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

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ И ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ

ПРОЦЕССА ОКИСЛЕНИЯ УГЛЕРОДА ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СПОСОБАХ И УРОВНЯХ

ИНТЕНСИФИКАЦИИ ПЛАВКИ КИСЛОРОДОМ

Наиболее достоверную количественную оценку явлений, проис­ ходящих в сталеплавильной ванне, можно произвести, отбирая пробы металла и шлака по ходу плавки. Для того чтобы по ре­ зультатам анализа проб шлака и металла, отобранных в одном месте ванны, можно было достоверно судить о процессах, проте­ кающих во всем объеме реагирующих фаз, необходимо знать хи­ мическую и температурную неоднородности металла и шлака, об­ условленные большими геометрическими размерами ванны и ог­ ромной массой реагирующих металла и шлака.

С этой целью на 900-т мартеновской печи произведен анализ химической и температурной неоднородности металла и шлака по длине ванны (табл. 5) и ее глубине (табл. 6).

Т а б л и ц а 5

Неоднородность сталеплавильной ванны 900-т мартеновской печи при подаче кислорода в факел (направление факела от 2-го завалочного окна к 6-му окну)

На опытной плавке (см. табл. 5) кислород подавали в факел в количестве 2,5—3,5-103 м3/ч. Замер температуры производили во 2-м и 6-м окнах по направлению факела с одновременным отбо­ ром проб шлака и металла во 2-, 4- и 6-м окнах печи на 1 —1,5 мин до перекидки клапанов. Отбор проб в период доводки проводили при отсутствии присадок в ванну.

Как видно из табл. 5, сталеплавильная ванна со стороны под­ водящей головки характеризуется несколько повышенной темпе­ ратурой и окисленностью шлака и металла. Изменения содержа­ ния окислов СаО и БЮг по длине ванны не обнаружили. По группе опытных плавок температурная неоднородность металла соста­ вила 8—15°С, максимальное количество случаев (80%) всех

40

измерений приходится на величину неоднородности 10° С, так что температурный градиент металла по длине ванны 0,7° С/м (рас­ стояние между осями окон 900-т печи равно 3,25 м).

Указанный градиент температур по длине ванны после измене­ ния направления факела постепенно уменьшается и к середине цикла перекидки (4—8 мин) приближается к нулю, в последующие моменты времени меняя знак, так что повышенная температура ванны всегда наблюдается со стороны корня факела. Интересным представляется сравнение температурных градиентов по длине ванны под действием греющего факела на 900- и 600-т мартенов­ ских печах. На 600-т печи (расход кислорода в факел порядка 2- 103 м3/ч, расстояние между осями окон 2,75 м, одновременный замер температуры металла производили в 1- и 7-м окнах печи) температура металла со стороны подводящей головки на 5—11° С (математическое ожидание 7° С) выше, чем с отводящей стороны. Температурный градиент по длине ванны для 600-т печи состав­ ляет ~0,4° С/м. Таким образом, мартеновская печь большей ем­ кости характеризуется большим температурным градиентом по длине ванны. Учитывая, что температурные градиенты в начале и в конце цикла нагрева равны по модулю (при симметричной теп­ ловой работе печи) и противоположны по знаку, среднее за пе­ риод между перекидками клапанов значение температурного гра­ диента по длине ванны равно нулю.

Вследствие меньшей теплопроводности температура шлака около подводящей головки 900-т печи в среднем на 10—20° С выше, чем около отводящей головки. Соответствующая разность темпе­ ратур шлака для 600-т печи составляет 10—16° С. Большая раз­ ность соответствует более основным и, следовательно, более вяз­ ким шлакам, отличающимся пониженной теплопроводностью.

На плавках, проводившихся с продувкой ванны кислородом [на 900-т печи расход кислорода на продувку не превышал 5Х ХЮ3 м3/ч, на 600-т печи (2,2—2,5) • 103 м3/ч], температурный и концентрационный градиенты не были обнаружены, что связано, по-видимому, с равномерным распределением кислорода продувки по длине ванны и возросшей долей тепла экзотермических реак­ ций в общем балансе тепла, идущего на нагрев металла.

Неоднородность шлака и металла по глубине в мартеновских печах различной емкости изучали неоднократно [44—46], однако 900-т печи изучены еще недостаточно [47]. В связи с этим пред­ ставляют интерес данные табл. 6. На опытных плавках с продув­

(толщина шлакового покрова изменялась в пределах 100—-150 мм),

вподшлаковом слое металла и в металле на глубине 450—650 мм ниже границы раздела шлак—металл. Возрастание номера пробы

втабл. 6 соответствует ее удалению от поверхности шлака в глубь ванны (расстояние между пробами 40—50 мм). Содержание угле­ рода определяли в корольках нижних горизонтов шлакового по­ крова. Пробы металла ниже уровня шлака имели практически

42

одинаковый состав, поэтому в табл. 6 приводится одно значение анализа.

Как видно из табл. 6, по глубине шлака существенно изменя­ ется лишь его окисленность в соответствии с теми закономерно­ стями, которые были отмечены раньше при анализе переходного слоя шлак—металл (наибольшее содержание кислорода в шлаке наблюдается на межфазной границе шлак—металл). Изменение остальных компонентов шлака по глубине слоя несущественно и не подчиняется определенным закономерностям.

Содержание углерода в корольках металла, выделенных в двух­ трех нижних слоях шлака, составляет 40—60% от содержания уг­

и углерода к месту реакции. Анализ связи между скоростью обез­ углероживания и содержанием углерода в металле показывает, что

висит от концентрации углерода и определяется скоростью под­

концентрация углерода тем меньше, чем больше емкость печи, т. е. больше удельная нагрузка на подину. Однако это противоре­

43

чем выше концентрация кислорода в продувочной смеси (в диапа­ зоне 4—40%), тем круче прямая в области [С ]<[С]кр, характе­ ризующая зависимость vc от [С], и, следовательно, критическая концентрация углерода тем меньше, чем выше парциальное дав­ ление кислорода в газовой фазе над поверхностью металла. В связи с тем что с увеличением удельной нагрузки металла на подину (при увеличении емкости печи) уменьшается количество кислорода, поступающего из атмосферы печи на 1 м2 поверхности, т. е. снижается парциальное давление кислорода у поверхности ванны, можно предположить, взяв за основу выводы исследова­

жения в металл продувочных фурм и т. д. Ниже пунктирной линии при постоянстве интенсивности подвода кислорода скорость окис­ ления углерода резко замедляется во всех рассматриваемых слу­ чаях, что связано с достижением критической концентрации угле­ рода [С]Кр~0,3%, ниже которой скорость окисления определяется уже скоростью подвода углерода к зоне реакции [48].

На рис. 20 представлена связь между скоростью обезуглерожи­ вания и содержанием углерода в металле для двух уровней интен­ сификации мартеновского процесса подачей кислорода в ванну (240-т печь). Как видно из рис. 20, при содержании углерода в ванне порядка 0,3—0,4% происходит резкое снижение скорости обезуглероживания металла. Интересным является рост скорости

44

По-видимому, это указывает на соизмеримость скоростей подвода кислорода и углерода к поверхности реагирования при интенсив­ ной продувке ванны кислородом, в результате чего процесс окис­ ления начинает определяться и скоростью подвода углерода, ко­ торая тем больше, чем больше его абсолютная концентрация в ме­ талле.

Таким образом, даже при

нейной связи между скоростью обезуглероживания и интенсивно­ стью продувки металла кислородом в области концентраций угле­ рода [С] > [С]Кр [56, 57]. Аналогичная зависимость получена и

Рис. 21. Зависимость скорости обезугле­ роживания от расхода технического

кислорода на продувку ([С]>0,5%)

для условий продувки кислородом ванны 900-т мартеновской печи

(рис. 22).

Однако до сих пор нет единого мнения о рациональной кон­ центрации кислорода в продувочной смеси. Например, Я. А. Шнееров [57] считает, что продувку необходимо вести техническим кислородом максимальной чистоты. При этом, кроме улучшения качества металла, достигаются максимальные значения скоростей

45

обезуглероживания и нагрева ванны, т. е. производительности пе­ чей. Другие исследователи [58, 59] считают целесообразным ис­ пользовать продувочную смесь с содержанием 60—70% Ог или вести продувку сжатым воздухом [55, 56].

ская линия регрессии, позволяющая судить о характере связи ме­ жду величиной скорости обезуглероживания и концентрацией кис­ лорода в продувочной смеси). Как следует из рис. 23, на кривой отсутствуют какие-либо перегибы, указывающие на существование целесообразного содержания кислорода в смеси. Налицо монотон-

Чтобы установить влияние количественного и качественного со­ става продувочной смеси на скорость обезуглероживания металла, построили семейство кривых (рис. 24, сплошные линии), харак­ теризующее связь нс с расходом продувочной смеси L“p при раз­

личной концентрации кислорода в ней 2 (экспериментальные дан­

няющего дополнительную работу по перемешиванию ванны, в ре­ зультате чего интенсифицируется переход кислорода в ванну из печной атмосферы и увеличивается скорость обезуглероживания ванны.

46

Уравнение регрессии vc = fi{LJw , z) имеет вид

г,с= 0,36+ 0,37 • 10~VoPj-}-0,079 • К Г3/Д (1 - г ) , °/0 С/ч. (22)

Уравнение (22) позволяет произвести сравнительный анализ вели­ чин коэффициента использования вдуваемого кислорода K = v cjv*c

при интенсификации плавки техническим кислородом и сжатым воздухом (ос — фактическая скорость обезуглероживания, и* —

теоретическое значение скорости из условия полного усвоения ван­ ной вдуваемого кислорода).

Меджибожский показал [56], что коэффициент К при исполь­ зовании сжатого воздуха для продувки достигает 4, в то время

как при использовании технического кислорода эта величина колеблется в пределах 1—2,8. Меньшее значение К указывает на меньшую долю участия кислорода атмосферы печи в процессе окисления углерода металла до СО. Для оценки коэффициента использования вдуваемого кислорода в условиях интенсивной про­ дувки ванны определили значение теоретической скорости окисле­ ния углерода о* в зависимости от расхода кислорода на продувку

i%p. Считаем, что на окисление углерода стали до окиси углерода идет 95% кислорода, вдуваемого с продувочной смесью:

47

На рис. 25 пунктирные линии характеризуют значения v* для

случаев использования продувочных смесей со следующим содер­ жанием кислорода: 85, 55 и 22%. Сплошные линии на рис. 25 — фактические значения скорости обезуглероживания при различной интенсивности продувки [определены по формуле (22)]. Как сле­ дует из рис. 25, с увеличением интенсивности продувки отношение vQ/v* действительно уменьшается. Например, при расходе проду­

вочной смеси 2- 103 м3/ч при 2 = 55% К = 1,7, а при L”P = 5- 103 м 3/ ч

(2 = 55%) коэффициент использования вдуваемого кислорода равен

ния vQ/v* для линии 2 = 55% и 2 = 85% при расходе продувочной

смеси 4 • 103 м3/ч).

Если формулу (22), полученную в результате анализа работы 240-т печи в условиях высокоинтенсивной продувки ванны кислоро­ дом, использовать для расчета скорости обезуглероживания при продувке ванны сжатым воздухом, то расчеты показывают, что при соответствующих расходах воздуха коэффициент использования вдуваемого кислорода может достигнуть 3,5—4,0. Однако это еще не свидетельствует о предпочтительной экономической целесооб­ разности использования сжатого воздуха вместо технического кис­ лорода, потому что большие значения коэффициента К при исполь­ зовании сжатого воздуха достигаются за счет меньших значений фактических скоростей обезуглероживания, которые в 2—3 раза меньше скоростей окисления углерода, достигаемых при исполь­ зовании технического кислорода.

Производительность мартеновской печи во многом определяется скоростью обезуглероживания стали, а не значением коэффициента использования вдуваемого кислорода, поэтому технический кисло­ род с повышенным содержанием кислорода имеет преимущество перед сжатым воздухом, так как обеспечивает гораздо более вы­ сокие скорости окисления, а следовательно, и производительность процесса, однако наиболее рациональное содержание кислорода в продувочной смеси (как и рациональная интенсивность продувки ванны) могут быть установлены лишь при строгом технико-эконо­ мическом анализе всех явлений, связанных с применением кисло­ рода (производительность печи, угар металла, стоимость чугуна и скрапа, стойкость печи, пропускная способность разливочного

в основном, кинетической энергией вдуваемой смеси), то она обус­ ловливает такое приращение скорости обезуглероживания, кото­ рое как аддитивная составляющая входит в результирующую ве­ личину vc и имеет тем меньшее значение, чем больше интенсив­ ность продувки ванны техническим кислородом. Это уменьшение происходит главным образом вследствие резкого снижения парци­ ального давления кислорода в прилегающих к поверхности ванны

48

слоях газовой фазы, т. е. блокирующего действия обильно выде­ ляющейся окиси углерода при интенсивной продувке ванны, что препятствует переходу кислорода из горячей атмосферы печи в ста­ леплавильную ванну.

Приращение скорости обезуглероживания Ду£™, вызванное

участием в процессе окисления углерода кислорода атмосферы печи, тем больше, чем больше коэффициент расхода кислорода а

Рис. 26. Зависимость изменения скорости обезуглероживания от коэффициента расхода кислорода в рабочем пространстве печи:

1 — расход кислорода в факел (1,2—2,2) • 103 м3/ч; 2 — без кис­ лорода

в рабочем пространстве печи за счет увеличения расхода вентиля­ торного воздуха (рис. 26).

Подача высокоскоростной струи кислорода в факел интенсифи­ цирует массообменные процессы у поверхности ванны, облегчая пе­ реход кислорода через наиболее труднопреодолимую границу раз­ дела газовая фаза—шлак. Более успешной диффузии кислорода из атмосферы печи в ванну способствует также высокая температура факела при обогащении его кислородом (срав­ ни на рис. 26 приращения До*™ ПрИ

характеризующейся г=75-г-83%; содержание углерода в металле [С]>0,5%. Из рис. 27 видно, что после того как фурмы вошли в ме­ талл, дальнейшее погружение их не вызывает увеличения скорости обезуглероживания. Это обстоятельство указывает на полное исполь­ зование вдуваемого кислорода уже при положении торца фурмы на границе шлак—металл. При этом доля кислорода, идущая на окис­ ление железа, является сравнительно небольшой. В табл. 7 пред­ ставлен баланс кислорода для периода доводки 240-т печи.