Развитие теоретических основ, разработка и внедрение комплекса ресурсосберегающих технологий внепечной обработки стали


СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ 1 Общая характеристика процессов внепечной обработки стали и постановка задач исследования



страница2/6
Дата06.06.2016
Размер0.65 Mb.
ТипАвтореферат диссертации
1   2   3   4   5   6

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1 Общая характеристика процессов внепечной
обработки стали и постановка задач исследования


Повышение требований к качеству выпускаемой металлопродукции и стремление увеличить производительность существующих сталеплавильных агрегатов и технико-экономические показатели сталеплавильного производства за счет выноса части технологических операций в сталеразливочный ковш явились, как известно, основными причинами развития внепечной обработки стали, получившей название «вторичная» или «ковшовая» металлургия. В течение последних десятилетий в связи с широким внедрением непрерывной разливки стали, требующей обеспечения постоянства температуры и химического состава металла, и увеличением объемов производства стали с низким содержанием примесей внепечная обработка получила распространение практически на всех металлургических предприятиях как в Российской Федерации, так и в промышленно развитых стран.

Проанализированы основные современные способы внепечной обработки жидкого металла и особенности физико-химических процессов, протекающих при внепечной обработке стали. Рассмотрены особенности применения инертных газов для перемешивания металлических расплавов в ковше. Освещены вопросы использования высокоактивных элементов для обработки металла и их влияния на качество и свойства металлопродукции. Рассмотрены технологические и физико-химические особенности внепечной обработки коррозионностойких марок стали. Показано, что изучение современных технологий внепечной обработки стали требует применения методов физического и математического моделирования.

В результате проведенного анализа существующих технологий внепечной обработки стали и методов исследования сформулированы и определены основные задачи исследования.

2 Исследование и развитие теоретических основ
обработки стали газовосходящими потоками



Продувка стали инертным газом, выгодно отличающаяся от других способов внепечной обработки сравнительно низкими затратами, позволяет успешно решать такие задачи, как снижение неоднородности металла по температуре и химическому составу, улучшение условий удаления из него неметаллических включений, а также частичная дегазация расплава.

Поскольку все эти процессы гетерогенны, то их скорости определяются соотношением



, (1)

где i – коэффициент массопередачи; Si – удельная поверхность взаимодействия;(С* – С) – разность концентраций индикатора в i-том локальном объеме и на поверхности реагирования.

При этом увеличить скорость процесса можно как за счет увеличения параметров i и Si, так и за счет повышения разности (С* - С), то есть надо учитывать как термодинамические и кинетические, так и гидродинамические факторы.

Таким образом, успешное применение прогрессивных технологий повышения качества выплавляемой стали требует всестороннего изучения особенностей физических процессов, протекающих как в самом жидком металле, так и в граничащем с ним слое газовой или воздушной среды.

Для получения количественной информации о ходе развития процессов перемешивания металла в ковше при вдувании газа были использованы методы физического и математического моделирования.

Для ускорения проводимых в ковше процессов важна гомогенизация расплава. Считается, что для более полного использования энергии барботирующего расплав газа глубина погружения фурмы должна быть максимальной. Методом физического моделирования оценивали влияние интенсивности подачи газа и глубины погружения фурмы на продолжительность гомогенизации в сталеразливочном ковше.

Результаты исследования на физической модели показали, что для любого уровня погружения фурмы продолжительность гомогенизации при интенсивности подачи газа, превышающей 3,5 – 4 л/(мин·т) (около 30 нм3/ч в 130-т ковше), практически постоянна. При интенсивности подачи газа меньше 3,5 л/(мин·т) (менее 30 нм3/ч в натуре) продолжительность гомогенизации возрастает по мере уменьшения интенсивности подачи газа (рисунок 1).

Рисунок 1 – Зависимость продолжительности гомогенизации от


интенсивности подачи газа при различных уровнях погружения фурмы (цифры у кривых – глубина погружения фурмы; соответственно 1–240 мм; 2–220 мм;
3–150 мм; 4–120 мм; 5–100 мм; 6–60 мм; 7–50 мм при высоте ковша 300 мм)

По мере подъёма фурмы продолжительность гомогенизации увеличивается, особенно быстро при отношении глубины погружения фурмы к высоте ковша


hф /Н > 0,5 (рисунок 2). Однако, даже при малых погружениях фурмы (hф /Н = 0,19) застойные зоны в нижних горизонтах ковша не обнаружены. Вместе с тем перенос результатов моделирования по продолжительности гомогенизации на продувку в 130-т ковше даёт неудовлетворительные результаты. Так, при глубине погружения фурмы hФ = 2,7 м и интенсивности подачи аргона Q ≥ 30 нм3/ч продолжительность продувки должна быть не менее 35 с; при hФ = 1,35 м продолжительность гомогенизации составляет  = 120 с (2 мин), что в первом варианте почти в 10 раз, а во втором в 3 раза меньше времени гомогенизации, оценёнными непосредственными опытами в 130-т ковше.

Рисунок 2 – Влияние глубины погружения фурмы


на продолжительность перемешивания

В связи с этим возникла необходимость изучения особенностей распределения газовой фазы в восходящем газожидкостном потоке. Исследования структуры газового потока проводили в прозрачной емкости в форме вертикального параллелепипеда сечением 6006001200 мм в трех горизонтальных сечениях при продувке снизу просвечиванием зоны барботажа лазерным лучом. Такие размеры обеспечивали нестесненность восходящего газожидкостного потока при всех опробованных режимах продувки. В качестве индикатора использовали 10 %-ный раствор хлорида калия.

Результаты экспериментов показали, что падение плотности газового потока по сечению описывается уравнением

-dП/dr = α(П – Пr), (2)

где (П – Пr) – градиент плотности; α – коэффициент пропорциональности, по физическому смыслу представляет собой коэффициент турбулентного массопереноса, см-1.

После интегрирования при начальном условии П = П0, если r = 0, и пренебрегая Пr, величина которой практически равна фону вне потока, получаем

ln(П/П0 ) = – r, (3)

Из уравнения (3) следует, что распространение пузырьков по поперечному сечению потока определяется массопереносом по горизонтали (по радиусу r) из зоны с максимальной плотностью П0 (на оси потока) к зоне с минимальной плотностью Пr (на границе потока).

Обработку результатов экспериментов проводили с помощью системы уравнений

, (4)

, (5)

где ПОэ – плотность газового потока на оси эквивалентного распределения.

В отличие от величины ПО, представляющей собой экспериментально определяемую среднюю плотность в центральном, приосевом круге с R = 1 см, величина ПОэ есть плотность газового потока на математической оси султана. Поэтому естественно, что величина ПОэ, превышает ПО на 25 – 35 %.

Установлено, что, распределение плотности газового потока в горизонтальном сечении описывается экспоненциональной зависимостью; распределение газового потока выше основного участка в поперечном сечении ему подобно, т.е. не зависит от интенсивности подачи газа и от высоты сечения над соплом. При заданном диаметре сопла величина Пс прямо пропорциональна скорости газа на срезе сопла в докритическом режиме истечения.

Зависимости коэффициента массопереноса и плотности газового потока от радиуса зоны барботажа представлены на рисунках 3 и 4.

Эксперименты показали, что в целом угол расширения определяется плотностью газового потока на срезе сопла (Пс), причем по мере подъема его величина уменьшается (рисунок 5).

Продолжительность операции перемешивания, необходимая для гомогенизации ванны по химическому составу и температуре, зависит от скорости газовосходящего потока. В связи с этим оценили распределение профиля скоростей в зависимости от расхода газа и на различном расстоянии от сопла. Схема установки для изучения распределения скорости потоков жидкости приведена на рисунке 6.

Измерение скорости потоков производили в горизонтальных сечениях, расположенных на высотах H, составляющих 570 и 800 мм от среза сопла, по радиусу R с шагом 2 см, начиная от оси потока до его внешней границы. Измерения проводили при интенсивностях J подачи газа 2, 4 и 8 л/(мин·т), через сопло диам. 1,3 мм, расположенное в центре днища емкости, что соответствовало интенсивности подачи газа от 4,3 до 17,2 м3/ч в 100-т ковше.



Рисунок 3 – Зависимость коэффициента массопереноса


от радиуса зоны барботажа (цифры у кривых – интенсивность продувки, л/(мин·т))

Рисунок 4 – Зависимость плотности газового потока от радиуса зоны


барботажа (цифры у кривых – интенсивность продувки, л/(мин·т))

1, 2 и 3 – соответственно для высот 570, 800 и 940 мм,


а – одиночное сопло, б – пучок из пяти сопел
Рисунок 5 – Зависимость угла расширения газового потока
от плотности газового потока на срезе сопла и от высоты над соплом

1 – емкость с водой; 2 – датчики; 3 – сопло; 4 – баллон с газом; 5 – ротаметр;


6 – манометр; 7 – насос; 8 – генератор звуковой частоты; 9 – выпрямитель;
10 – шлейфовый осциллограф; 11 – регулировочный вентиль

Рисунок 6 – Схема установки для изучения распределения


скорости потоков жидкости

Скорость потока жидкости  (м/с) при барботировании определяли по формуле



, (6)

где l = 50 мм – расстояние между датчиками;  – время, за которое раствор соли проходит от первого датчика до второго, с.



Рисунок 7 – Распределение скорости в восходящем газожидкостном потоке

Установлено, что при всех режимах продувки независимо от высоты над соплом скорость уменьшается по мере удаления от центральной оси. Скорости потоков на высоте 570 мм при интенсивностях подачи газа 2 и 4 л/(мин·т) на соответствующих координатах практически одинаковы. При повышении расхода газа до 8 л/мин·т скорость потока на рассматриваемой высоте увеличивается (рисунок 7).

На высоте H = 800 мм при малых расходах газа (2 и 4 л/(мин·т)) скорости, также как и на высоте 570 мм, близки между собой в соответствующих координатах. При максимальных в наших опытах расходах газа (8 л/(мин·т)) скорости на данном уровне также возрастают. Скорость потока на верхнем горизонте выше, чем на нижнем. Кривые на графиках представляют собой регрессии вида:



, (7)

где R – расстояние от оси потока, см; А, В, С – коэффициенты регрессии.

Значения коэффициентов регрессии и коэффициентов парной корреляции представлены в таблице 1.

Таблица 1 – Значения коэффициентов регрессии вида ,


и коэффициентов корреляции (r)

J, л/мин

Н, мм

А

В

С

r

2

570

800


0,294

0,187


-0,117·10-3 +0,0225

-0,192·10-2

-0,254·10-2



-0,929

-0,767


4

570

800


0,504

0,290


-0,0687

-0,555·10-2



+0,230·10-2

-0,758·10-3



-0,906

-0,818


8

570

800


0,375

0,619


- 0,0337

- 0,0584


-0,17210-2

0,233·10-2



0,747

-0,878

Расчет расхода жидкости через каждую зону проводили по формуле

, (8)

где – площадь центральной зоны радиусом 2 см; – площадь остальных кольцевых зон сечения; i – скорость жидкости на наружной образующей кольца.



Рисунок 8 – Расход жидкости по зонам сечения струи нарастающим итогом

Из рисунка 8 видно, что при малых расходах газа (2 – 4 л/мин·т на участке высоты от 570 до 800 мм) подсос жидкости в восходящий поток отсутствует, просто по мере расширения зоны барботирования в восходящее движение вовлекаются новые объемы жидкости. Иная картина наблюдается при J = 8 л/(мин·т). Здесь можно говорить о подсосе окружающей жидкости в газожидкостный восходящий поток, поскольку, начиная с R = 4 см, объем жидкости, проходящий через каждую последующую зону, на высоте 800 мм всегда больше, чем на высоте 570 мм.

Для изучения гидродинамических процессов, протекающих при продувке металла в ковше, была построена математическая модель и выполнены численные исследования гидродинамики двухфазной среды газ–расплав в ковше, продуваемом через верхнюю погружаемую фурму и газопроницаемую вставку. Расчет проводился для 55-т и 130-т ковшей. Геометрические параметры задачи приведены на рисунке 9.

Положение верхней фурмы изменяется от центра ковша на r/2 в обе стороны. В этом случае динамика среды газ–расплав описывается системой уравнений

(9)

(10)

(11)

где – барицентрическая скорость среды газ–расплав; t – время; и – объемный источник и диффузионная скорость газовой фазы; – динамическая составляющая давления, деленная на плотность расплава.



Рисунок 9 – Геометрические параметры задачи


В соответствии с методом расщепления по физическим факторам на каждом временном шаге  система уравнений (9) – (11) решается в три этапа:

этап I:


(12)

(13)

этап II:


(14)

этап III:



(15)

где n – номер временного слоя.

Компоненты скорости среды в цилиндрических координатах определены соотношением .

Схема (12) – (15) в компонентах имеет вид

этап I:


(16)


(17)


(18)

(19)

этап II:


(20)

(21)

этап III:



(22)

(23)

, (24)

Турбулентность моделировали эффективной кинематической вязкостью, которая определяется формулой



, (25)

В нее входит параметр – сеточное число Рейнольдса,  – характерный размер расчетной сетки, V – средняя скорость расплава в рассматриваемой ячейке.

На внутренних поверхностях ковша и оси симметрии выбраны условия непротекания и свободного скольжения. На свободной поверхности ковша выбраны условия свободного протекания. Правые части уравнений (16) – (24) реализованы в разностном виде на неравномерной сетке. На рисунке 10 представлена динамика среды газ–расплав в полости 130-т ковша; показаны поле скоростей расплава и линии изоконцентрации газовой фазы в плоскости симметрии.



а




б



в

а – в начальный момент продувки; б – в промежуточный момент
продувки; в – стабилизирующаяся

Рисунок 10 – Гидродинамическая картина в полости 130-т ковша

На рисунке 11 представлена гидродинамическая картина в полости 55-т ковша в начальный момент продувки, полученная расчетным путем. В рассматриваемом случае взаимного расположения фурмы и пористой вставки перемешивание расплава в начальный момент продувки происходит более активно, чем в 130-т ковше. Кроме того, с течением времени вихрь, расположенный слева от ствола фурмы, подавляет вихрь, вращающийся у правой стенки ковша, и расплав оказывается затянутым в глобальный вихрь, вращающийся против часовой стрелки (рисунок 11, б).

Разработанная математическая модель позволяет оценить гидродинамические процессы в ковше в период продувки через верхнюю фурму и пористую вставку; изучить характер поведения расплава в ковше, что необходимо при дальнейшем изучении процессов тепло - и массопереноса на этом этапе.





а



б

Рисунок 11 – Гидродинамическая картина в полости 55-т ковша в начальный (а)
и промежуточный (б) моменты продувки

Каталог: common -> img -> uploaded -> files -> vak -> announcements -> techn -> 2009 -> 05-10
2009 -> Геотехнологические основы регулирования разработки нефтяных месторождений с трудноизвлекаемыми запасами
2009 -> Материаловедческие основы прогнозирования структурной эволюции стали при импульсном термосиловом воздействии
2009 -> Повышение эффективности использования низкосортного сырья в кожевенно-меховом производстве с применением высокочастотной плазмы
2009 -> Принципы построения и методы оценки эффективности и погрешностей измерений характеристик нелинейных информационно-измерительных радиосистем ближнего действия
2009 -> Формирование автономных систем электроснабжения сельскохозяйственных объектов на основе возобновляемых источников энергии 05. 20. 02 электротехнологии и электрооборудование для сельского хозяйства


Поделитесь с Вашими друзьями:
1   2   3   4   5   6


База данных защищена авторским правом ©uverenniy.ru 2019
обратиться к администрации

    Главная страница