книги из ГПНТБ / Кочо, В. С. Физико-химические и теплофизические особенности современного мартеновского процесса

qi0— начальное значение теплового потока, падающего на зер­

кало ванны, уравнение (172) запишем в виде

В окончательном виде уравнение (170) для определения темпе­ ратуры циркулирующего металла в любое время, обозначенное че­ рез л-ный цикл, запишем:

2 ^Ш~м■+ “yPMcM[1 - (—ехрДтц)]

Как видно из рис. 72, количество циклов п в уравнении (174) можно заменить временем т, принимая во внимание, что

(175)

2^ш-м

168

о возможности ПРОГНОЗИРОВАНИЯ

ТЕМПЕРАТУРЫ КИПЯЩЕЙ ВАННЫ

Анализируя выражение (174) для определения температуры кипящего металла, можно видеть, что последняя зависит не только от времени, но и от многих неконтролируемых в настоящее время параметров: величины переходного слоя шлак—металл, вероятност­ ной скорости движения элементарных объемов кипящей ванны, ус­ ловий теплообмена в переходном слое, молярной теплопроводности шлака и переходного слоя и т. д. Практически невозможно учесть влияние всех параметров, хотя от их значений зависят условия теп­ лопередачи в кипящей ванне, а если учесть еще и тот факт, что дей­ ствие этих параметров неопределенным образом распределено во времени, то понятно, почему попытки некоторых исследователей [213, 214] определить температуру кипящего металла расчетным путем, предполагающим априорность закона изменения темпера­ туры во времени, окончились неудачно.

При выводе уравнения, описывающего процесс нагрева металла в период чистого кипения:

рассматривается идеальная модель мартеновской ванны («тонкое» тело [215], экранированное слоем шлака) и не принимается во вни­ мание существование в реальной ванне мартеновской печи пере­ ходного слоя шлак—металл, существенно влияющего на условия нагрева ванны. Кроме того, делается недостаточно строго обосно­ ванное допущение, что произведение весовой нагрузки на подину g и суммарного теплового сопротивления факела и шлака R для печей разной емкости изменяется несущественно и может быть принято

169

Авторскими исследованиями установлено, что величина gR даже для одной печи (не говоря уже о печах разной емкости) не яв­ ляется постоянной вследствие того, что Rm зависит от таких пара­ метров, как толщина шлака кш, его физическое состояние (плот­ ность рш и жидкотекучесть г|ш), интенсивность перемешивания его всплывающими пузырями окиси углерода (Ус) и т. д.

сдт*

вые 7, 8), что указывает на сложность и количественную неопреде­ ленность зависимости У?ш от 1гш (178). Таким образом, сомнитель­ ной представляется возможность определения температуры жидкой стали с достаточной для практики точностью по функциональному уравнению, единственным аргументом которого является время т.

Это положение подтверждается и экспериментальными данными исследователей [213, 214] (рис. 73). Для сравнения расчетных зна­ чений температуры металла tp и фактических ее значений t§ нами

чета представлены на рис. 74. Как видно из рис. 74, даже для пери­ ода чистого кипения, характеризующегося, как правило, установив­

170

шимися значениями теплофизических параметров плавки, полоса ошибок составляет 30°С. В период рудного кипения, когда ввод технологических присадок вызывает неоднократные резкие измене­ ния установившихся значений основных параметров плавки, рас­ четные значения температур будут отличаться от фактических еще больше.

Невозможность точного определения температуры кипящего ме­ талла расчетным путем вытекает хотя бы из того факта, что на про­ тяжении всего периода доводки ванна пребывает в самых разнооб­ разных гидродинамических и теплофизических состояниях [см. формулу (174)]. Покажем это на примерах.

Нагрев ванны в период рудного кипения (поверхностное кипе­ ние). В этот период имеем: Аш- М /гшМт1п , co!/-v(ot/mas. (подчер­

киваем, что такую скорость имеют лишь элементарные объемы ме­ талла в поверхностных слоях металлической ванны); тц—>-0, Яш-н>- ->А,Штах (вследствие активного перемешивания спокойного слоя

шлака при поверхностном кипении), Яш-м->Яш_Мтах (по той же

причине), Ащ-мАш->-0.

Если подставить все эти значения в уравнения (173) и (174), то будем иметь

"С. (179)

Таким образом, наблюдаемый на практике эффективный рост температуры металла при умеренном вводе присадок руды или ока­ лины отдельными порциями можно объяснить резким возрастанием молярной теплопроводности шлака Аш при поверхностном кипении ванны, в результате чего увеличивается приток тепла в ванну из ра­ бочего пространства печи.

Нагрев ванны в период чистого кипения (донное кипение).

Аш—мтах, ©!/-*■ ю з/тпх (причем в активном движении нахо­ дится вся масса металла);

Подстановка этих соотношений в уравнения (173) и (174) пока­ зывает, что, чем больше величина переходного слоя шлак—металл и интенсивность кипения ванны, тем больше скорость нагрева ванны. Необходимо подчеркнуть, что в период чистого кипения ли­ митирующим звеном в процессе нагрева кипящей ванны является малая теплопроводность псевдоспокойного слоя шлака Яш, поэтому для увеличения теплопоглощения ванны в этот период, а также в период известкового кипения можно рекомендовать рассредото­ ченный ввод небольших порций окалины или руды для активиза­ ции поверхностного кипения. При этом увеличение молярной теп­ лопроводности Яш псевдоспокойного слоя шлака обеспечивает до­ полнительный приток тепла в ванну из рабочего пространства печи.

171

В период предварительного раскисления металла вследствие резкого снижения скорости обезуглероживания параметры, опреде­ ляющие нагрев ванны, имеют следующие значения:

1Гуд- ^ о , л ш_ м —* 0 , т ц - ^ о , i»y —^ о , яш хШт1п.

Уравнение для определения температуры металла в этом слу­ чае аналогично выражению (179), но скорость нагрева металла резко снижается, так как ванна неподвижна и молярная теплопро­ водность шлака Ят в это время имеет наименьшее значение.

Рис. 75. Зависимость скорости роста температуры ванны от теплотехнических и технологи­ ческих параметров плавки в период доводки (BQP =61—63 МВт)

Приведенные примеры показывают, что в тех случаях, когда в мартеновских печах определяющими являются условия внешнего теплообмена между греющим факелом и сталеплавильной ванной (подача кислорода в факел или в умеренных количествах в ванну), практически невозможно представить процесс нагрева кипящего металла как однородный и подверженный заранее известному за­ кону изменения температуры во времени для всего периода до­ водки. Поэтому на данном этапе (когда отсутствует информация, количественно характеризующая процесс нагрева) полезно знать хотя бы качественные закономерности процесса нагрева кипящего металла для решения задач управления плавкой, а в качестве до­ стоверной информации использовать непосредственные показания

термопары непрерывного измерения температуры жидкой стали [13].

Практическую невозможность априорного определения темпера­ туры металла можно доказать еще, показав многофакторность про­

резкого увеличения значения виртуального коэффициента тепло­ проводности шлака (см. рис. 75, кривые 7, 8).

Таким образом, скорость нагрева ванны, а следовательно, и температура металла в заданный момент времени существенно за­ висят от многих теплотехнических и технологических параметров плавки, непрерывный контроль которых в настоящее время отсутст­ вует, поэтому заранее предугадать температуру металла в марте­ новских печах, работающих без интенсивной продувки ванны кис­ лородом, практически невозможно.

ОСОБЕННОСТИ НАГРЕВА МЕТАЛЛА В УСЛОВИЯХ ИНТЕНСИВНОЙ ПРОДУВКИ» ВАННЫ КИСЛОРОДОМ

Процесс нагрева ванны в условиях интенсивной продувки ванны кислородом имеет свои особенности, главная из которых за­ ключается в резком увеличении доли тепла, идущего на нагрев ванны, от экзотермических реакций окисления примесей металла кислородом и дожигания в рабочем пространстве печи огромных количеств выделяющейся из ванны окиси углерода.

На рис. 77 представлена зависимость скорости нагрева ванны от содержания кислорода в продувочной смеси (интенсивность

173

продувши 3,7—4,4-103м3/ч, расход природного газа 0,8—1,5 • 103 м3/ч, фурмы находились на удалении 0,05—0,18 м от границы раздела

за счет увеличения тепла экзотермических реакций окисления при­ месей металла, так и за счет интенсификации внешнего теплооб­ мена в результате возрастания скорости обезуглероживания.

Для оценки влияния расхода продувочной смеси и содержания в ней кислорода на скорость нагрева ванны полученные по резуль­ татам производственных испытаний уравнения регрессии для раз­ личных уровней г:

несущественной. Причиной практического отсутствия связи ме­ жду указанными параметрами, по-видимому, является компен­ сация приращения щ, вызываемого дополнительным переме­ шиванием ванны за счет вдуваемого азота (активизация процесса передачи тепла от рабочего пространства ванне), соответствующим

содержания кислорода в продувочной смеси вызывает рост темпе­ ратуры в зоне реакции [216], а локальное повышение температуры в реакционной зоне, уменьшая плотность и вязкость расплава, спо­ собствует более глубокому проникновению газовой струи в расплав и, следовательно, повышению мощности перемешивания ванны, то понятна еще одна причина слабой связи между скоростью нагрева и содержанием балластного азота в продувочной смеси.

174

На основании изложенного при высокой интенсивности продувки ванны техническим кислородом (2 = 78-1-85%) скорость нагрева определяется следующим уравнением регрессии:

лена связь vt = f(vnPJ (сплошная линия). Пунктиром обозначена

эмпирическая линия регрессии для случая одновременной подачи 1,8—2,3 • 103 м3/ч кислорода в факел.

Аналогичная зависимость скорости нагрева от интенсивности продувки получена для 900-т печи (рис. 80). Меньшие значения скорости нагрева ванны на 900-т печи обусловлены меньшей удель­ ной интенсивностью продувки по сравнению с продувкой ванны

240-т печи.

Как видно из рис. 79, эффективность подачи кислорода в фа­ кел для интенсификации процесса нагрева тем меньше, чем выше интенсивность продувки ванны кислородом. В пределе при интен­ сивности ввода кислорода в ванну, порядка 5,0—6,0- 103/ч прирост скорости нагрева ванны от дополнительного подвода 2,0 *103 м3/ч кислорода в факел равен нулю (см. рис. 79, точка пересечения ли­ ний). И, наоборот, при сравнительно низкой интенсивности про­ дувки (1,5 • 2,0 • 103 м3/ч) прирост скорости нагрева ванны от допол­ нительной подачи кислорода в факел более существенен (~30°С /ч). Отмеченные особенности указывают не столько на

175

бесполезность подачи кислорода в факел для форсирования нагрева ванны, сколько на неприспособленность мартеновских печей и со­ временных устройств подачи кислорода для эффективного дожига­ ния окиси углерода непосредственно у зеркала ванны. Кислород, подаваемый в факел в условиях интенсивной продувки ванны (см. рис. 79, 5,0—6,0- 103 м3/ч на 240-т печи), используется для дожига­ ния топлива и окиси углерода фактически во всем объеме рабочего пространства печи, а не у поверхности ванны, поэтому в условиях интенсивной продувки ввод кислорода в факел вызывает повышен­ ный износ огнеупоров рабочего пространства и нижнего строения печи.

При анализе процесса обезуглероживания (см. табл. 8, 900-т мартеновская печь) уже отмечалось, что при продувке ванны кис­ лородом относительный при-

продувки металла). Как видно из рис. 79 (240-т печь), при интен­ сивности продувки ванны 1,4- 103 м3/ч прирост скорости нагрева металла от подачи кислорода в факел равен 30—35°С/ч, что составляет 30—35% от номинального значения и совпадает с при­ ростом скорости нагрева металла от подачи кислорода в факел на 900-т печи. Поэтому можно предположить, что при продувке ванны 900-т печи с интенсивностью порядка 15,0-103 м3/ч прирост скорости нагрева металла от подачи кислорода в факел бу­ дет также равен нулю (см. также рис. 79, 240-т печь).

Возвращаясь к вопросу о рациональном использовании кисло­ рода для интенсификации плавки, можно указать, что в условиях умеренной продувки металла подача 2,0 • 103 м3/ч кислорода в фа­ кел вызывает прирост скорости нагрева на 20—30 °С (см. рис. 79), а подача дополнительно кислорода 2,0-103 м3/ч непосредственно в ванну увеличивает скорость нагрева металла на 80°С/ч.

Таким образом, и с точки зрения ускорения нагрева металла го­ раздо эффективней использовать кислород для продувки ванны, а не для подачи его в факел до тех пор, пока не будут созданы па­

176

дежные способы доставки кислорода непосредственно к зеркалу ванны по всей ее поверхности. При этом большие скорости нагрева и обезуглероживания металла будут достигнуты не за счет окисле­ ния железа, а за счет более эффективного использования тепла ре­ акции полного окисления углерода.

Ранее уже отмечалось, что положение продувочных фурм отно­ сительно границы раздела шлак—металл существенно влияет на степень использования вдуваемого кислорода. Для определения за­ висимости скорости нагрева металла от положения продувочных фурм было проведено 38 опытных плавок, на которых изменяли положение фурм и одновременно непрерывно контролировали скорость нагрева металла (рис. 81, расход кислорода на про­ дувку колебался в пределах 3,5—3,6-103 м3/ч, расход природного газа 1,0—2,0 - 103 м3/ч, 240-т

печь).

Исследованиями установ­ лено, что заглубление фурм в металл практически не вы­ зывает изменения скорости нагрева, что указывает на практически полное исполь­ зование вдуваемого кисло­ рода на окисление углеро­ да и частично железа уже при достижении торца продувочной фурмы гра­ ницы раздела шлак—ме­ талл.

Удаление продувочных фурм от границы раздела шлак—металл в сторону атмосферы печи до 0,32 м вызывает увеличение скорости нагрева металла вследствие эффективного дожигания выделяю­ щейся окиси углерода в непосредственной близости от поверхности ванны. При дальнейшем подъеме фурм скорость нагрева металла снижается вследствие уменьшения суммарного коэффициента теп­ лопередачи «на участке» зона дожигания окиси углерода — поверх­ ность ванны (см. рис. 81).

Особенностью тепловой работы мартеновской печи с продувкой ванны кислородом является увеличение прихода тепла на нагрев ванны от дожигания окиси углерода, в связи с чем доля тепла от сжигания топлива, подаваемого в печь, снижается в зависимости от интенсивности продувки ванны кислородом.

Проанализируем, каким образом тепловая нагрузка влияет на скорость роста температуры металла в условиях различной интен­ сивности продувки ванны кислородом.

На рис. 82 представлена связь между величинами Vt и SQP

для 900-т печи (период доводки, интенсивность продувки ванны кислородом 2,0 • 103 м3/ч, скорость обезуглероживания порядка 0,30% С/ч). Увеличение прихода тепла в печь с топливом вызывает непрерывный рост скорости нагрева металла.