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

указывалось, объясняется отсутствием учета температурной неод­ нородности мартеновской ванны после ввода присадки и влияния степени рассредоточения ввода присадок на режим охлаждения ванны (степень рассредоточения j — это количество равных порций, на которое делят присадку при вводе в печь).

По-нашему мнению, решение задачи априорного (до опыта) определения наиболее вероятного значения охлаждающего эффекта присадки в конкретных условиях плавки необходимо разбить на два этапа. На первом (основном) этапе по информации о темпера­ туре металла и условиях ввода присадки (вид, масса, район ввода в печь) производят апостериорное (после опыта) определение сте­ пени охлаждения сталеплавильной ванны для конкретных условий усвоения присадки (скорость обезуглероживания ванны, тепловая нагрузка и т. д.). На втором этапе, имея достаточный объем инфор­ мации о степени охлаждения ванны различными присадками, нахо­ дят корреляционную многомерную связь между степенью охлаж­ дения ванны и массой присадки для различных сочетаний основ­ ных теплотехнических и технологических параметров плавки, что позволяет прогнозировать степень охлаждения ванны, т. е. в конеч­ ном счете управлять режимом ввода присадок.

Ниже следует изложение сущности решения первого этапа этой задачи, т. е. описание методики апостериорного определения сте­ пени охлаждения сталеплавильной ванны технологическими при­ садками [236, 237].

Полагаем, что до ввода присадки сталеплавильная ванна харак­ теризуется сравнительно однородным температурным полем, т. е. градиент температур по длине ванны, могущий возникнуть от гре­ ющего факела, пренебрежимо мал вследствие существующего с до­ статочно большой частотой в период доводки плавки реверса фа­ кела. Результаты исследований температурной неоднородности ванны (см. гл. 2) указывают на обоснованность принятого допуще­ ния применительно к мартеновским печам любой емкости.

Существенная температурная неоднородность ванны возникает лишь после ввода присадки (рис. 87). При этом неоднородное тем­ пературное поле однозначно описывается геометрией ванны (п — число окон; а — расстояние между их осями), положением эпицентра

выводе уравнений оперируем величиной, кратной а, например, если удаленность За, то х = 3) .

Поскольку наиболее эффективное управление сталеплавиль­ ными процессами возможно лишь при непрерывном измерении тем­ пературы жидкой стали [13, 102], а установки для непрерывного замера, как показывает опыт их эксплуатации [12—15, 229], раз­ мещают со стороны задней стенки в районе между завалочными

188

окнами, то на рис. 87 и в последующих выводах удаленность точки замера от начала координат будет кратной а. Это условие не поме­ шает в дальнейшем анализировать случаи, когда х не будет крат­ ным а.

Из сравнения двух случаев охлаждения ванны (см. рис. 87) видно, что при прочих равных условиях Atx,x зависит от мест за­ мера температуры и ввода присадки и поэтому очень условно ха­ рактеризует степень охлаждения ванны.

Рис. 87. Температурная неоднородность сталеплавильной ванны после ввода присадки

С учетом температурной неоднородности изменения энтальпии ванны после ввода присадки следует искать в виде

п — число изотермических объемов ванны.

189

Полагаем, что число изотермических объемов металла равно числу окон, через любое из которых могут ввести присадку, по­ этому равенство (187) записываем в виде:

дексу окна печи, °С (1

П

Сумму ^ A t { для различных вариантов ввода присадки и места

г = 1

установки термопары на печи определим следующим образом.

что позволяет равенства (189) и (190) выразить одним условием

С учетом равенства (195) снижение температуры металла в ос­ тальных изометрических объемах ванны находим в зависимости от их удаленности от эпицентра снижения температуры AtN.

Atx= A tXt дг—| [F(zx) — ( N — 1 —0,5)] a grad t

At2= A tX' N-\-\F(zx) —(N — 2 — 0,5)] a grad t

( 196)

Ati=AtXi дг-[- [T7 (Z() — (N — / — 0,5)] a grad

190

ДtN= A tXt yv [Z7^ ,) — (0 — 0,5)] a grad t — 0,25 a grad t

AtN+^ A t x, N fZ^z,) —(1 —0,5)] a grad t

AtN+2= A tXi N ]F(zi) —(2 —0,5)] a grad/

Д*т = Д ^ , [Z7^ ) — (m —N —0,5)] a grad t

Atn_ x — Atx>yy —]—{F(zx) — (n — 1 — TV — 0,5)] a grad t

Atn= A tx>yy-f [Z7 (г,) — (n — N —0,5)] a grad t,

Группа равенств (196), лежащих выше выражения для AtN, ха­ рактеризует снижение температуры металла в изотермических объ­ емах, расположенных левее эпицентра снижения температуры. Группа равенств ниже—снижение температуры в объемах, распо­

ложенных правее эпицентра.

П

Искомая сумма 21А^ при этом находится в виде г =1

удвоенная сумма и просто сумма числовой последовательности. Нижний предел означает число ряда, а верхний предел — количе­ ство чисел ряда. Например:

Р (гг) — вспомогательную функцию, характеризующую всегда мень­ шее число изотермических объемов, лежащих слева или справа от места ввода присадки (определяется удаленностью места ввода присадки от среднего окна печи), — находят по формуле:

191

находящихся на удалении от места ввода присадки. Все это пояс­

(203) для печей с 5 и 7 окнами (на рис. 88 для удобства одни линии Kn выполнены сплошными, а другие, симметричные первым отно­

вает точный расчет изменения температуры ванны после ввода при­ садки.

192

окна

Рис. 8 8 . Значение коэффициента места ввода присадки /(N в зави­

симости от района измерения температуры и номера окна, через которые присадка вводится в печь (цифры у кривых характеризуют

удаленность точки замера температуры, кратную расстоянию между осями окон, от левого края ванны):

а — печи с числом окон п—7; б — печи с п—5

3)F (2 ])= | 7 — 2 1— 1 (+ 1 )= 4 ;

4)P ( z 2) — 7 (+1) — 7 (4-1) — [1 — 1 (+1)] ==0;

6 ) / + = 0 + 0 ,5 — g~(2 + 5 + 0 ,2 5 )= —0,95.

194

В тех случаях, когда замер температуры металла осуществляют непосредственно против окна (например, разовый замер переносной термопарой погружения), значение Км находят как среднеалгебра­ ическое двух соседних значений K n , вычисленных по формуле (203)

случае удаленность точки замера не кратна а и определяется как среднее соседних значений х = 3 и х = 4 (см. рис. 87), присадку ввели в окно N = 1.

Следовательно, среднеалгебраическое значение

[“Н >45{JC_ з)—0,45(jf=4)] = + 0 ,9 5 .

В результате статистической обработки экспериментальных данных об охлаждении ванны присадками, когда при сравнимых условиях присадки одного вида и массы (всего 68 случаев) вводили на разном удалении от места установки непрерывного замера тем­ пературы жидкой стали и фиксировали на диаграммной ленте вто­ ричного прибора максимальное снижение температуры ванны после ввода присадки, для 300- и 600-т мартеновских печей (а = 2,75 м) установлена связь между градиентом температур по длине ванны и температурой металла tM (в интервале 1500—1630° С)

Пример расчета охлаждающего эффекта окалины Aqn согласно предложенной методике для практически равных условий усвоения

ния ванны ис= 0,50% С/ч, толщина шлакового покрова Лш = 224 мм) приведен в табл. 23.

Как видно из табл. 23, несмотря на то, что «первичная» инфор­ мация об изменении температуры ванны — Д7Ж, N — Для рассматри­ ваемых случаев отличалась более чем в 10 раз (графа 4), величины охлаждающих эффектов, вычисленные по предложенной методике, оказались практически равными (см. табл. 23). Это вполне логично, так как теплофизические условия усвоения присадок для сравни­ ваемых случаев были одинаковы.

Практическое применение методики для анализа режима охлаж­ дения сталеплавильной ванны присадками позволило установить, что решающее значение на степень охлаждения ванны оказывает межфазная поверхность контакта присадка—расплавленная ванна.

Т а б л и ц а 23

Пример расчета охлаждающего эффекта окалины с учетом температурной неоднородности сталеплавильной ванны

я

отвод тепла от указанных фаз на нагрев и усвоение присадки (при неизменном соотношении между коэффициентами теплоотдачи на границе указанных фаз).

Отношение Aqn/AqT (%) характеризует долю тепла на усвоение присадки, которая отнимается непосредственно у металлической части ванны.

Как правило, присадка не может отнять у металлической части ванны тепло в количестве, равном теоретическому значению охлаж­ дающего эффекта, вследствие нагрева и усвоения ее в двух (шлак— металл) и нагрева в трех фазах (факел—шлак—металл). По­ скольку часть присадки может находиться на поверхности ванны, то количество тепла, поступающего из рабочего простран­ ства печи на нагрев присадки, увеличивается с ростом тепловой нагрузки.

Установлено, что большее количество тепла на нагрев присадки может поступать именно от факела и шлака, а меньшее — от ме­ таллической ванны, что бывает при рассредоточенном вводе приса­ док, так как с увеличением степени рассредоточения / уменьшается глубина погружения присадки в шлак, увеличивается толщина слоя шлака, экранирующего присадку от металла, и резко возрастают межфазные поверхности контакта присадка—шлак и присадка— греющий факел. Названные факторы, количественно связанные с параметром /, обусловливают малое охлаждающее действие при­ садок при рассредоточенном их вводе (т. е. незначительное измене­ ние температуры ванны).

При рассредоточенном вводе присадки ванна в теплофизичес­ ком отношении характеризуется /-тым числом эпицентров снижения температуры. В этом случае в формулу (204) необходимо подстав­

196

номера окна, через которое вводят часть присадки.

В табл. 24 приведены наиболее интересные случаи охлаждения ванны 300- и 600-т мартеновских печей 1*присадками с подробной количественной оценкой факторов, определяющих охлаждающий эффект. 300-т печь имеет пять окон (п = 5), установка для непре­ рывного измерения температуры металла расположена между 4-м и 5-м окнами (х = 4, величина Kn определяется из рис. 88, б, кри­ вая 4).

Рассредоточенный ввод присадки приводит к уменьшению ох­ лаждающего действия (см. табл. 24, варианты 1 и 2, когда j равно соответственно 1 и 3).

Варианты 3, 4 свидетельствуют о хорошей стабильности резуль­ татов, получаемых с применением предложенной методики, если усвоение присадок происходит при сравнимых условиях (присадки вводили на различном удалении от места измерения температуры).

С увеличением скорости обезуглероживания увеличиваются мощность перемешивания ванны и связанная с ней межфазная по­ верхность контакта присадки со шлаком и верхними слоями ме­ талла, а следовательно, и скорость растворения присадки, поэтому охлаждающее действие присадки тем больше, чем больше скорость обезуглероживания. Аналогичное влияние на охлаждающий эффект присадки оказывает повышение температуры металла.

Этим можно объяснить сравнительное равенство охлаждающих эффектов окалины для вариантов 5 и 6. В случае 6 температура металла была ниже, однако скорость обезуглероживания была больше, чем в варианте 5.

Снижение охлаждающего эффекта присадок при увеличении па­ раметра j является характерным для любого вида присадок (же­ лезная руда — варианты 7, 8; боксит — варианты 9—11, когда j изменяется от 1 до 3).

Вследствие большой плотности кусковая руда нагревается и ус­ ваивается в основном в фазах шлак—металл, что обусловливает большое значение AqJAq? (варианты 7, 8).

Снижение охлаждающего действия присадки при понижении температуры металла и увеличении толщины покрова можно на­ блюдать в вариантах 13 и 14.

1 Основной скрап-рудный процесс, отопление природным газом с карбюра­ цией факела мазутом (15—20°/о по теплу). На 300-т мартеновской печи — интен­ сификация плавки подачей кислорода в факел, на 600-т печи во время проведе­ ния испытаний — умеренная продувка ванны кислородом '[3,0—3,5 м3/ (ч • т)].

197