Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса, задачи и методика исследования 8
1.1. Особенности технологии выплавки и внепечной обработки стали в условиях ОАО «ОЭМК» 13
1.2. Особенности теплоэнергетического режима электроплавки с учетом подогрева металла в агрегате ковш-печь (АКП) 30
1.3. Исследование и анализ эффективности нагрева металла в АКП 35
1.4. Модели управления температурным режимом работы агрегата ковш-печь 38
1.5. Постановка задачи и методика исследования 44
1.6. Выводы 47
2. Исследование тепловых потоков в рабочем пространстве агрегата ковш-печь 48
2.1. Разработка модели расчета внешнего теплообмена в агрегате ковш-печь 48
2.2. Разработка алгоритма модели и программы расчета результирующих потоков излучения электрических дуг , 54
2.3. Исследование и анализ результатов расчета потоков излучения в рабочем пространстве агрегата ковш-печь ; 57
2.4. Проверка модели расчета внешнего теплообмена на адекватность 62
2.5. Оптимальное управление шлаковым режимом при внепечной обработке в агрегате ковш-печь 64
2.6. Выводы 68
3. Исследование особенностей энергетического баланса и режима продувки расплава в агрегате ковш-печь 69
3.1. Экспериментальное определение энергетических потерь в агрегате ковш - печь 69
3.2. Изучение процессов нагрева и охлаждения металла при различных режимах продувки его аргоном 77
3.3. Исследование и анализ результатов расчета статей энергетического баланса агрегата ковш-печь 80
3.4. Выводы з
4. Исследование процессов нагрева и теплоусвоения металла при внепечной обработке в агрегате ковш-печь 85
4.1. Влияние энерготехнологических факторов на изменение теплосодержания металла в агрегате ковш-печь , 89
4.2. Исследование влияния флуктуации тока дуг на изменение теплосодержания метала в агрегате ковш-печь 91
4.3. Исследование процесса теплоусвоения металла при внепечной обработке 97
4.4. Пути повышения КПД агрегата при различных режимах нагрева металла 99
4.5. Анализ результатов исследования и выводы 103
5. Математическая модель теплового состояния агрегата ковш-печь при внепечной обработке 105
5.1. Особенности тепловой работы и структуры математической модели расчета параметров теплового состояния агрегата 105
5.2. Разработка алгоритма и программы расчета параметров теплового состояния агрегата ковш-печь 109
5.3. Проверка модели на адекватность, исследование и анализ результатов моделирования режимов внепечной обработки стали в АКП 111
5.4. Выводы 114
6. Разработка рационального энерготехнологического режима внепечной обработки стали в агрегате ковш-печь ... 115
6.1. Постановка задачи по разработке энергосберегающего режима внепечной обработки стали в агрегате ковш-печь 115
6.2. Влияние степени перегрева металла на процессы плавления легирующих добавок в АКП 121
6.3. Оптимизация технологического режима внепечной обработки 123
6.4. Разработка модели, алгоритма и программы расчета параметров энерготехнологи ческого режима внепечной обработки стали 130
6.5. Исследование и анализ результатов расчета энерготехнологического режима внепечной обработки стали в АКП 134
6.6. Анализ эффективности применения энергосберегающего режима внепечной обра- 137 ботки для различных марок стали и выводы
Заключение 143
Библиографический список
- Исследование и анализ эффективности нагрева металла в АКП
- Исследование и анализ результатов расчета потоков излучения в рабочем пространстве агрегата ковш-печь
- Изучение процессов нагрева и охлаждения металла при различных режимах продувки его аргоном
- Исследование влияния флуктуации тока дуг на изменение теплосодержания метала в агрегате ковш-печь
Исследование и анализ эффективности нагрева металла в АКП
Шихта для выплавки стали в электропечах состоит из 40 - 100% МОК [26]. Загрузка металлолома производится бадьей челюстного типа, металлизо-ванные и окисленные окатыши, известь, ферросплавы подаются в печь сверху, через отверстие в своде и попадают в зону воздействия электрических дуг. Автоматизированная система [27] подачи материалов обеспечивает непрерывную загрузку в печь металлизованных, окисленных окатышей и извести с регулируемой скоростью, дискретную загрузку извести и ферросплавов в необходимых количествах [28].
Суммарное влияние замены лома на металлизованные окатыши на удельный расход электроэнергии по расчетам [29] зависит от качества лома и металлизованных окатышей и должно приводить к увеличению расхода электроэнергии на 7,3 - 17,8 кВт-час/т на каждые 10% металлизованных окатышей в металлошихте.
В условиях «ОЭМК» увеличение доли металлизованных окатышей в металлошихте на 10% повышает удельный расход электроэнергии на 16 кВт-ч/т годного, длительность плавки на 1,5 мин [30].
Количество углерода в металлизованных окатышах в большинстве случаев недостаточно для восстановления поступающих с ними и образующихся во время плавления оксидов железа, поэтому при высоком содержании окатышей в шихте в нее дополнительно вводят углерод чугуном или коксом. Количество кокса, вводимого в завалку для науглероживания, рассчитывают исходя из требуемого содержания углерода по расплавлении, количества углерода в ломе и окатышах. Кокс вводят в печь на подину после присадки извести или во время плавления лома после проплавлення колодцев.
Загрузку металлизованных окатышей [6] начинают после проплавлення колодцев в ломе и образования ванны жидкого металла на подине. Раннее начало завалки окатышей позволяет больше времени работать с длинными мощными дугами, так как на откосах и у стен печи в это время еще лежит нерасплавленный лом, защищающий футеровку от излишнего теплового облучения. Плавление окатышей сопровождается восстановлением оксидов железа углеродом шихты и кипением ванны.
Для офлюсования пустой породы окатышей, создания условий для де-фосфорации металла во время плавления, уменьшения эрозии основной футеровки во время плавления в печь вводят известь [30]. Загрузка ее производится одновременно с загрузкой окатышей. Как показано на рис. 1.2, основность шлака обычно поддерживают на уровне 1,8—2,6. Это улучшает вспенивание шлака, что обеспечивает возможность хорошего экранирования мощных электрических дуг и оптимизации электрического режима [6,29].
Высокая окисленность и достаточная основность шлаков периода плавления (рис. 1.2), сравнительно невысокая температура металла, интенсивное перемешивание расплава пузырями оксида углерода, увеличение вследствие этого фактической поверхности контакта металл-шлак и скорости массоперено-са в шлаке и металле, постоянное частичное обновление шлака способствуют быстрой и достаточно глубокой дефосфорации металла [23,28].
При плавке с использованием металлизованного сырья в конце плавления окисленность металла практически не отличается от окисленности металлической ванны при работе на ломе и определяется только содержанием углерода в металле, которое регулируется добавками окислителей в ванну. В связи с совмещением процессов плавления и окисления примесей классический окислительный период при плавке на металлизованном сырье обычно не проводят. После полного проплавлення шихты и удаления шлака обычно проводят короткий период доводки (10 -15 мин).
В условиях сверхмощной печи доводку проводят под остатками шлака периода плавления, т.е. фактически применяют одношлаковый процесс плавки с доводкой под окисленным шлаком. Следовательно, вся плавка с использованием металлизованного сырья проводится в окислительных условиях и десуль-фурация металла в печи затруднена.
Основность шлака, B=(CaO/Si02) Моментом окончания периода плавления или окислительного периода считают достижение требуемой массовой доли углерода и температуры от 1600 до 1640С.
При одношлаковом процессе металл сливают в ковш с минимальным количеством печного шлака. Это достигается быстрым наклоном печи, специальной конструкцией выпускного отверстия, взвешиванием металла в ковше в процессе выпуска. Допускается вариант, где часть стали (до 8 %) и шлака остается в печи после выпуска.
Длительность выпуска металла из печи составляет в среднем 6 минут. После выпуска металла из печи ковш на сталевозе перемещается к установкам продувки аргоном (УПА) через погружную фурму с возможностью ввода порошковых компонентов и проволоки [31]. Здесь производят отбор проб и измерения температуры металла. Стенды для продувки металла в ковше совмещены в технологическую линию с установками порционного вакуумирования типа DH (рис. 1.1).
Метод порционного вакуумирования жидкой стали заключается в вакуумной обработке расплавленного металла путем многократного его всасывания из сталеразливочного ковша порциями в вакуумную камеру [32]. Для этого в ковш с металлом погружают патрубок вакуумной камеры и с помощью паро-эжекторного пятиступенчатого насоса создают в камере разряжение. Режим вакуумирования регулируют в зависимости от интенсивности газовыделения, переключая ступени вакуумного насоса. Время включения ступеней насоса определяется по остаточному давлению в вакуумкамере. Вследствие разности атмосферного давления и разряжения внутри вакуумкамеры металл из ковша поднимается по всасывающему патрубку на расчетную высоту, равную 1,4 м. Сливаемая порция металла из вакуумкамеры опускается на дно ковша вследствие того, что после вакуумирования металл имеет более высокую плотность [32].
Исследование и анализ результатов расчета потоков излучения в рабочем пространстве агрегата ковш-печь
Условием окончания итераций является достижение заданной точности расчета ер. Расчет по модели ведется непрерывно на ЭВМ, в течение всего периода внепечной обработки т0бР. На каждом шаге по времени вычисляется распределение температуры по толщине водоохлаждаемого свода в условиях нестационарного теплообмена, описываемого уравнением (2.2). При этом собственные и падающие потоки излучения находятся по формулам (2.5 - 2.8, 2.12), с учетом экранирования электрических дуг шлаком. На конечном этапе определяются результирующие потоки излучения (ф-ла 2.11) на поверхности, участвующие в теплообмене, после чего вычисляется текущая температура металла в результате решения уравнения (2.1).
При разработке программы расчета внешнего теплообмена в АКП были учтены некоторые особенности эксплуатации ковшей в условиях «ОЭМК». Так, при определении угловых коэффициентов излучения дуг на поверхность огнеупорной футеровки учитывали, что внутренний радиус ковша (рис. 2.1), и соответственно расстояние от электрических дуг до футеровки увеличивается пропорционально числу наливов в ковш N. Анализ остаточных толщин рабочего слоя периклазоуглеродистой футеровки ковша показал, что средняя скорость износа огнеупор составляет 2,3 мм/плавку. Поэтому при расчете теплообмена в рабочем пространстве АКП использовали следующее выражение для радиуса ковша: RK =1,65 + 2,3 -10 3-N, (2.16) где 1,65 - начальный радиус для нового ковша, м. Одной из особенностей при расчете теплообмена в АКП является наличие свободного борта (НСб), т.е. расстояния от поверхности шлака до сливного носка ковша. В условиях существующей технологии величина свободного борта ковша должна находится в пределах 20 ч- 50 см и обеспечивать отсутствие выбросов металла и шлака, а также нормальную работу порционного вакууматора. Другой особенностью является наличие зазора между водоохлаждаемой крыш 57 кой и ковшом, равного примерно 5 ч- 10 см, величина которого зависит от присутствия настылей металла и шлака на кромках ковша и свода.
Исследование и анализ результатов расчета потоков излучения в рабочем пространстве АКП.
Расчеты производили для 150-т агрегата ковш-печь со следующими его размерами: радиус распада электродов Rp = 0,4 м, радиус электродов R, = 0,24 м, высота свода Нсв = 1,2 м, высота зазора между кромкой ковша и водоохлаж-даемым сводом Н3 = 0,1 м.
По результатам расчета построены графики (рис. 2.3 - 2.5) изменения результирующих потоков излучения на поверхности, участвующие в теплообмене, в зависимости от количества наливов в ковш и высоты свободного борта ковша (рис. 2.3), а также изменение падающих тепловых потоков на поверхности зон 1,2,3 в зависимости от степени экранирования дуг шлаком, рис. 2.4.
Анализ рис. 2.3 показывает, что с увеличением высоты свободного борта ковша возрастает результирующий тепловой поток, приходящийся на 1 м2 поверхности расплава и огнеупорной футеровки ковша (прямые 1 и 2 соответственно), а удельный поток излучения на свод уменьшается (прямые 3). Это связано с удалением поверхности водоохлаждаемого свода от расплава и электрических дуг, что приводит к некоторому росту результирующего потока на металл и футеровку [92]. Также на рис. 2.3 показано влияние износа футеровки ковша на распределение потоков в рабочем пространстве АКП. Увеличение числа наливов в ковш или степени его изношенности N, в соответствии с формулой (2.16) приводит к увеличению теплоизлучающей площади расплава, и следовательно, больший поток излучения попадает на поверхности футеровки ковша и свода, а результирующий поток на металл и шлак уменьшается. Так, увеличение N с 10 до 50 плавок приводит уменьшению удельного результирующего теплового потока на металл с 1,07 МВт/м2 до 0,97 МВт/м2.
Изучение процессов нагрева и охлаждения металла при различных режимах продувки его аргоном
Для исследования влияния технологических факторов на изменение теплосодержания металла при нагреве его в АКП проводили обработку более 100 опытных промышленных данных [103] по основности шлака. Основность шлака зависит от конкретных условий ведения внепечной обработки плавки, в частности от того, требуется ли по ходу процесса принятие мер для удаления серы или нет. Т.к. в ЭСПЦ ОАО «ОЭМК» для выплавки стали используется [28,29,103] высококачественное сырье - металлизованные окатыши, то нет необходимости в специальных мерах для удаления из металла серы или фосфора. По m CaO + MgO этому основность шлака (В = —) должна обеспечивать предотвра Si02 +А1203 щение чрезмерного разрушающего действия шлака на футеровку ковша. Для выполнения этого требования достаточно иметь [29] основность шлака в пределах 1,8-2,6. На рис. 4.3. представлены результаты обработки опытных данных по зависимости изменения теплосодержания металла от удельного расхода активной энергии при его нагреве трехфазными дугами в АКП, при различных значениях основности шлака.
Удельный расход активной энергии, Q УД , М Д ж /т Рис. 4.3. Зависимость изменения теплосодержания металла от удельного расхода активной энергии для различной основности шлака. Анализируя данные рис. 4.3, видно, что при нагреве расплавов, имеющих основность шлака В более 1,9 наблюдается снижение величины QMe, т.е. имеет место менее интенсивный нагрев металла по сравнению с плавками, где основность шлака находилась в пределах 1,4 В 1,8. Это объясняется тем, что рост величины В приводит к уменьшению электросопротивления шлака [100] и падению градиента напряжения [62,78] в столбе дуги, что согласно формуле (2.9) приводит к увеличению длины дуги и доли потерь излучением в окружающее пространство АКП.
Влияние основности и состава шлака на уровень изменения теплосодержания металла подтверждается экспериментальными данными для стали различных марок (рис. 4.3). Так, например, для стали марки ШХ15, где основность шлака достигает значения 2,5, величина QMe заметно выше (прямая 2, рис. 4.3), чем для углеродистой стали. Анализ результатов обработки проб шлака при внепечной обработке металла в АКП показал, что рекомендуемая основность СаО шлака находится в следующих пределах: для В = — = 2,2 + 2,6; В = Si02 = Са0 + М0 = 1,6 + 2,0; В /А1203 =0,25 + 0,45. Si02+Al203 Установлено, что для обеспечения интенсивного нагрева металла и снижения теплопотерь с отходящими газами [98] и охлаждающей водой режим нагрева необходимо вести с закрытой шлаком дугой, т.е. толщина слоя шлака должна быть больше длины дуги, которая рассчитывается в соответствии с уравнением (2.9), рис. 2.4, по математической модели блок-схемы рис. 2.8. Расчеты показали, что в условиях ОАО «ОЭМК» при работе на 8 ступени напряжения трансформатора АКП длина дуги находится в пределах 13+15 см. Следовательно, технологический режим в период наводки шлака в ковше должен обеспечить рекомендуемую толщину шлака около 15 см путем соответствующего расхода шлакооб-разующих материалов в ковш. 4.2. Исследование влияния флуктуации тока дуг на изменение теплосодержания металла в АКП.
При продувке металла аргоном через пробку в днище ковша протекают сложные гидродинамические процессы перемешивания и взаимодействия в многокомпонентном расплаве [105]. Поднимающиеся пузырьки аргона вызывают превышение уровня на поверхности ванны, которое складывается из превышения, вызванного течением металла и превышения, вызванного вдуванием газа [106]. Таким образом приходит в движение и изменяется уровень поверхности расплава относительно торцов электродов. Все это обуславливает [98] колебания (флуктуации) фазных токов (AI, кА) относительно номинального значения (1н = 39,9 кА на 8 ступени напряжения), а также вызывает неспокойное горение электрических дуг. Следовательно, для тока дуги справедливо следующее выражение:
Таким образом, из уравнения (4.5) следует, что рост величины AI приводит к увеличению мощности электрических потерь и уменьшает эффективность нагрева расплава, что связано с появлением высокочастотных гармоник тока [62], значительными колебаниями реактивной [107] и активной мощностей [108]. Это приводит к уменьшению коэффициента мощности соБф и количества энергии, передаваемого от дуги к металлу и шлаку.
Выводы на основе анализа уравнения (4.5) подтверждаются также результатами статистической обработки опытных данных работы АКП. На рис. 4.4 (поз. А, Б) показано изменение активной мощности в зависимости от различных энерготехнологических параметров и уровня флуктуации фазных токов.
Увеличение расхода аргона на продувку при нагреве расплава ведет к снижению активной мощности, как следует из рис. 4.4 (поз. А). Из рисунка видно, что рост толщины шлака до 15-24 см (прямая 1) повышает уровень вводимой активной мощности в среднем на 500 кВт по сравнению с теми плавками, на которых толщина шлака была не более 12 см (прямая 2). Это объясняется тем, что при увеличении величины Qa,. рост толщины шлака проводит к уменьшению волнообразования на поверхности расплава и его «успокоению».
Исследование влияния флуктуации тока дуг на изменение теплосодержания метала в агрегате ковш-печь
При выборе оптимальной величины перегрева металла необходимо учитывать большое количество технологических и теплоэнергетических факторов. Так, при высоком перегреве металла (АТП 80С) возрастает удельный расход электроэнергии (табл. 4.1), уменьшается энергетический и тепловой КПД нагрева (рис. 4.9) и увеличиваются энергетические потери, а при недостаточном нагреве жидкой стали возрастает время протекания технологических процессов внепечной обработки [2,29], а также наблюдается закозление и замораживание пористой пробки в днище ковша до продувки расплава аргоном [121].
Основными требованиями при внепечной обработке являются: быстрое наведение рафинировочного шлака при добавлении шлакообразующих; получение требуемого однородного по химическому составу жидкого металла в ковше [122-124]. Поэтому, при выборе оптимального интервала перегрева металла над линией ликвидус исследовали время и скорость расплавления ферросплавов и шлакообразующих [125,126] в зависимости от температуры расплава, с использованием данных работ [124-130]. Для двух наиболее часто используемых при внепечном раскислении и легировании материалов - ферромарганца и силикомарганца в реальных условиях сталеплавильного процесса получены [129] следующие формулы для времени расплавления этих добавок:
Зависимость продолжительности раплавления ферромарганца (пунктир) и силикомарганца (сплошные линии) от перегрева металла над линией ликвидус. Цифры над кривыми - диаметр кусков, мм
Представленные уравнения показаны на рис. 6.4, для стали марки 20Г, из которого следует, что время расплавления кусков силикомарганца меньше примерно на 1 минуту. Увеличение перегрева над линией ликвидус с 50 до 90С незначительно сказывается на времени расплавления добавок: для самых крупных кусков оно сокращается на 45 секунд, а для кусков диаметром 30 мм -всего на 10 секунд. Данное сокращение времени плавления в условиях «ОЭМК» является незначительным, т.к. среднее время обработки стали данного сортамента в АКП составляет 1 час (табл. 1.2).
Исходя из вышесказанного, с использованием данных табл. 5.1, рис. 4.2 и уравнений (4.1) установлены (табл. 6.1) граничные значения оптимальной области перегрева стали различных марок над линией ликвидус.
Для марок стали, по ходу обработки которых вводится большое количество шлакообразующих и легирующих, и которые имеют минимальную скорость разливки на МНЛЗ (ШХ15СГ), для компенсации потерь Рлег, перегрев АТП выбирается на уровне 65-75С, для марок с небольшим количеством добавок и повышенной скоростью разливки оптимальное значение АТП выбирается на уровне 50-65С. Анализ рис. 6.4 показывает, что в указанных пределах изменения величины АТП обеспечивается необходимое протекание технологических процессов внепечной обработки расплава при сохранении высоких показателей качества металла.
В результате продувки расплава в ковше аргоном происходит выравнивание температуры металла, его дегазация и удаление неметаллических включений [2,7]. Поэтому для оптимизации технологического режима на каждом этапе обработки стали (табл. 1.2.) в АКП, с учетом оптимального перегрева АТП необходимо выбирать режим продувки аргоном, обеспечивающий минимальные материальные затраты и длительность протекания технологических процессов, а также высокое качество металла.
Расчет времени, необходимого для 95% перемешивания расплава по ур. (1.2-г 1.4) проводили, с использованием значений диссипации энергии (є, кВт/т) по ур. (1.1). Анализ уравнений (1.1 -г- 1.4) показывает, что величина є определя 124 ется в основном интенсивностью продувки расплава аргоном, а зависимость времени гомогенизации расплава (тпр) от Qgj. представлена на рис. 6.5. 10 15 20 25 30 Расход аргона на продувку расплава, Qar, м3/час Рис. 6.5. Зависимости тпр от Qar по данным Д.Я. Поволоцкого [2], кр. 1,3 и Найфера [13], кр. 2. В условиях «ОЭМК» высота и диаметр ковша равны соответственно Н = 2,9 м, D = 3,3 м, поэтому зависимость (1.4), например, принимает вид: xnp = 238,31-Q-() 38 (6.10)
Анализ выражений (1.2ч-1.4, 6.10) и рис. 6.5 свидетельствует о существенном влиянии диаметра ковша и расхода аргона на продувку расплава (рис. 6.5) снизу (Qar, м3/ч) на тпр, которое определяет [7,13,122] степень гомогенизации жидкой стали в АКП. Из анализа рис. 6.5 следует, что существует разброс расчетных значений тпр по формулам (1.2-5-1.4) различных авторов [2,13]. Повышенное значение тпр (кр. 1, рис. 6.5) по сравнению с кр.2,3 объясняется тем, что данная кривая получена по результатам промышленных исследований [2], а кр. 2,3 - по результатам моделирования. Кроме того, данная формула не учиты 125 вает диаметра ковша, который оказывает существенное влияние [2,7] на процесс гомогенизации расплава. Поэтому небольшой разброс значений тпр при расчете по (1.3 и 6.10) позволяет сделать вывод о возможности их практического применения.
Эффективность удаления неметаллических включений при внепечной обработке стали в ковше определяли по методике А.Ф. Вишкарева [132], с учетом особенностей [37] продувки расплава аргоном снизу в условиях «ОЭМК». Степень очищения металла от неметаллических включений (Е, %) за время t равна E(t)=l-N(t)/N(0), (6.11) где N(t), N(0) - число включений в металле в момент времени t и t=0 соответственно.
Величина N(t) определяется уровнем окисленности стали, которую оценивали по результатам измерения активности кислорода методом э.д.с. [133,134]. Экспериментальным путем установлено, что для стали 20Г величина активности кислорода (ао-10"6) заметно снижается (рис. 6.6) по ходу продувки расплава аргоном, и находится в зависимости от расхода дутья при донной продувке. Следовательно, путем изменения режима продувки расплава аргоном можно достигнуть требуемого уровня окисленности металла [133,136] и обеспечить заметное снижение оксидов в нем [132,134]. Дальнейшее снижение активности кислорода в стали (Дао) достигается соответствующим расходом алюминия (рис. 6.6, пр. 3) на раскисление. При этом с увеличением количества присаживаемого алюминия возрастает N(t) и уменьшается величина E(t) в соответствии с уравнением (6.11), что вызывает необходимость увеличения расхода аргона (рис. 6.7) на процесс с целью обеспечения максимального уровня очищения металла от неметаллических включений.
