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

На рис. 83 представлена аналогичная зависимость для 240-т печи при различных условиях и способах интенсификации (расход

грузки сверх определенных значений, характерных для каждого уровня интенсификации, не вызывает дальнейшего прироста скоро­ сти нагрева металла, как это на­

и, следовательно, греть ванну с большими скоростями. Оптималь­ ное значение тепловой нагрузки, повышение которой нецелесообраз­ но, так как не обеспечивает дальнейший рост скорости нагрева ме­ талла, при подаче кислорода в факел смещается в сторону боль­ ших значений.

178

На рис. 84 представлена зависимость скорости нагрева металла от коэффициента расхода кислорода а в рабочем пространстве печи в виде эмпирической кривой регрессии [интенсивность продувки

{3,0—3,8) • 103 м3/ч, 2 = 774-91 %, 240-т печь, удаление фурм от гра­

кислорода (сс = 1,1-f-1,2), обеспечивающих при прочих равных усло­ виях максимальное значение скорости нагрева стали. Дальнейшее увеличение коэффициента а (в исследуемом диапазоне) не приво­ дит к снижению скорости нагрева, по-видимому, вследствие равен­ ства прихода тепла в ванну (из-за увеличения кислородопоглощения ванны) расходу тепла на нагрев балластного азота, поступаю­ щего в рабочее пространство печи с вентиляторным воздухом. Огра­ ниченная пропускная способность печи не позволила увеличить ко­

ента расхода кислорода происходит за счет подачи кислорода в фа­ кел, то скорость роста температуры монотонно возрастает с увели­ чением коэффициента избытка кислорода в рабочем пространстве печи.

В период доводки при продувке ванны кислород в факел не по­ дается, однако для оценки влияния подачи кислорода в факел и из­ менения расхода топлива в печь были проведены опытные плавки в режиме одновременной подачи кислорода в ванну и в факел (240-т печь). Исследованиями установлено, что подача 2,0* 103 м3/ч кис­ лорода в факел равносильна увеличению расхода природного газа на 2,5 -103 м3/ч и вызывает рост скорости нагрева ванны всего лишь на 25—30° С. Но ведь такое увеличение скорости нагрева металла можно получить лишь за счет изменения положения продувочных фурм при неизменных значениях расхода кислорода на продувку (см. рис. 81), поэтому для форсирования процесса нагрева стали необходимо воздействовать на положения фурм [217], а не увели­ чивать расходы топлива и кислорода в факел, как рекомендуется, например, в работе [218].

Для прогнозирования во времени температуры металла при ин­ тенсивной продувке ванны кислородом, как было показано выше, существует довольно тесная корреляционная связь между скоро­ стью нагрева металла и такими параметрами продувки, как

часовой расход кислорода и положение продувочных фурм относи­ тельно границы шлак—металл. Остальные параметры плавки (в отличие от ранее рассмотренных закономерностей работы мар­ теновских печей без интенсивной продувки ванны кислородом) не оказывают существенного влияния на процесс нагрева ванны. Отмеченная корреляционная связь, вычисленная для конкретного диапазона изменения интенсивности продувки ванны, применитель­ но к печи данной емкости и конструктивных особенностей может быть успешно использована для управления и согласования про­ цессов обезуглероживания и нагрева мартеновской ванны [219,220].

ГЛАВА 8

ОХЛАЖДЕНИЕ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ВАННЫ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ ПРИСАДКАМИ

Для теории и практики управления сталеплавильными процес­ сами необходимо знать величины охлаждающих эффектов техноло­ гических присадок, вводимых в жидкую ванну в период доводки плавки. Такими присадками могут быть руда, окалина, известь, из­ вестняк, боксит.

Незнание теплофизического последствия дачи присадки не по­ зволяет увязать температурный режим ванны с количеством вво­ димой присадки, что приводит часто к потере производительности агрегата вследствие или чрезмерного охлаждения ванны (требуется дополнительное время для ее нагрева до заданной температуры), или затягивания процесса формирования шлаковой фазы (вследст­ вие длительного ввода шлакообразующих чрезмерно малыми пор­ циями). В результате несоответствия между температурным состоя­ нием ванны и количеством вводимой присадки ассимиляции приса­ док может быть неполной за период от момента ввода присадки до выпуска плавки, что приводит к перерасходу присадочных материа­ лов на 1 т выплавленной стали.

СОСТОЯНИЕ ТЕОРИИ И ПРАКТИКИ ОХЛАЖДЕНИЯ ВАННЫ ПРИСАДКАМИ

Все присадки в табл. 20 сгруппированы по их виду, а значения охлаждающих эффектов даются по мере возрастания емкости ста­ леплавильного агрегата, на котором были отмечены соответствую­ щие охлаждающие эффекты. Обозначение охлаждающих эффектов следующее: А — по расчету; Б — по опытным данным; В — значе­ ния охлаждающих эффектов, рекомендуемые исследователями для применения в практической деятельности.

180

181

* Данные авторов.

Для анализа и возможности сопоставления экспериментальных данных для разных масс присадок и емкостей печей нами произ­ веден перерасчет охлаждающего эффекта с °С на ккал/кг присадки (см. табл. 20, колонка Г) по формуле

где A t — охлаждающий эффект, °С (см. табл. 20);

%П — масса присадки, % отсадки печи (см. табл. 20); с — удельная теплоемкость системы металл—шлак, приня­

тая, по [104], равной 0,21 ккал/(кг • °С).

В формулу (182) подставляли значения А^, рекомендуемые ис­ следователями для практического пользования (см. табл. 20, ко­ лонка В). Если рекомендации отсутствовали, то принимали во вни­ мание данные колонки Б и только в случае отсутствия опытных данных в формулу (182) подставляли теоретические значения At (см. табл. 20, колонка А).

После каждой группы присадок приводятся Aqr — теоретичес­ кие значения охлаждающих эффектов, по литературным данным, и значения, вычисленные авторами для 1625°С. Поскольку ряд иссле­ дователей, например [221—223], не указывают значений темпера­ туры ванны, при которых наблюдались охлаждающие эффекты при­ садок, будем полагать, что эти значения не сильно отличаются от 1550—1600° С, характерных для периода доводки плавки.

Теоретические значения охлаждающего эффекта извести (85% СаО) и известняка (85% СаСОз) вычислены по известной методике

[224]с учетом тепла шлакообразования (основность шлака —1,85)

ибез учета его (значения приведены в скобках).

Расчет теоретических (предельных) значений охлаждающего эффекта руды, окалины и боксита производили соответственно но формулам, с достаточной точностью учитывающим: физическое

182

тепло, расходуемое на нагрев присадки до заданной температуры процесса t3ад, и химическое тепло реакций, протекающих в приса­ дочном материале или между его составляющими и компонентами ванны:

щие эффекты которых вычислены по формулам (183) — (185) и при­ ведены в табл. 20 (для 4ад= 1625 °С).

Таблица 21

Состав присадочных материалов

Как следует из формул (183) — (185), абсолютное значение тем­ пературы металла t3ад, при которой присадка вводится в печь, не оказывает решающего значения на охлаждающий эффект приса­ док, так что в диапазоне 1550—1600° С охлаждающие эффекты присадок можно считать мало зависящими от температуры.

Из всех присадочных материалов, даваемых в ванну мартенов­ ской печи в период доводки, только боксит содержит гидратную влагу (гидрат окиси алюминия — диаспор А120 3 ■Н20, температура интенсивного разложения которого 505° С [42]). Величина гидратной влаги в первом приближении может быть принята постоянной для данной партии боксита, поступившей на завод.

Физическая влага сыпучих материалов изменяется в пределах (табл. 22) производственных анализов суммарной влажности бок­ сита (WV=W$), физической влаги руды и окалины в зависимости от времени года.

Проанализируем данные табл. 20 (колонка Г). Как видно, экспериментальные значения охлаждающих эффектов присадок

183

колеблются в следующих пределах (в скобках даны теоретические

присадок настолько близки между собой, что трудно ответить даже на вопрос: как следует расположить в ряд присадки по мере умень: шения охлаждающего воздействия их на ванну.

Принимая во внимание расчетные значения, этот ряд по мере уменьшения охлаждающего действия присадок (ккал/кг) можно записать так: железная руда (941), окалина (881), боксит (772), известняк (644), известь (435). Правомерность написания такого ряда вытекает из искусственно созданного равенства условий (тем­ пература 1625°С, основность шлака 1,85; химический состав при­ садок указан в каждом конкретном случае), которые были поло­ жены в основу расчета предельных значений охлаждающих эф­ фектов.

Диализируя экспериментальные данные различных исследова­ телей, можно с помощью указанного ряда сразу обнаружить заве­ домо ложные значения охлаждающих эффектов, полученных в про­ изводственных условиях (отличаются тем, что они превышают рас­ четные значения).

Как видно при рассмотрении табл. 20, все исследователи' при­ водят значения абсолютных величии охлаждающих эффектов для руды и окалины, не превышающие расчетных, хотя в работе [13] имеются отдельные случаи, когда экспериментальные значения пре­ вышают расчетные.

В работах [56, 226, 227] для практического использования реко­ мендуются расчетные значения охлаждающих эффектов железной руды, исследователи [221, 228, 229] рекомендуют значения ниже расчетных, что, по-видимому, предполагает неполное усвоение при­ садки и поэтому лучше отражает реальный процесс ее усвоения.

184

Как видно из табл. 20, экспериментальные и расчетные значения охлаждающего эффекта извести, полученные в работах [56, 61, 222, 223, 227—230], по-видимому, следует считать малодостоверными, так как превышают расчетные с учетом тепла шлакообразования —435 ккал/кг [224]. Значение 435 ккал/'кг очень близко к теорети­ ческому, приведенному в работе [221] —448 ккал/кг. Это значение пересчитано по формуле (182), исходя из А^=10,2°С, приведенной

ставляются в связи с этим менее достоверными, особенно значение

1145 ккал/кг [230].

С внедрением в практику сталеплавильного производства уста­

исследований с использованием непрерывной информации о темпе­ ратуре жидкой стали, была предложена методика определения действительного понижения температуры ванны Д7ц и сделаны рас­ четы значений охлаждающих эффектов присадок.

185.

В основу этой методики было положено недостаточно аргумен­ тированное, с нашей точки зрения, утверждение о том, что раз­ ность уровней кривых роста температуры до присадки и после пол­ ного ее усвоения характеризует действительное понижение темпе­ ратуры ванны Д/д (рис. 85). В результате таких расчетов было установлено, что действительное понижение температуры ванны Д/д для присадок массой 3,0 т (1% садки печи) следующее: окалина 25° С, боксит 23° С, известь 25° С. Как видно, для совершенно раз-

м и н

Рис. 86. Изменение температуры металла при вводе 3,0 т боксита порциями последовательно через окна 3—5 [222]

личных присадок (по теплофизическому и физико-химическому их взаимодействию с ванной) охлаждающий эффект практически оди­ наков. Особенно поразительным при этом, на наш взгляд, является равенство охлаждающих эффектов окалины и извести (25°С).

В работе [231] детально проанализирована методика расчета действительного понижения температуры ванны [222] и показано, что она основана на недостаточно аргументированных допущениях и содержит серьезные противоречия, поэтому нельзя считать досто­ верными полученные количественные зависимости.

Отмеченная количественная неопределенность в вопросах охлаждения ванны присадками, по-нашему мнению, объясняется

186

двумя причинами. Первая причина заключается в том, что термо­ пара (разового или длительного погружения) фиксирует изменение температуры металла в районе измерения, остальные объемы ванны могут иметь другую температуру. Вторая причина состоит в том, что в производственных условиях одна и та же масса при­ садки может вводиться в печь сразу или рассредоточено через не­ сколько окон печи. Причем экспериментально установлено, что сни­ жение температуры ванны после ввода присадки неодинаково при разовом и рассредоточенном ее вводе.

Например, в работе [222] отмечается невозможность определе­ ния действительного понижения температуры ванны Д/д в случае рассредоточенного ввода присадки в разные окна, так как график нагрева оказывается сдвинутым в нескольких точках (рис. 86).

Таким образом, из приведенного анализа следует, что темпера­ турная неоднородность ванны и последствия рассредоточенного ввода присадок привели к обесцениванию информации (дискретной и непрерывной) о температуре жидкой стали, поскольку эта инфор­ мация практически перестала однозначно характеризовать охлаж­ дающий эффект присадок.

МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОХЛАЖДЕНИЯ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ВАННЫ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ ПРИСАДКАМИ

На основании изложенного разработана методика, в основу которой положена информация о локальном снижении температуры ванны, позволяющая в реальных условиях мартеновской плавки определять охлаждающие эффекты различных технологических присадок.

Эффективное управление процессами нагрева ванны и шлакооб­ разования в период доводки мартеновской плавки возможно лишь в случае, когда известна связь между режимом ввода присадок и степенью охлаждения ванны.

Экспериментальное значение охлаждающего эффекта присадок Д<7п рассчитывают как отношение изменения энтальпии металличе­ ской части ванны Aq после ввода присадки к массе присадки. До настоящего времени исследователи определяют Д п о формуле

где G — емкость ванны (садка печи), кг;

с„ — теплоемкость металла принимается равной 0,2 ккал/(кгХ

Х°С);

Д^ — снижение температуры металла после ввода присадки, зафиксированное термопарой, °С.

Использование равенства (186)— аналогично равенству (182) — для расчета охлаждающего эффекта присадок Д^п обусловливает настолько большой разброс экспериментальных данных, что трудно

187