автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Исследование и разработка параметров технологии выплавки стали с применением ДСП средней вместимости для повышения эффективности производства сортовой заготовки

На правах рукописи

Белковский Александр Георгиевич

ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА ПАРАМЕТРОВ ТЕХНОЛОГИИ ВЫПЛАВКИ СТАЛИ С ПРИМЕНЕНИЕМ ДСП СРЕДНЕЙ ВМЕСТИМОСТИ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОИЗВОДСТВА СОРТОВОЙ ЗАГОТОВКИ

специальность 05.16.02 — «Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

з 1 т 2(из

005536358

Москва 2013 г.

005536358

Работа выполнена в Открытом акционерном обществе Акционерной холдинговой компании "Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкторский институт металлургического машиностроения имени академика Целикова" (ОАО АХК «ВНИИМЕТМАШ»),

Научный руководитель: Кац Яков Львович, зам. начальника отдела в ОАО АХК «ВНИИМЕТМАШ», к.т.н. Официальные оппоненты:

1. Падерин Сергей Никитьевич, помощник генерального директора

ОАО "Металлургический завод "Электросталь", проф., д.т.н.;

2. Нехамин Сергей Маркович, генеральный директор ООО "НПФ КОМТЕРМ", к.т.н.

Ведущая организация: Федеральное государственное унитарное предприятие «Центральный научно-исследовательский институт черной металлургии им. И. П. Бардина», г. Москва.

Защита состоится с? • в на заседании диссертационного

совета Д.212.132.02 при Федеральном государственном автономном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Национальный исследовательский технологический университет «МИСиС» (НИТУ «МИСиС») по адресу: 119049 г. Москва, Ленинский просп., д. 6, ауд. 305.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке НИТУ «МИСиС».

Автореферат разослан 2 {о.

Ученый секретарь диссертационного совета, доц., к.т.н.

/Колтыгин А. В./

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ

Актуальность работы. В период опытно-промышленной эксплуатации дуговой сталеплавильной печи вместимостью 30 т (ДСП-30) и агрегата ковш-печь (АКП-30) на ГУП «Литейно-прокатный завод», г. Ярцево (ЛПЗ), выявлены проблемы, которые осложняли вывод предприятия на проектную производительность:

- повышенный удельный расход электроэнергии в ДСП;

- увеличенная продолжительность цикла плавки в ДСП;

- ускоренное охлаждение металла в ковше;

- низкая серийность разливки стали на МНЛЗ;

- низкий выход годных заготовок на МНЛЗ.

Указанные проблемы связаны с тем, что на заводе применяют ДСП и АКП средней вместимости (от 6 до 50 т по классификации А. В. Егорова). Повышенная удельная поверхность металла в металлургических агрегатах средней вместимости, кроме всего прочего, приводит к увеличению удельных тепловых потерь по сравнению с агрегатами большой вместимости. Количество металлургических мини-заводов, построенных по аналогичной ЛПЗ идеологии, растет и в России, и в мире. Это говорит об актуальности перечисленных проблем и необходимости их решения.

Цель работы— исследование взаимосвязи конструкции ДСП и АКП средней вместимости с энергетическими и технологическими параметрами процессов выплавки и ковшовой обработки стали для повышения эффективности производства сортовой заготовки на металлургических мини-заводах.

Задачи работы:

1. Разработка математической модели процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП-30, позволяющей исследовать влияние размеров ванны и основных параметров технологии на характеристики полупродукта и показатели процесса;

2. Уточнение существующей методики расчета мощности перемешивания

металла в ДСП пузырями СО во время обезуглероживания для исследования влияния размеров ванны ДСП на мощность перемешивания металла при углеродном кипении;

3. Теоретическое обоснование рационального соотношения радиуса к глубине ванны для ДСП с высокой удельной мощностью;

4. Разработка практической методики расчета технологически обоснованного количества углеродсодержащих материалов для науглероживания металла в ДСП;

5. Разработка математической модели охлаждения металла в сталеразли-вочном ковше во время ковшовой обработки стали и, на ее основе, рационального температурного режима ковшовой обработки стали для условий ЛПЗ.

Научная новизна работы:

1. Установлены количественные отличия процессов массо- и теплопере-носа в жидкой ванне ДСП средней и большой вместимости, заключающиеся в уменьшении удельной мощности углеродного перемешивания и увеличении удельной интенсивности теплообмена с окружающей средой при уменьшении вместимости печи;

2. Разработана детерминированная математическая модель процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП, которая позволяет моделировать динамику процесса и, в отличие от аналогов, учитывает влияние размеров ванны на показатели процесса;

3. Показано, что барботирование металла пузырями СО, выделяющимися при обезуглероживании металла, является наиболее мощным механизмом тепло- и массопереноса в ванне ДСП-30 при средней интенсивности кислородной продувки и в отсутствие специального оборудования для перемешивания металла;

4. Определен диапазон рациональных соотношений радиуса к глубине ванны ДСП с высокой удельной мощностью исходя из критериев максимизации мощности перемешивания металла и минимизации тепловых потерь.

Практическая значимость результатов работы:

1. Опробование на ЛПЗ разработанной практической методики расчета технологически обоснованного количества УСМ для науглероживания металла в ДСП, которая предусматривает расход УСМ 7,6 кг/т шихты из расчета на чистый углерод, показало, что ее применение позволяет уменьшить продолжительность плавки в ДСП-30 на 2,4—2,7 мин, что подтверждено Техническим заключением ЛПЗ;

2. Применение разработанного температурного режима ковшовой обработки стали СтЗ на ЛПЗ, предусматривающего повышение температуры металла перед выпуском из ДСП-30 с 1 635 до 1 650 °С, а после окончания обработки на АКП— с 1 610 до 1 635 °С, позволило повысить выход годных заготовок при непрерывной разливке стали до 99,5 % (на 3 % в абсолютном выражении), что подтверждено Техническим заключением ЛПЗ;

3. Алгоритм и элементы математического описания модели процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП, разработанные автором, могут быть использованы для расчета технико-экономических показателей плавки проектируемых ДСП с высокой удельной мощностью.

Апробация результатов работы. Результаты работы докладывались автором на 8-ми международных научно-технических конференциях, в том числе на XI (3-8 октября 2010 г., г. Нижний Тагил) и XII (22-26 октября 2012 г., г. Выкса) Международных конгрессах сталеплавильщиков. По результатам работы сделано 9 публикаций, 4 из которых в изданиях, рекомендованных ВАК; получен 1 патент.

Структура диссертационной работы. Работа состоит из введения, 4 глав, заключения, списка использованных источников (64 наименования); изложена на 168 стр. машинописного текста, содержит 25 табл., 44 рис. и 3 приложения.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность исследуемых проблем, представлены цель и задачи работы, ее научная новизна и практическая значимость, положения, выносимые на защиту, а также сведения об апробации результатов работы.

В первой главе, на основе анализа литературных данных, показано, что реакция обезуглероживания металла в ДСП носит слабоэкзотермический характер, что определяет роль дополнительного углерода, присаживаемого в ДСП в виде УСМ, как источника перемешивания металла (при его окислении) и предотвращения повышенного угара железа. Массу УСМ определяют, согласно рекомендациям Д. Я. Поволоцкого и др., исходя из того, что за время плавки должно окислиться не менее 0,5 % углерода от массы плавки. Однако известно, что отношение основных параметров электропечной установки (ЭПУ)— интенсивности кислородной продувки и мощности трансформатора, которые отвечают за достижение параметров качества полупродукта — содержание углерода и температуры, соответственно, — на всех печах разные. Следовательно, оптимальная масса УСМ в шихте ДСП должна определяться в зависимости от соотношения параметров ЭПУ.

Анализ термодинамики и кинетики процесса обезуглероживания металла в ДСП по литературным данным показал, что удаление углерода до концентраций менее 0,1 % при производстве углеродистых и низколегированных марок стали нецелесообразно, поскольку термодинамические и кинетические условия процесса ниже указанной концентрации в ДСП резко ухудшаются. Данное обстоятельство необходимо учитывать при разработке практической методики расчета расхода УСМ, что является одной из задач работы.

Теоретический расчет по методике, предложенной в работе С. Н. Падерина и В. В. Филиппова1, показал, что критическая концентрация углерода (по С. И. Филиппову) в металле ДСП-30 ЛПЗ при интенсивности кисло-

1 Падерин С. Н., Филиппов В. В. Теория и расчеты металлургических систем и процессов.- М.: МИ-СИС, 2001. - 334 е.: ил. - 700 экз.

родной продувки 0,7 м3/(мин-т) составляет около 1 %. Это позволяет утверждать, что ванна ДСП большую часть окислительного периода «кипит» за счет выделения пузырей СО— продукта реакции обезуглероживания, что также подтверждается натурными наблюдениями за ДСП-30 ЛПЗ.

Согласно литературным данным, углеродное кипение металла наряду с перемешиванием металла струей кислорода, нейтральным газом через донные пробки и электромагнитным перемешиванием (ЭМП), по-видимому, является одним из наиболее мощных способов перемешивания ванны. Так, перемешивание металла за счет естественной конвекции в ДСП крайне ограничено из-за нагрева сверху (скорость потоков не превышает 0,13 м/с), электромагнитогидро-динамическое воздействие дуг приводит к примерно таким же скоростям движения металла, но на поверхности и вблизи дуг (0,02—0,10 м/с). Интенсивность «искусственных» способов перемешивания металла (ЭМП и продувка нейтральными газами) зависит от характеристик использующихся устройств, а мощности перемешивания металла за счет кинетической энергии струи кислорода и при углеродном кипении, по данным В. И. Явойского, сопоставимы (для кислородного конвертера с верхней продувкой— 5-10 и 10-20 кВт/т, соответственно). Поэтому именно последние два механизма перемешивания необходимо рассмотреть в настоящей работе по отношению к ДСП.

Вместимость ванны ДСП и соотношение основных ее размеров (радиус на уровне металла к его глубине — гм/Ьм) оказывает существенное влияние как на тепло-, так и на массообменные процессы в металле, что необходимо учитывать при определении рациональных размеров подины ДСП. В литературе имеется теоретическое обоснование рациональных значений гм/Ьм, но оно основано на конструктивных параметрах. Несомненно, при определении рациональных значений гм/Ьм необходимо учитывать также технологические факторы, такие как интенсивность тепло- и массообмена, которые можно выразить через мощность перемешивания металла.

Приведен анализ различных подходов к определению коэффициентов распределения кислорода на окисление примесей металла в ДСП (использую-

7

щихся в отечественных «ОРАКУЛ», «ГИББС» и некоторых зарубежных моделях), что необходимо для разработки собственной модели процесса. Показано, что наиболее подходящим для целей настоящей работы является способ расчета коэффициентов распределения кислорода исходя из химического сродства элементов металла к нему по уравнению из работы В. И. Городецкого2 в измененном виде:

, АО1

м О'

где г|о' — коэффициент распределения кислорода на окисление примеси

у,

Дв1 — изменение энергии Гиббса при окислении элемента ¡,

Дж/моль;

Кр' — константа равновесия реакции окисления элемента

Б! — функция исходного состояния реакции окисления элемента 1.

Во второй главе выведено уравнение, описывающее подину ДСП-30 с эркерным выпуском из предположения, что поверхность подины в середине кампании представляет собой параболоид вращения с объемом, эквивалентным реальной подине. Погрешность уравнения при расчете площади поверхности ванны металла не превышает 4,2 %. Уравнение параболоида вращения:

Щх,у) = ——|-(х2 +у2)+Ьэ (2)

Гэ

где Н(х,у) — глубина подины в точке (х, у) на поверхности, м;

гэ — эквивалентный радиус подины;

Ьэ — эквивалентная глубина подины.

Показано, как изменяется удельная площадь поверхности металла в параболических ваннах различных вместимости и соотношения гм/Ьм (см. рис. 1). Минимальная удельная площадь поверхности параболической подины достига-

2 Исследование окисленности высоколегированных расплавов для прогнозирования окислительного

процесса при производстве коррозионно-стойкой стали: дис. на соискание ученой степени канд. техн. наук: 05.16.02: защищена 26.05.11 / Городецкий Вячеслав Игоревич. - М., 2011. - 111 с.

ется при гм/Ъм = 0,93, а минимальная удельная поверхность металла в ней — при гм/Ьм = 0,46. Удельная мощность тепловых потерь пропорциональна удельной теплоотдающей поверхности металла. Следовательно, в ДСП-30 удельная мощность тепловых потерь в 1,4 раза выше, чем в типичной ДСП-100 (рис. 1).

Отношение r„/h„

Рис. 1 — Зависимость удельной поверхности металла в ДСП различной вместимости (цифры у кривых) от отношения rM/hM (SyOT, Sya3, SyflS — удельные площади поверхностей подины, зеркала и их суммы)

Разработана детерминированная математическая модель процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП, которая позволяет моделировать динамику процесса и, в отличие от аналогов, учитывает влияние размеров подины на показатели процесса за счет использования уравнения (2). Модель применима для расчета параметров металла, шлака и газа, а также эксплуатационных показателей ДСП по данным прошедшей плавки при выплавке полупродукта из шихты, преимущественно состоящей из стального нелегированного лома, по одношлаковой технологии с применением кислорода, природного газа, порошковых и кусковых УСМ.

На ЛПЗ собирались следующие исходные данные для модели: температура корпуса печи — при помощи контрольных датчиков в подине и инфракрасного тепловизора SDS HotFind-DXT; температура и расход охлаждающей воды в стенах и своде — при помощи контрольных датчиков; хронометраж 22-х плавок; паспорта плавок. Модель реализована на языке программирования Visual Basic в стандартном листе MS Excel. Исходные данные вводятся в виде протокола плавки (рис. 2).

V 4 : • 6 : 9 10 12 13 14 15 18 1? :»Д9 20 . 21. 22 23 24 25

Масса материалов, кг Л Энергоносители

с т 0 - «крыто; 1 • открыто Болото 1 и Элекгроанергил Фурма Горелка

4 ; | 5 1 ь т Наименование операции и I : о. * 1 1 2 1 1 " П С 1 1- ж Ъ а 3 О и ? О ■г 1 и о 5 % а. 2 О ц- а. 2 " 1 5 1 и •а н 5* 7 2 * е-1 т ш < г з 1 г X |Р- £ £ О | "г 6 а. ® г * ¡г 1° £ ч в? * ! * 3- 5 г Тй Г о 3 с!

и.о Начало плавки 0 1 0 15ЙП 2500 0 0.0 с,0 0,0 0.0

я 1 Ч 1 -Запалю ")П?<1Л п пл п п л л л л

-АЛ Ч » -гавап« 1 1 П *7П74Л П П »14 II II II II II и

Рис. 2 — Фрагмент экранной формы протокола плавки для ввода исходных данных в модель процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП-30

ЛПЗ

Приняты допущения: 1) параметры системы металл-шлак-газ постоянны в пределах шага вычисления (11; 2) передача энергии в рабочем пространстве от всех источников к системе металл-шлак-газ происходит мгновенно; 3) потери тепла через водоохлаждаемые поверхности (стены и свод) печи происходят только с охлаждающей водой; 4) потери тепла через неводоохлаждаемые поверхности печи (нижняя часть стены и подина) происходят за счет конвекции и излучения при постоянной температуре. Футеровка подины находится в стационарном тепловом состоянии; 5) температуры металла, шлака и газа в любой момент плавки равны; 6) все фазы имеют равномерную по объему температуру, химический состав и другие свойства.

Кислород горелки и воздуха через коэффициент усвоения СЕ1Л¥8р02, а кислород фурмы через коэффициент усвоения СЕП_.02 растворяется в металле:

сеал)2 • 0^рма + се^8р02 ■ огдух'горслка = 2(сеа_02 + се£\у8р02)[0]. (3)

Растворенный кислород окисляет Бе и Мп, и С по обобщенной реакции:

ш[А]+[0] = п(Ах0у) (4)

>

где А — компонент расплава или жидкое железо; шип — стехиометрические коэффициенты.

Коэффициенты распределения кислорода на окисление каждой примеси определены по уравнению (1). Функция исходного состояния реакции (4) равна:

где адхОу — активность компонента шлака в исходном состоянии; ад — активность компонента металла в исходном состоянии; ао — активность кислорода, растворенного в металле.

Активности компонентов металла определены по параметрам взаимодействия первого порядка, а шлака — по теориям совершенных и регулярных ионных растворов. Принято, что растворенный в металле за время расчетного шага Л кислород расходуется на окисление примесей, если его активность достаточна для соблюдения условия > Di хотя бы для одной из рассматриваемых реакций. Если все Ьц < то с каждым расчетным шагом происходит накапливание кислорода в металле до тех пор, пока не будет выполняться первое условие. Неусвоенный металлом кислород расходуется на окисление электродов и природного газа. Неизрасходованный кислород, нагретый до температуры системы металл-шлак-газ, удаляется через газоход.

Аналогично решена задача с распределением углерода присаживаемых и вдуваемых УСМ. Углерод УСМ, присаживаемых с шихтой в бадьях полностью растворяется в металле. Реакции в общем виде:

(6) (7)

с„=[с].

ств+|о2 = со

ТВ

гт

(8)

Количество вещества компонента металла А на 1-м шаге расчета:

•1 ЛОМ Ь -1ЛОМ ---ООЛОТО1- .ЮОЛОТО

100-цА 100

гш14 ГА?"1 •а-п^-а--

¡-1 ¡-1 гш ' 1А_Г

+ Пвосст.А ' ^ - Покисл.А ' ------

+ П

1-1

восст.А

¡-1

[окисл.А

где пА — количество компонента А в металле, моль; шлом — масса лома в завалке и подвалках, кг; [А]лом — концентрация элемента А в ломе, %;

цА — молярная масса элемента А, кг/моль;

Шболото — масса болота перед началом плавки, кг;

[А]болото — концентрация элемента А в болоте, %;

пВосст.А— переход компонента А в металл по реакциям (6) и (7),

моль/с;

ПоююлА — переход компонента А в шлак по реакции (4), моль/с; гшВЬШуск — интенсивность выпуска металла из печи, кг/с; [А] — концентрация компонента А в металле.

Количество вещества компонента шлака АхОу на ьм шаге расчета:

тмзтер[АхОу ]матср т шл.бол ОТО X О у ]д0

Пд о —Пд'п +-

Ю0-НахОу Ю0-цАхОу

+ п

•Л-п'-'^дп -сії, (Ю)

¡-і

окисл.АхОу іі ч " у

где ПдхОу — количество компонента АхОу в шлаке, моль; Шматер — масса материалов, присаживаемых в печь, кг; [АхОу]матер — концентрация компонента АхОу в материале, %; ЦлхОу — молярная масса АхОу, кг/моль; Шшл.болото — масса шлака болота перед началом плавки, кг; [АхОу]болохо — концентрация компонента АхОу в шлаке болоте, %; пВоссг.АхОу — разложение компонента АхОу по реакции (6) или растворения по реакции (7), моль/с;

ПоюклАхОу — образование компонента АхОу по реакции (4), моль/с.

Образующиеся во время плавки газы и неизрасходованные О^ и СН4 нагреваются до температуры системы металл-шлак и удаляются в газоход. Реакции между газами происходят в системе газоочистки, не влияя на тепловой баланс.

Уравнения теплового баланса:

Е'пр = Е'э/э+Еф+Е|.+Ез1(з, (11)

где Епр — приход тепла в систему к шагу вычисления і, МДж; Еэ/э — расход активной электроэнергии к шагу і, МДж; Еф —физическое тепло материалов, загруженных к шагу і, МДж; Ег — энергия от сжигания природного газа к шагу і, МДж; Еэкз — энергия экзотермических реакций к шагу і, МДж.

Ер = Еэп+Еов+ЕТП+Еог+ЕВМ+ЕЭНД, (12)

где Ер — суммарный расход тепла к шагу і, МДж;

12

Еэ/э — энергия электрических потерь к шагу ¡, МДж;

Еов — тепловые потери с охлаждающей водой к шагу ¡, МДж;

Еш — энергия тепловых потерь к шагу ¡, МДж;

Еог — физическое тепло отходящих газов к шагу 1, МДж;

Евм — физическое тепло выпущенного металла к шагу ¡, МДж;

Еэнд — энергия эндотермических реакций к шагу ¡, МДж.

Е'=ЕПР-ЕР' (13)

где Е — энтальпия расплава (металла и шлака) на шаге вычисления 1, МДж.

Температура металла на ¡-м шаге в зависимости от его энтальпии: при Е^е < (т'МеЕлик - 1<Лт): -

Т1 =

Е1 +ствт' Т

' ^ст Ме окр

•:сттМе + Сшлтшл + СМЕ0тМ§0

при (тМсЕл„к _тмс^сг)- Емс < т'МеЕ;1ИК: Тлик; , (14)

при Е^е > 1<еЕ

Ме лик 1

е га Ме (е ЛИК С сДлик ) 'с^Ме + Сшлт1ш1 + СМ80тМ£0

где Т — температура металла на ¡-м шаге вычисления, К;

Еме — энтальпия металла на ¡-м шаге, МДж, которая определяется из уравнения = Е! -Т'^ш^ +сМ80ш^0);

тМе — масса металла на ¡-м шаге вычисления, кг;

ЕЛик —теплосодержание стали при температуре ликвидус, МДж/кг;

),с — скрытая теплота плавления стали, МДж/кг;

ссттв и сстж — теплоемкости твердой и жидкой стали, МДж/(кг-К);

Сшл и См8о — теплоемкости шлака и магнезита, МДж/(кг-К);

Токр — температура окружающей среды, К;

Тлик — температура ликвидус стали, К;

Т' — дополнительное значение температуры, которое на первой итерации расчета равно Т1"1, а на второй и последующих приравнивается к Т1 для уточнения результатов (метод последовательных приближений).

Ошибка, связанная с неучтенными статьями теплового баланса, заложена в значении температуры. Идентификация модели позволяет нивелировать ее влияние. Для идентификации использовались три параметра (см. табл. 1): СЕ£\УБр02, СЕЛ_02 и интенсивность подсоса воздуха в рабочее пространство, которая позволяет учесть неучтенную энергию через физическое тепло воздуха.

Верификация модели по температуре, содержанию углерода и марганца показала, что она обладает точностью (см. рис. 3), достаточной для решения задач, поставленных перед настоящей работой, а именно исследования влияния размеров ванны ДСП и основных параметров технологии на характеристики полупродукта и показатели процесса. При этом принято: масса и состав шлака болота на всех плавках одинаковые; состав металла болота равен составу металла предыдущей плавки, масса рассчитана по выходу годного 92,5 %, полученного на балансовых плавках; температура системы перед началом плавки принята 1 550 °С; состав лома на всех плавках одинаковый.

Табл. 1 — Параметры модели, результаты расчета и фактические данные плавок № 131697-131704, проведенных в ДСП-30 ЛПЗ__

Параметры модели Результаты расчета Фактические данные

№ плавки Подсос воздуха, м3/ч CEfL02 CEfWSp02 Т, °С [С], % [Мп], % Т,°С [С], % [Мп], %

131697 5 000 0,70 0,10 1 643,4 0,119 0,090 1 616 0,135 0,070

131698 5 000 0,70 0,10 1 673,2 0,072 0,049 1 613 0,071 0,062

131699 5 000 0,70 0,10 1 565,0 0,165 0,103 1 601 0,084 0,069

131700 5 000 0,70 0,10 1 557,5 0,215 0,123 1 592 0,092 0,063

131701 5 000 0,70 0,10 1 625,5 0,105 0,078 1 600 0,090 0,077

131702 5 000 0,70 0,10 1 604,3 0,114 0,096 1 590 0,067 0,075

131703 5 000 0,70 0,10 1 550,2 0,016 0,013 1 609 0,069 0,038

1 621,6 1 630

131704 5 000 0,70 0,10 1 550,5 0,011 0,017 1 585 0,054 0,053

1 617,0 1 627

Моделирование показало, что зависимости продолжительности работы под током (Ъ) и расхода электроэнергии (\Уу) от гм/Ьм имеют явно выраженный минимум при гм/Ъм = 0,46 для параболической подины, то есть при минимальной удельной поверхности металла в ней (рис. 4). Изменение отношения гм/Ьм также приводит к изменению площади водоохлаждаемых панелей печи, что было учтено за счет пропорционального изменения температуры охлаждающей воды.

Установлено наличие оптимального расхода УСМ, загружаемых для науглероживания металла в ДСП, при котором наблюдается наибольшая производительность и наименьший расход электроэнергии (см. рис. 5). Величина опти-

мального расхода УСМ зависит от соотношения основных характеристик ЭПУ— мощности трансформатора и интенсивности кислородной продувки и соответствует значению, при котором температура металла и содержание углерода в нем достигают целевых значений одновременно. В противном случае, рост эксплуатационных показателей плавки слева от экстремума обусловлен снижением расхода кислорода (уменьшением энергии химических реакций), а справа — увеличением массы шлака с ростом расхода кислорода (снижение доли мощности на нагрев металла) и увеличением продолжительности продувки.

[С]-[С]

; 1650

------ 1 ♦ ' * /' t А 'У

/ у = 1,5312х - 858,8 ' Я2 = 0,3001

: 0,20

с 0,10

♦

/

♦

♦ /

Аг' у = 1,4051х • 0,0141

У/ ♦♦ ^ = 0,2504

1550 1600 1650 Фактические значения

а)

0,00

0,10 0,20 Фактические значения

б)

[МпНМп]

50,10 -х «

ф 2

£0,05 у

о £

0,00

\ * /

\ /

,-'"/ у = 2,37х - 0,079 .•*' У ♦ 1^=0,5623

0,05 0,10 0,15

Фактические значения

В)

Рис. 3 — Сравнение экспериментальных и расчетных температуры (а), концентрации углерода (б) и марганца (в) перед выпуском (плавки № 131697-131704, --аппроксимирующие прямые,----прямые идеального совпадения расчетных и фактических данных)

Моделирование базовой плавки при различном расходе УСМ предусматривало изменение технологии заключительного периода плавки. Если содержание углерода достигало целевого значения раньше, чем температура металла, то моделировался нагрев без кислородной продувки, а если позже, то кислородная

продувка в отсутствие электрического нагрева.

65 60 55

| 50 а>

45

40 35

1

----»пл .

^^^ \

\ \

; 1э \ \

455 £ ч

445 8

435

ш Л X

-- 425

М

415 | 405

0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 Отношение Г„/>1м

Рис. 4 — Расчетное влияние гм/Ъм на основные показатели плавки № 112722

-- 4401

Ч

о £ х

420 ™

400

5 5

380

0 10 20 30

Удельный расходУСМ, кг/т лома

250 500 750 1000 Расход УСМ, кг

а) б)

Рис. 5 — Расчетное влияние массы УСМ на основные показатели плавки: удельные (а) и абсолютные (б) (базовая плавка № 112722)

Наличие экстремумов на графиках рис. 5 позволило разработать практическую методику расчета технологически обоснованного расхода УСМ для науглероживания шихты ДСП. В основе запатентованной методики балансовое уравнение:

Сд = т02 • Уок +

[Сп/п] • (Оп + Об)~ [Сп/п0] • О60 -[Сш] ■ Оп • Кр 100

(15)

где Сд — количество углерода, добавляемого в загрузочную корзину, кг; Т()2 — продолжительность продувки, мин; Уок — средняя за плавку скорость окисления углерода, кг/мин; [Сп/п] — требуемое содержание углерода в полупродукте, %; [Сп/по] — содержание углерода в металле предыдущей плавки, %;

[Сш] — содержание углерода в шихте ДСП, %;

Gn, G6o — масса болота на этой и предыдущей плавках, кг;

G„ — масса плавки, кг;

Кр — коэффициент расхода лома.

Согласно разработанной методике, при средних показателях плавки оптимальный расход УСМ в ДСП-30 должен быть 7,6 кг/т шихты из расчета на чистый углерод. Испытания методики показали результаты (рис. 6), полученные статистической обработкой более 850 плавок. Применение методики позволяет сократить продолжительность плавки в ДСП-30 на 2,4—2,7 мин, что подтверждено Техническим заключением ЛПЗ.

80

X S 70 -

S

к 60

Р

о

о. m 50 -

40 -1

[—j—1 nb

1 | I p-b-j 1 | 1 1 1 □ Продолжительность плавки □ Продолжительность работы под током

0-40 40-80 80-120 120-160 160-200 200-240 240-280 280-320

Расход УСМ, % от рекомендуемого

Рис. 6 — Изменение продолжительности плавки и работы под током в зависимости от расхода УСМ

В третьей главе усовершенствована методика расчета мощности перемешивания металла в ДСП при углеродном кипении, имеющаяся в работах В. И. Явойского и М. Я. Меджибожского. Уточнение достигнуто применением эквивалентного уравнения подины печи (2) и численного интегрирования следующего выражения по поверхности, ограниченной окружностью х2 + у2 = гм2:

Цх,у) = Н.1пМН(М)^:

(16)

Цсо *-о

где Цх, у) — удельная работа, совершаемая пузырями при всплывании, в зависимости от координат зарождения (х, у), Дж/кг; Я — универсальная газовая постоянная, 8,313 Дж/(моль-К); Т— средняя температура металла (1 773 + 1 903)/2 = 1 838 К; Цсо — молярная масса СО, равная 0,028 кг/моль; Ро — давление атмосферы печи, принята 1,05-105 Па; £ — ускорение свободного падения, 9,81 м/с2; рм — плотность жидкой стали, 7 ООО кг/м3.

17

Приняты допущения: 1) подина ДСП имеет форму параболоида вращения Н(х, у); 2) масса металла постоянна; 3) температура металла постоянна; 4) давление атмосферы рабочего пространства постоянно и равно 1 атм.; 5) пузыри СО образуются только на поверхности подины печи; 6) не учитывается влияние ишака и нерасплавившегося лома. Результаты расчета удельной мощности перемешивания при углеродном кипении в зависимости от гм/Ьм представлены на рис. 7.

1500 -

Рис. 7 — Зависимость удельной (на т металла) мощности перемешивания (—) и удельной поверхности подины (—), смачиваемой жидким металлом, для ДСП различной вместимости (цифры у кривых) от гм/Ьм

На основе расчета по усовершенствованной методике показано, что бар-ботирование металла пузырями СО, выделяющимися при обезуглероживании металла, является наиболее мощным механизмом тепло- и массопереноса в ванне ДСП-30 при средней интенсивности кислородной продувки, что подтверждает предположение, высказанное в 1 главе. Для ДСП-30 максимально возможная теоретическая мощность перемешивания металла кислородной струей (около 0,6 кВт/т), рассчитанная по методике В. И. Явойскош и соавторов3, в 1,5 раза меньше мощности перемешивания при углеродном кипении (около 0,9 кВт/т).

Анализ зависимостей на рис. 7 показал, что максимальная мощность пе-

3 Явойский В. И., Дорофеев Г. А., Повх И. Л. Теория продувки сталеплавильной ванны. — М.: Металлургия, 1974. - 496 е.: ил. - 2 ООО экз.

ремешивания достигается при гм/Ьм а 1,3. Это позволяет определить диапазон рациональных соотношений радиуса к глубине ванны ДСП высокой удельной мощности исходя из критериев максимизации мощности перемешивания металла и минимизации тепловых потерь. На современных ДСП не следует уменьшать отношение радиуса к глубине ванны менее 1,3. Также не имеет смысла при проектировании печи выбирать гм/Ьм= 1,3, поскольку около этого значения справа на графике (рис. 7) имеется довольно пологая «площадка», позволяющая без особых потерь выбирать рациональное значение гм/Ьм в диапазоне от 1,3 до 2,2. Например, при гм/Ьм = 2,2 удельная мощность перемешивания ванны ДСП-30 на 9 % меньше, чем при гм/Ъм =1,3. Таким образом, ванна современной ДСП, предназначенной для выплавки полупродукта, должна иметь соотношение размеров гм/Ьмв диапазоне 1,3-2,2, причем, чем меньше это значение, тем меньше, согласно результатам 2-й главы, расход электроэнергии и больше производительность. Необходимо отметить, что рациональность диапазона обусловлена только технологическими факторами: мощностью перемешивания металла и удельными тепловыми потерями. Конструктивные ограничения при выборе гм/Ьм (связанные с расположением электродов, загрузкой шихты, перегревом стеновых водоохлаждаемых панелей и др.) исчерпывающе описаны в работах Н. В. Окорокова и А. В. Егорова и не рассматривались в настоящей работе.

Сопоставление результатов 2 и 3 глав позволяет утверждать, что установлены существенные отличия процессов массо- и теплопереноса в жидкой ванне ДСП средней и большой вместимости, заключающиеся в уменьшении удельной мощности углеродного перемешивания и увеличении удельной интенсивности теплообмена с окружающей средой при уменьшении вместимости печи. Удельная мощность перемешивания в ДСП-30 (около 0,9 кВт/т) меньше аналогичной величины в типичной ДСП-100 (около 1,2 кВт/т) в 1,4 раза при одинаковых соотношении гм/Ьм и скорости обезуглероживания.

В четвертой главе разработана модель охлаждения стали в сталеразли-вочном ковше вместимостью 30 т, позволяющая рассчитывать температуру ме-

19

талла по ходу ковшовой обработки стали в ЭСПЦ ЛПЗ, которая отличается от аналогов тем, что учитывает потери тепла струей металла во время выпуска его из ДСП и разливки на МНЛЗ.

Приняты допущения: 1) футеровка сталеразливочного ковша во время выпуска металла из ДСП и транспортировки на АКП имеет нестационарное тепловое состояние; 2) площадь теплоотдающей поверхности ковша изменяется по мере наполнения металлом; 3) струя металла имеет цилиндрическую форму с радиусом основания равным радиусу выпускного отверстия; 4) после обработки стали на АКП футеровка ковша принимает стационарное тепловое состояние; 5) процесс разливки разделен на три этапа: заполнение промежуточного ковша до и после засыпки теплоизоляционного материала и разливка; 6) футеровка промежуточного ковша во время его заполнения и разливки имеет нестационарное тепловое состояние.

Уравнения нестационарной (17) и стационарной (18) теплопроводности для расчета теплового потока через футеровку ковша:

Чфут(Т) =

-Тфуг)/7яат, (17)

где qфyт — тепловой поток через футеровку, Вт/м2; х — время, с;

Тмсх и Тфут — температуры металла и футеровки (средние), К; X — коэффициент теплопроводности футеровки ковша, Вт/(м-К); а — коэффициент температуропроводности футеровки ковша, м2/с.

(Т -Т )

д = V мет ж ОК / ¡=1

где Ток —- температура окружающей среды, 283 К (10 °С); 5; — толщина ¿-го слоя футеровки ковша, м;

— коэффициент теплопроводности ¿-го слоя футеровки, Вт/(м-К); а — коэффициент теплоотдачи от внешней поверхности, Вт/(м2-К).

Длина открытой части струи металла на выпуске из ДСП принята постоянной, а закрытой (стенами ковша) — в зависимости от уровня металла в ковше:

мнлз4

М(т)

ЬзаКр.стр(^)=Н----, (19)

Р зерк.

где Н — глубина ковша, м; М(т)

--высота металла в ковше в момент времени т, м;

Р^зерк.

р — плотность жидкой стали, кг/м3;

$зерк. — средняя площадь зеркала металла в ковше, м2.

Скорость истечения металла на выпуске из ДСП и при разливке на

2л К0 р

-тЛфцг2 І2В

4М^ + 2Ь

.яК-оР

+ т2ц2л2т4ё), (20)

где р — плотность жидкой стали, кг/м3;

|і — коэффициент гидродинамического сопротивления; М0 — начальная масса металла в печи, кг; Ио —радиус на уровне откосов печи, м; г — радиус выпускного отверстия, м; Ь — длина выпускного отверстия, м; ё — ускорение свободного падения, м/с2.

Балансовые уравнения для расчета тепловых потерь представлены в табл. 2. Модель обладает удовлетворительной точностью (табл. 3). Результаты расчетов для усредненного графика ковшовой обработки представлены на рис. 8.

Для обеспечения технологии непрерывной разливки стали температура расплава в промежуточном ковше в конце разливки должна быть на 30-50 °С выше температуры ликвидус разливаемой стали. Для СтЗ эта температура составляет 1 555 °С. По результатам эксплуатации, которые подтверждают расчетные данные, снижение температуры стали в ковше от ДСП до АКП и от АКП до МНЛЗ составляет 72 и 82 °С, соответственно (табл. 3). Таким образом, температура стали в ковше перед отправкой на разливку должна быть 1 635 °С,

4

Проектные показатели дуговой сталеплавильной печи производительностью 220 тыс. т жидкой стали > год для мини-завода / Кац Я.Л., Пасечник Н.В. // Электрометаллургия. — 2005. — № 1. — С. 2-6.

а температура выпуска полупродукта из ДСП, учитывая среднюю скорость нагрева на АКП (2 °С/мин), 1 650 °С.

Табл. 2 — Балансовые уравнения для расчета тепловых потерь металла на различных этапах ковшовой обработки (КО)

Этап КО Формула

вып (q откр.стр ^откр.стр Я зерк ^зерк

Выпуск из ДСП т + ^(Яфут ("О^фут ("0 Я закр.стр ^закр.стр J 0 (21)

Присадка материалов Учет физического и химического тепла силикомарганца (150 кг), ферросилиция (100-120 кг), кокса (40 кг), алюминия (12 кг), извести (100-200 кг);

Транспортировка ДСП-АКП 730 AQTP„C =(ЧШ«^Х730-130)+ Jq^COdTf^itfO); 130 (22)

Транспортировка АКП-МНЛЗ Аналогично (22), но с учетом (18);

Разливка, стаперазливочный ковш т AQск (т) = |q ст fст (^)df + q дн f дн X + q ^ fзерк X; 0 (23)

AQp1(T,T„) = AQck(X)-

Разливка, промежуточный ковш (этап Ч откр.стр (Тск ) ^откр.стр ^ Я зерк (Тск )^зерк ^ т

1) - {(чфуг(т, T„)fiyt(x) + q3axp.CTp(TcJf;iaKp.CTp(T))dT; 0 (24)

Разливка, промежуточный ковш (этап 2) AQP2 ) = AQck W - Чоткр.ор (Тс. )f„,KpcTpT - - J(qt^(t.Tc«)fiyrW + 4M«p.cn,(Tc1c)f»14,^(t))dx; 420 (25)

л<2 рз (*, Т„ ) = Д<}„ (900) - я з^ (Т„ (900)х -

Т

Яоткр.стр (Тск )^*откр.стр 1- |ч ф»т (т> Тск )ёх - Гфут (900); (26)

900

Ар — изменение теплосодержания металла в ковше, Дж; Я — тепловые потоки, Вт/м ; Г— площади теплоотдающих поверхностей, м2; индексы: «вып» — выпуск, «трансп» — транспортировка, «ск» — стаперазливочный ковш; «р»— разливка, «откр.стр»— открытая струя, «закр.стр» — закрытая струя, «зерк» — зеркало, «фут» — футеровка, «ст» — стена, «дн» — днище.

Разливка, промежуточный ковш (этап 3)

где

Применение разработанного температурного режима позволило повысить выход годных заготовок при непрерывной разливке стали до 99,5 % (рис. 9), за счет снижения количества «недоливов», что подтверждено Техническим заключением ЛПЗ, а разработанная модель может использоваться для корректи-

ровки температурного режима при смене марки стали.

Табл. 3 — Изменение температуры стали по ходу ковшовой обработки (КО)

Параметр Этап КО

ДСП(выпуск)-АКП(Первый замер) АКП(последний замер)"ПК(последний замер)

Количество плавок 492 1 047

Производственные данные, °С 72,4 ±3,0 81,9 ±0,8

Модель, °С 77,8 85,7

Заполнение ПК

. Разливка стали -

5 10

Время, мин

и 1600

£1400 р

2 £

т„—

--—

■ * .

i ¡ rs, 1 о 1 - W - —

40

30 q

5

10-

15

ЗО 45 Время, мин

Рис. 8 — Температура полупродукта во время выпуска и транспортировки ковша к АКП (а); температура стали и ее масса в сталеразливочном (СК) и промежуточном (ПК) ковшах во время разливки (б)

б)

о |_

о

X

л ш

100

98 -о-

1640

- © ■ Выход годного —в—Температура после КО

1600

&

а

<8> <§> с? <$> & <$> ^ ^ о^ f f

Рис. 9 — Изменение температурного режима внепечной обработки и выхода годного при непрерывной разливке на ГУП «ЛПЗ» за период с апреля 2007 по

январь 2010 г.

В заключении приведены наиболее значимые результаты работы.

ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Установлено, что в ДСП средней вместимости (30 т) удельная мощность перемешивания металла в 1,4 раза меньше, а интенсивность теплообмена с окружающей средой в 1,4 раза больше, чем в ДСП большой вместимости (100 т);

2. Разработана математическая модель процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП-30, в качестве исходных данных использующая типовой протокол, построенный на основе хронометража и паспорта плавки и позволяющая исследовать влияние размеров подины и основных параметров технологии на характеристики полупродукта и показатели процесса. Влияние размеров подины ДСП на эксплуатационные характеристики определено за счет использования уравнения параболоида вращения, при помощи которого рассчитывается изменение тепловых потерь печи в зависимости от отношения

гм/Ьм;

3. Проверка адекватности модели процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта с использованием производственных данных серии балансовых плавок на ДСП-30 ЛПЗ показала, что она обладает точностью, достаточной для решения задач, поставленных перед работой, а именно исследования влияния размеров ванны ДСП и основных параметров технологии на характеристики полупродукта и показатели процесса;

4. Наибольшая производительность и наименьший расход электроэнергии в ДСП достигаются при гм/Ьм ~ 0,5, исходя из чего, на ДСП с высокой удельной мощностью целесообразно снижать гм/Ьм. Уменьшение гм/Ьм в диапазоне от 3,0 до 0,5 приводит к линейному уменьшению удельного расхода электроэнергии с 444 до 424 кВт-ч/т и продолжительности работы под током с 41,6 до 39,7 мин (для условий ДСП-30 ЛПЗ);

5. Установлено наличие оптимального расхода У СМ, загружаемых для науглероживания металла в ДСП, при котором наблюдается наибольшая производительность и наименьший расход электроэнергии. Запатентованная методика расчета шихтовки плавки по углероду показала, что для ДСП-30 ЛПЗ оптимальный расход УСМ составляет 7,6 кг/т шихты (чистого углерода). Оптималь-

24

ный расход УСМ зависит от соотношения характеристик ЭПУ— мощности трансформатора и интенсивности кислородной продувки и равен значению, при котором температура металла и содержание углерода в нем достигают целевых значений одновременно;

6. Уточнена методика расчета мощности перемешивания металла в ДСП продуктами обезуглероживания. Это позволило установить, что она достигает наибольшего значения при отношении гм/Ьм~ 1,3. Наиболее мощным механизмом перемешивания металла в ДСП является углеродное кипение, удельная мощность которого составляет около 0,9 кВт/т, что в 1,5 превышает удельную мощность перемешивания за счет кинетической энергии струи кислорода (около 0,6 кВт/т);

7. Определен диапазон рациональных значений гм/Ьм ДСП высокой удельной мощности— от 1,3 до 2,2. Выбор гм/Ьм в указанном диапазоне обеспечивает хорошее перемешивание металла продуктами обезуглероживания (не менее 90 % от максимально возможной мощности) и приемлемое значение удельной площади теплоотдающей поверхности;

8. Разработана модель охлаждения стали в сталеразливочном ковше вместимостью 30 т, позволяющая рассчитывать температуру металла по ходу ковшовой обработки стали в ЭСПЦ ЛПЗ. Температура металла перед выпуском из ДСП-30 должна быть не менее 1 650 °С, а после окончания обработки на АКП — не менее 1 635 °С (для СтЗ). Применение разработанного температурного режима позволило повысить выход годных заготовок при непрерывной разливке стали до 99,5 % за счет снижения количества «недоливов», а разработанная модель может использоваться для корректировки температурного режима при смене марки стали.

СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ АВТОРА ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1. Влияние геометрических параметров ванны ДСП на основные показатели работы печи / Белковский А. Г., Кац Я. Л. // Электрометаллургия. - 2012. -№ 11.-С. 17-20.

2. Оптимальное содержание углерода в шихте ДСП / Белковский А. Г., Кац Я. Л., Филиппов С. Ф. // Металлург. - 2012. - № 11. - С. 31-37.

3. Будущее дуговых сталеплавильных печей - в специализации их конструкции / Белковский А. Г., Кац Я. Л., Сивак Б. А., Пасечник Н. В. // Черные металлы.-2013.-№ 3. - С. 14-19.

4. Математическая модель процесса охлаждения стали в ковше малой вместимости / Белковский А. Г., Кац Я. Л. // Металлург. — 2009. — № 5. — С. 32— 39.

5. Способ выплавки железоуглеродистого полупродукта в дуговой сталеплавильной печи: пат. 2449026 Рос. Федерация: МПК С21С 5/52, С21С 7/00 / Белковский А. Г., Кац Я. Л., Кияшко А. Н. и др.; заявитель и патентообладатель ОАО АХК «ВНИИМЕТМАШ». - № 2010142386/02; заявл. 18.10.10; опубл. 27.04.12, Бюл. № 12.

6. Моделирование процесса выплавки полупродукта в ДСП / Белковский А. Г., Кац Я. Л. // Черная металлургия: Бюллетень научно-технической и экономической информации. — 2011. - № 12 - С. 42-50.

7. Разработка параметров проектной технологии производства жидкой стали на заводе малой мощности. Расчет содержания углерода в шихте дуговой сталеплавильной печи / Белковский А. Г., Кац Я. Л. // Черная металлургия: Бюллетень научно-технической и экономической информации. — 2010. — № 1. — С. 42—48.

8. Mathematical Model of the Cooling of Steel in a Small Ladle / Belkovskii A. G., Kats Ya. L. // Metallurgist. - 2009. - vol. 53. - № 5-6. - C. 261-273. Англ.

9. Optimum content of carbon in the charge of an EAF / A. G. Belkovskii, S. F. Filippov, Ya. L. Kats // Metallurgist. - 2013. - № 11-12. - C. 810-817. Англ.

Заказ № 95-а/10/2013 Подписано в печать 24.10.2013 Тираж 120 экз. Усл. п.л. 1,2

ООО "Цифровичок", тел. (495) 649-83-30 www.cfr.ru; е-таИ:zak@cfr.ru

«ВСЕРОССИЙСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ПРОЕКТНО-КОНСТРУКТОРСКИЙ ИНСТИТУТ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ ИМЕНИ АКАДЕМИКА ЦЕЛИКОВА»

В АХК ВНИИМЕТМАШ

На правах рукописи

Г\ I <1А Т г i ^

Белковский Александр Георгиевич

ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА ПАРАМЕТРОВ ТЕХНОЛОГИИ ВЫПЛАВКИ СТАЛИ С ПРИМЕНЕНИЕМ ДСП СРЕДНЕЙ ВМЕСТИМОСТИ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОИЗВОДСТВА СОРТОВОЙ ЗАГОТОВКИ

специальность 05.16.02 — «Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель: к.т.н. Кац Я. Л.

Москва 2013 г.

СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ......................................................................................................................5

ГЛАВА 1 — Состояние вопроса..................................................................................12

1.1. Особенности обезуглероживания металла в дуговой сталеплавильной

печи............................................................................................................................12

1.1.1. Термодинамика обезуглероживания....................................................13

1.1.2. Кинетика обезуглероживания...............................................................18

1.2. Механизмы перемешивания металла в ДСП...................................................23

1.3. Связь геометрических параметров и эксплуатационных показателей металлургических агрегатов.....................................................................................28

1.3.1. Размеры и форма сталеплавильной ванны ДСП.................................29

1.3.2. Влияние вместимости агрегата на тепло- и массообменные процессы в жидком расплаве............................................................................................33

1.4. Математическое моделирование металлургических процессов...................36

1.4.1. Обзор существующих математических моделей металлургических процессов...........................................................................................................37

1.4.2. Химическое сродство элементов металла с кислородом при кислородной продувке.....................................................................................40

1.5. Промежуточные выводы...................................................................................44

ГЛАВА 2 — Исследование параметров технологии выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП-30 при помощи математического моделирования...............................................................................................................45

2.1. Характеристика объекта исследования............................................................45

2.2. Математическое описание подины ДСП-30 «Литейно-прокатного завода», г. Ярцево (ЛПЗ)..........................................................................................................47

2.2.1. Эквивалентное уравнение подины ДСП-30 ЛПЗ................................48

2.2.2. Влияние вместимости и геометрических параметров ванны ДСП на удельную поверхность металла в ней.............................................................50

2.3. Математическая модель процесса выплавки полупродукта в

ДСП-30 ЛПЗ..............................................................................................................53

2.3.1. Исходные данные....................................................................................53

2.3.2. Энергетический режим плавки и мощность источников энергии в ДСП-30...............................................................................................................56

2.3.3. Мощность потерь энергии в ДСП-30....................................................57

2.3.4. Распределение кислорода на окисление примесей и мощность соответствующих химических реакций.........................................................61

2.3.5. Распределение углерода на восстановление компонентов шлака и мощность соответствующих химических реакций.......................................65

2.3.6. Балансовые уравнения и температура металла...................................66

2.3.7. Алгоритм, основные допущения, границы применимости модели .. 69

2.4. Идентификация, верификация модели и результаты моделирования плавок в ДСП-30 ЛПЗ............................................................................................................73

2.4.1. Идентификация модели (определение неизвестных параметров).....73

2.4.2. Верификация модели..............................................................................75

2.4.3. Результаты моделирования плавок.......................................................77

2.5. Исследование технологических параметров выплавки полупродукта в ДСП-30 при помощи разработанной модели...................................................................80

2.5.1. Влияние соотношения размеров ванны на основные технологические показатели..........................................................................................................80

2.5.2. Влияние массы углеродсодержащих материалов (УСМ) в шихте ДСП на основные технологические показатели............................................83

2.6. Разработка практической методики расчета технологически обоснованного расхода УСМ для выплавки полупродукта в ДСП................................................92

2.7. Промежуточные выводы...................................................................................96

ГЛАВА 3 — Исследование процесса перемешивания металла в ДСП...................98

3.1. Совершенствование методики расчета мощности перемешивания ванны ДСП пузырями СО при углеродном кипении........................................................99

3.1.1. Основные допущения.............................................................................99

3.1.2. Математическое описание методики..................................................100

3.1.3. Результаты расчета...............................................................................102

3.2. Расчет мощности перемешивания ванны ДСП струей кислорода..............103

3.3. Анализ результатов расчетов..........................................................................105

3.4. Влияние геометрических параметров ванны ДСП на мощность

перемешивания металла.........................................................................................106

3.5. Теоретическое обоснование рационального соотношения размеров ванны

современной ДСП, работающей по одношлаковой технологии........................110

3.6. Промежуточные выводы.................................................................................112

ГЛАВА 4 — Разработка температурного режима ковшовой обработки стали на ЛПЗ...............................................................................................................................113

4.1. Разработка математической модели процесса охлаждения стали во время

ковшовой обработки...............................................................................................113

4.1.1. Основные допущения модели.............................................................113

4.1.2. Изменение температуры полупродукта на выпуске из ДСП...........114

4.1.3. Изменение температуры полупродукта за время транспортировки ковша на агрегат «ковш-печь» (АКП)..........................................................122

4.1.4. Изменение температуры стали в ковше во время транспортировки к машине непрерывного литья заготовок (МНЛЗ).........................................123

4.1.5. Изменение температуры стали в сталеразливочном ковше во время разливки...........................................................................................................126

4.1.6. Изменение температуры стали в промежуточном ковше во время разливки...........................................................................................................127

4.1.7. Верификация модели............................................................................129

4.2. Разработка температурного режима ковшовой обработки стали на ЛПЗ.. 130

4.3. Промежуточные выводы.................................................................................132

ЗАКЛЮЧЕНИЕ...........................................................................................................133

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ..................................................136

Приложение А — Конструкция футеровки ДСП-30...............................................142

Приложение Б — Математическая модель процесса выплавки полупродукта в

ДСП-30 ЛПЗ (исходный код программы в Visual Basic)........................................143

Приложение В — Техническое заключение о применении результатов работы. 165

ВВЕДЕНИЕ

В 2007 г. в опытно-промышленную эксплуатацию был запущен новый металлургический завод ГУЛ «Литейно-прокатный завод» (ЛПЗ), построенный на площадке бывшего ЗАО «Ярцевский завод «Двигатель» AMO ЗИЛ в г. Ярцево, Смоленской обл. В 2010 г. производительность завода превысила проектную и составила 206 тыс. т. ОАО АХК «Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкторский институт металлургического машиностроения им. академика Целикова» (ВНИИМЕТМАШ) был генеральным подрядчиком при создании нового производства и, вместе со специалистами ЛПЗ, участвовал в освоении технологии производства стали и выводе завода на проектные показатели.

Технология производства стали на ЛПЗ предусматривает выплавку железоуглеродистого полупродукта в дуговой сталеплавильной печи вместимостью 30 т (ДСП-30) по одношлаковой технологии с кислородной продувкой из шихты, полностью состоящей из стального лома. Качество полупродукта, как правило, определяют тремя основными параметрами — содержанием в нем фосфора, углерода и его температурой. Жидкую сталь получают на агрегате ковш-печь (АКП-30) путем продувки полупродукта нейтральным газом, раскисления, легирования, удаления серы и нагрева металла до заданной температуры. Разливку осуществляют на двухручьевой радиальной машине непрерывного литья заготовок (МНЛЗ)1. Таким образом, применяется технология производства стали, типичная для, так называемых, металлургических мини-заводов.

Результаты эксплуатации завода в г. Ярцево в 2007-2010 гг. позволили выявить следующие проблемы:

- повышенный удельный расход электроэнергии в ДСП;

Автор знаком с рекомендациями участников XI Международного конгресса сталеплавильщиков по поводу предпочтительного употребления термина УНРС вместо МНЛЗ, принятыми на пленарном заседании, и поддерживает их, но агрегат на ЛПЗ официально называется МНЛЗ. Поэтому далее в настоящей работе будет использован именно этот термин.

- увеличенная продолжительность цикла плавки в ДСП;

- ускоренное охлаждение металла в ковше во время выпуска из ДСП, транспортировки ковша от ДСП к АКП и от АКП к МНЛЗ;

- низкая серийность разливки стали на МНЛЗ;

- низкий выход годных заготовок на МНЛЗ.

Указанные проблемы связаны с тем, что на заводе применяют ДСП и АКП средней вместимости (от 6 до 50 т — по классификации А. В. Егорова), для которых характерна явно выраженная зависимость основных эксплуатационных характеристик от вместимости. Повышенная удельная поверхность металла в металлургических агрегатах средней вместимости приводит к большим удельным тепловым потерям и, соответственно, большей продолжительности работы под током в ДСП, более быстрому охлаждению металла в ковше, чем на агрегатах аналогичной энергооснащенности, но большей вместимости. Это позволяет утверждать, что указанные проблемы присущи всем металлургическим заводам, где эксплуатируют металлургические агрегаты малой и средней вместимости.

Кроме вместимости, на удельную поверхность металла в ванне ДСП влияет соотношение ее геометрических размеров (максимальной глубины и радиуса на уровне зеркала металла). С переходом на одношлаковую технологию и развитием кислородных технологий произошло изменение рациональных размеров ванны ДСП. Увеличилась ее глубина, уменьшился диаметр. При этом уменьшилась площадь зеркала металла (и суммарная удельная поверхность металла), что было допустимо, поскольку весь восстановительный период плавки стали проводить в сталеразливочном ковше при перемешивании нейтральным газом. Для расплавления шихты и окислительного периода большой удельной поверхности зеркала металла не требуется, поскольку водоохлаждаемые стены и свод современных ДСП практически не участвуют в процессе передачи энергии дуг на поверхность металла, а сами электрические дуги горят в очень ограниченном пространстве проплавленных в ломе «колодцев» или в окружении вспененного шлака. В эти периоды металл интенсивно перемешивается за счет углеродного кипения и кинетической энергии кислородной струи, что многократно увеличивает реальную по-

верхность взаимодействия металла, шлака и газа.

Рациональные размеры ванны печи, таким образом, должны не только обеспечивать возможно минимальную удельную теплоотдающую поверхность металла, но и благоприятные условия для его перемешивания. Основным из механизмов перемешивания ванны металла в современной ДСП является углеродное кипение. Так как пузыри СО при кипении металла зарождаются преимущественно на границе раздела жидкого металла и футеровки подины, то интенсивность этого процесса также зависит от соотношения геометрических размеров ванны.

Таким образом, увеличение глубины ванны было целесообразно, однако теоретического обоснования рациональных размеров ванны современной ДСП, которое учитывало бы изменившиеся условия эксплуатации агрегата (увеличение мощности, изменение технологии) до сих пор не существует. По мнению автора, соотношение геометрических размеров подины современной ДСП должно удовлетворять двум главным требованиям: минимизации удельной теплоотдающей поверхности металла и максимизации удельной мощности перемешивания.

Очевидно, большое влияние на мощность углеродного перемешивания оказывает и исходное содержание углерода в шихте перед началом плавки. При выплавке полупродукта из шихты, состоящей преимущественно из стального лома, исходное содержание углерода в шихте не достаточное для организации кипения металла на протяжении всего «жидкого» периода плавки. Поэтому в шихту дополнительно присаживают углеродсодержащие материалы (УСМ), которые, как правило, представляют собой кусковый кокс, электродный бой, жидкий или твердый чугун. Массу У СМ определяют, обычно, исходя из условия, что за время плавки должно окислиться не менее 0,5 % углерода от массы плавки.

Такой подход, по глубокому убеждению автора, не отвечает современной технологии выплавки полупродукта в ДСП. Отношение основных параметров электропечной установки (ЭПУ) — интенсивность кислородной продувки и мощность трансформатора, которые отвечают за достижение параметров качества полупродукта (содержание углерода и температуры, соответственно) на всех печах разные. Это означает, что оптимальная масса УСМ в шихте ДСП должна опреде-

ляться в зависимости от соотношения параметров ЭПУ. Данный вопрос, имеющий при современных скоростных плавках большое значение, в литературе освещен недостаточно.

Ковшовая обработка полупродукта начинается с момента открытия выпускного отверстия ДСП. Ковшовая обработка позволяет разливать сталь, выплавляемую с использованием ДСП, непрерывно сериями плавок на МНЛЗ. Очень большое значение при этом играет температурный режим: температуры металла в ДСП перед выпуском, в ковше после окончания обработки на АКП и перед началом разливки. Еще большую актуальность температурный режим приобретает при использовании агрегатов средней вместимости. В сталеразливочном ковше средней вместимости металл охлаждается быстрее, чем в ковше большой вместимости, что также связано с удельной поверхностью металла. В ряде случаев'это приводит к снижению серийности разливки. В связи с отсутствием в нашей стране опыта эксплуатации сталеплавильных агрегатов средней вместимости на металлургических заводах с непрерывной разливкой стали, необходимо разработать такой температурный режим ковшовой обработки стали, который позволил бы повысить серийность и выход годного при разливке на МНЛЗ.

Для исследования энергетических и технологических особенностей ДСП-30 и АКП-30 в работе будет использовано математическое моделирование, которое в современных условиях позволяет получать результаты с удовлетворительной точностью при минимальных затратах и рисках, связанных с опробованием неудачных решений на производстве. Для исследования энергетических и технологических особенностей процесса выплавки полупродукта в ДСП потребуется детерминированная математическая модель, которая позволит исследовать влияние геометрических размеров ванны печи, а также расхода УСМ на основные технико-экономические показатели работы печи (производительность, расход электроэнергии, других энергетических и материальных ресурсов). Параллельно, необходимо исследовать процесс перемешивания металла при углеродном кипении, а также влияние на него соотношения размеров ванны. Это позволит подойти к проблеме определения рационального соотношения размеров подины ДСП более

комплексно.

Наконец, следует отметить, что количество металлургических мини-заводов, построенных по идеологии, аналогичной ЛПЗ, растет в последнее время и в мире, и в России. Это позволяет утверждать, что перечисленные выше проблемы актуальны и требуют современных научно-обоснованных технических и технологических решений.

Цель работы: исследование взаимосвязи конструкции ДСП и АКП средней вместимости с энергетическими и технологическими параметрами процессов выплавки и ковшовой обработки стали для повышения эффективности производства сортовой заготовки на металлургических мини-заводах.

Задачи работы:

1. Разработка математической модели процесса выплавки железоуглеродистого полупродукта в ДСП-30, позволяющей исследовать влияние размеров ванны и основных параметров технологии на характеристики полупродукта и показатели процесса;

2. Уточнение существующей методики расчета мощности перемешивания металла в ДСП пузырями СО во время обезуглероживания для исследования влияния размеров ванны ДСП на мощность перемешивания металла при углеродном кипении;

3. Теоретическое обоснование рационального соотношения радиуса к глубине ванны для ДСП с высокой удельной мощностью;

4. Разработка практической методики расчета технологичес