки выражена либо очень слабо, либо практически отсутствует. При этом следует заметить, что во второй роликовой секции съём тепла от заготовки является минимальным, а в третьей и четвёртой секциях постепенно возрастает, однако, не достигая максимального уровня, характерного для первой роликовой секции.
Вышесказанное свидетельствует о том, что при использовании фактических расходов воды для внутреннего охлаждения роликов исследуемого участка ЗВО МНЛЗ, не обеспечивается стабильный отвод тепла от отливаемой слябовой заготовки по длине зоны вторичного охлаждения.
Таким образом, расчётным методом с использованием экспериментальных данных определены значения относительного количества тепла, отводимого от непрерывно-лигой заготовки водой, ж пользуемой для внутреннего охлаждения роликов начального участка ЗВО криволинейной слябовой МНЛЗ с вертикальным участком. При отливке слябов толщиной 250 мм и шириной 1270, 1560, 1730, 2050 и 2300 мм со скоростью
Ширина сляба, мм
Рис. 3. Изменение доли тепла, теряемого заготовюй с водой, циркулирующей внутри ролиюв разных секций ЗВО, в зависимости от ширины сляба при скорости вытягивания заготовки 0,7 м/мин
вытягивания заготовок из кристаллизатора от 0,5 до 0,9 м/мин расчётные значения относительного количества тепла изменялись в диапазоне от 11,0 до 22,5% (отн.) и в среднем составили 15,9% (отн.).
Для верхней половины вертикального участка ЗВО машины установлены возрастающие зависимости доли теряемого слябом тепла с водой для внутреннего охлаждения роликов от скорости вытягивания заготовки из кристаллизатора и от ширины сляба. Увеличение ширины заготовки на каждые 100 мм вызывает рост потерь тепла слябом с водой примерно на 0,5% (отн.). В нижерасположенной части исследуемого участка ЗВО зависимость тепловых потерь сляба с охлаждающей водой внутри роликов от скорости вытягивания и от ширины заготовки выражена очень слабо либо практически отсутствует.
Существующие расходы воды для внутреннего охлаждения роликов исследуемого участка ЗВО МНЛЗ не обеспечивают стабильный отвод тепла от отливаемой слябовой заготовки по длине зоны вторичного охлаждения машины.
УДК 621.74.045
Чернов В.П., Селиванова Е.А
ИССЛЕДОВАНИЕ СВОЙСТВ ОГНЕУПОРНЫХ СУСПЕНЗИЙ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ДЛЯ КЕРАМИЧЕСКИХ ФОРМ ПРИ ЛИТЬЕ
ПО ВЫПЛАВЛЯЕМЫМ МОДЕЛЯМ
Литейную форму стоит рассматривать как инструмент для обработки жидкого металла - получение отливок с заданными размерами, чистотой поверхности, структурой и свойствами.
Наиболее существенными особенностями изготовления форм и формирования свойств отливок при литье по выплавляемым моделям является то, что основой способа является неразъемная и негазотворная горячая оболочка с гладкой рабочей поверхностью [1].
Основными материалами керамических оболочковых форм (КО), как правило, являются высокоогне-
упорные окиды (8і02,ЛІ20з и др), а также связующее вещество. В КО получают отливки практически из всех известных сплавов, используемых в промышленности. Для изготовления оболочковых форм используют огнеупорные материалы зернистых и пылевидных фракций. Рекомендуемые области применения пылевидных и зернистых фракций огнеупорных материалов при производстве КО приведены в табл. 1.
Из числа приведенных огнеупорных материалов наибольшее распространение получил карьерный кварцевый песок и получаемый из него кварц пыле-
