автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Исследование и разработка рациональных тепловых режимов плавления твердых тел в жидких металлургических ваннах различного технологического назначения

¿13 Г. 2

МОСКОВСКИЙ ОРДЕНА ОКТЯБРЬСКОЙ РЕВОЛЮЦИИ И ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕНИ ИНСТИТУТ СТАЛИ И СПЛАВОВ

На правах рукописи

УДК 669.168.3+669.187/669.046.554

ФИЛИМОНОВ Юлий Петрович

ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА РАЦИОНАЛЬНЫХТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ ПЛАВЛЕНИЯ ТВЕРДЫХ ТЕЛ В ЖИДКИХ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ВАННАХ РАЗЛИЧНОГО ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО НАЗНАЧЕНИЯ

Специальность 05.16.02 — «Металлургия черных металлов»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва 1992

• ^ '"»V, г

* •> •

•>. »»ъ

Работа выполнена на кафедре «Теплофизика и теплоэнергетика металлургического производства» Московского ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени института стали и сплавов.

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор АРСЕНТЬЕВ П. П., доктор технических наук, профессор ГЛИНКОВ Г. М., доктор технических наук, профессор МАРКОВ Б. Л.

Ведущее предприятие: Новолипецкий ордена Ленина и ордена Октябрьской Революции металлургический комбинат им. Ю. В. Андропова

заседании с . . 4 . _ . , дению уче-

ных степеней в области металлургии черных металлов Д.053.08.01 при Московском институте стали и сплавов по адресу: 117936, Москва, ГСП-1, Ленинский проспект, дом 4.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского института стали и сплавов.

Автореферат разослан «9о» О' 1992 г.

Справки по телефону: 237-84-45

Ученый секретарь специализированного совета Д. И. БОРОДИН

Защита

часов на

иЫЯТЕМ »< >

1.1. .(»ММ ОГА«Я

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Одним иа распространенных элемен-технологии получения многих металлов и сплавов является взаимодействие жидкой ванны с твердыми телами при их нагреве и последующем переходе в жидкое состояние. Плавление стального лома в жидком чугуне, различных ферросплавов, лигатур и раскис-лителей в жидкой стали, руды и отходов ферросплавов в рудно-из-вестковом расплава при его силикотермическом восстановлении -примеры технологических операций, связанных с нагревом и переходом в жидкое состояние твердых тел, погруженных в расплав. Скорость протекания этих процессов и их своевременное заверие-ние во многом обуславливает качество получаемого металла, производительность металлургических агрегатов и стойкость их футеровки. При этом изменение температуры жидкой ванны, определяемое, с одной стороны,'затратами тепла на нагрев и плавление твердых тел и другими видами потерь, а с другой - теплогенера-пией в яидкой ванне или подводом к ней тепла извне, оказывает существенное влияние на динамику нагрева и плавления.

Большие трудности непосредственных экспериментальных исследований этих процессов, а в ряде случаев невозможность осуществления прямых измерений при высоких температурах в агрессивных средах предопределяют широкое применение методов математического моделирования для их изучения. Сложность и многофакторность рассматриваемых задач требует создания громоздких моделей, реализация которых связана со значительными трудностями и чревата вычислительными ошибками. Поэтому вполне оправданно получили распрос-ранение попытки разработки и использования упрощенных математических моделей для описания процессов.нагрева и плавления твердых тел в расплавах и для прогнозирования температуры

жидкой вакны. Однако далеко не всегда уделяется достаточное внимание проверке достоверности предлагаемых схем, что приводит иногда к создании неадекватных моделей, основанных на допущениях, справедливых лишь в узком диапазоне определяющих параметров, а иногда просто неверных. Необходимым условием, которому должна удовлетворять упрощенная модель, является.хорошее соответствие результатов приближенного расчета решению задачи в строгой постановке, а в случае возможности непосредственной проверки - соответствие опытным данным в достаточно широком диапазоне определяющих параметров. Создание упрощенных, но достаточно надеиных моделей щюцессов тепло- и массообмена при нагреве'и плавлении твердых тел в жидких металлургических ваннах позволяет определить рациональные тепловые режимы технологических процессов, составной частью которых служит ввод твердых добавок в расплавы. Осуществление этих режимов в промышленной практике обеспечивает экономию энергии, сырьевых материалов и огнеупоров при повышении производительности.

Целью работы является анализ и разработка рациональных тепловых режимов плавления твердых тел в жидких металлургических ваннах, что требует выполнения комплекса экспериментальных и теоретических исследований процессов внутреннего и внешнего тепло- и массообмена при осуществлении таких распространенных технологических операций как плавление стали в жидком чугуне, переход различных ферросплавов в жидкую сталь, плавление твердых добавок в рудноиэвестковом расплаве наряду с оплавлением гарнисака.при силикотермическом производстве ферросплавов; разработка и проверка достоверности математических моделей этих процессов; разработка математических моделей, описывающих изменение во времени температуры расплава при осуществлении теуо-

логических операций, связанных с нагревом и плавлением твер"'« добавок; установление закономерностей тепло- и массоотдачи от расплавов к твердой поверхности; использование результатов проведенных исследований для совершенствования технологии производства стали и ферросплавов на нескольких предприятиях черной металлургии СССР.

Научная новизна полученных результатов заключается в следующем :

- введена общая характеристика закономерностей перехода твердых тел в жидкое состояние при их погружении в расплавы,. исходя из соотношения температурных симплексов, определяющих в каждом случав физический механизм процесса;

- разработана и обоснована математическая модель начального (теплового) периода взаимодействия твердого'тела с расплавом, позволяющая обеспечить удовлетворительную точность расчета в широком диапазоне определяющих параметров, отвечающем условиям различных технологических процессов;

- путем проведения экспериментальных и. теоретических исследований выявлен действительный физический механизм перехода стали в железоуглеродистый расплав и подтверждена концепция диффузионного.плавления; на основе этих данных сформулирована обоснованная математическая модель;

- установлены общие закономерности влияния движения межфазной границы (скорости плавления) на интенсивность конвективной тепло- и массоотдачи и произведен корректный учет этого явления при расчете скорости плавления;

- введена количественная характеристика относительной роли тепло- и массоотдачи при диффузионном плавлении, а также показано, что модель, учитывающая образование двухфазной зоны при

интенсивном плавлении, обеспечивает более высокую точность расчета;

- путем проведения экспериментальных исследований растворения феррохрома и молибдена в жидкой 'стали- получены качест-

*

венные и количественные данные для математического моделирования этого процесса; сформулирована и обоснована математическая модель растворения тугоплавких ферросплавов в жидкой стали, а также построена статистическая модель растворения низкоуглеродистого .феррохрома;

' - путем проведения экспериментальных исследований перехода в жидкое состояние легкоплавких ферросплавов (на примере эфомомарганцевых лигатур) уточнён механизм этого процесса; на основе полученных данных сфорнуяироаана математическая модель и показана её достоверность;

- разработаны и обоснованы математические модели для прогнозирования изменения температуры:

- в сталеразливочном ковше при вводе в него твердых добавок;

" - в ковше (высокотемпературном реакторе) для силикотерии-ческого восстановления ферросплавов из оксидных расплавов;

- разработан новый способ газокислородной продувки сталеплавильной ванны, позволяющей штенсифгаировать теплоотдачу от расплава к твердой поверхности и тем самым ускорить расплавление скрапа наряду с подавлением образования бурого дыма.

Практическая значимость результатов работы заключается в том, что использование установленных закономерностей позволило провести анализ и совершенствование тепловых режимов нескольких-существенно различных технологических' процессов черной металлургии, в которых осуществляется нагрев и плавление твердыг-тел

в расплавах. Разработанные математические модели и алгоритмы расчета могут использоваться для установления рациональных тепловых режимов и других технологических процессов производства металлов и сплавов, обеспечивая снижение затрат сырьевых материалов и энергии, рост производительности и повышение качества продукции.

В работе показано, что:

- разработанные математические модели и алгоритмы расчета использованы для установления режима стабилизации температуры начала разливки стали путем ввода охладителей в ковш в мартеновском цехе Уфалейского завода по ремонту металлургического оборудования; получен экономический эффект;

- разработанные математические модели и алгоритмы расчета использованы для выбора рационального метода ввода хромомарган-цевых лигатур в жидкуй сталь в ЗСПЦ № I Челябинского металлургического завода; получен экономический эффект;

- разработанные математические модели и алгоритмы расчета использованы для совершенствования технологии выплавки сварочных марок стали на Московском металлургическом заводе "Серп и Молот";

- в итоге проведенных исследований с использованием разработанных математических моделей на Челябинском электрометаллургическом комбинате усовершенствован рчжим ввода в эксплуатацию ковшей (высокотемпературных реакторов) цеха № 8, что дало зна- • чительный экономический эффект; . •

- результаты проведенных исследований по разработке нового способа газокислородной продувки сталеплавильной ванны опробованы на заводе "Озд" (Венгрия).

Апробация результатов работы. Материалы работы были пред-

ставлены в 12 докладах на Всесоюзных и республиканских конференциях, совещаниях и семинарах, а также на 2 конференциях за рубежом.

Публикации. По теме диссертации-опубликовано свыше 50 научных работ, в том числе 36 статей,

. Структура и объем -работы. Работа состоит из введения, 7 тематических разделов, заключения, списка использованной литературы из 365 названий и приложения; содержит 308 страниц машинописного текста, III иллюстраций и 29 таблиц.

Содержание работы

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ТЕПЛОВЫХ И ДИФФУЗИОННЫХ ПРОЦЕССОВ ПРИ ПЛАВЛЕНИИ ТВЕРДЫХ ТЕЛ В ЩДКИХ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ВАННАХ

Переход твердого тела в расплав при его взаимодействии с жидкой ванной является сложным многостадийным процессом, в котором можно выделить следующие основные периоды.

Первый из них отличается возникновением на холодной поверхности твердого тела слоя затвердевшего расплава, толщина которого сначала растет, а затем, по мере прогрева твердого теЛа уменьшается вплоть до нуля. Этот период получил название. теплового.

Необходимость изучения закономерностей теплового периода обусловлена тем, что его длительность, а также складывающееся в твердое теле температурное поле влияют на общую продолжительность перехода тела в расплав. Самостоятельный интерес представляет анализ закономерностей теплового периода применитель-. но к нарастанию и оплавлению гарнисака, а решение обратной задачи по экспериментально измеренной толщина затвердевшей корочки позволяет либо оценить теплофизические характеристики твер-

дого тела, либо найти величину коэффициента теплоотдачи.

Закономерности теплового периода в общем случае описываются в рамках задачи теплопроводности для двухслойной системы с движущейся границей раздела фаз. Сложности решения, связанные с учетом перемещения межфазной поверхности, вызвали интерес к различным упрощенным схемам, получившим достаточно широкое распространение для выполнения приближенных расчетов. Однако отсутствие количественных оценок точности результатов, • получаемых с помощью упрощенных моделей, оставляет открыты.) вопрос об их достоверности.

Поэтому актуальной проблемой является оценка достоверности известных упрощенных моделей и при необходимости разработка расчетной схемы, обеспечивающей . требуемув точность в имеющем практическое значение диапазоне определяющих параметров.

Последующие за тепловым периодом стадии перехода твердого тела в расплав протекают существенно по разному в зависимости от соотношения характеристик твердого тела и вещества жидкой ванны. Для удобства описания введены следующие безразмерные симплексы:

Э = ~ - отношение температур плавления твердого тела

А " +

X. и вещества ванны !„_;

9 - отношение температуры плавления твердого тела

Х/|о к температуре жидкой ванны Х* .

Тогда случаю, отличающемуся значениями 0П(1> I и > I (т.е. >< отвечает диффузионный переход твердого

тела в расплав (сталь в жидком чугуне, сверхтугоплавкие ферросплавы в жидкой стали и т.д.).

Случаю, отличающемуся значениями Вм< I и I (т.е. » отвечает плавление сравнительно легкоплавких ферросплавов и лигатур в жидкой стали, сопровождающееся появ-

лением жидкой фазы под затвердевшим на поверхности тела слоем расплава.

Случаю, характеризующемуся значениями 9М> I и < I (т.е. 1.ж> 'ЬЛ(>'ЬЛ(|)» отвечает плавление тугоплавких ферросплавов в жидкой стали, начинающееся после завершения теплового периода.

Возможна и. имеет практическое значение ещё одна ситуация, характеризуемая значениями 6ПП« I и I (т.е. „¡р^),

что соответствует плавлению твердого тела при его погружении в перегретый расплав с той же температурой плавления. К данному случав практически относится плавление охладителей, вводимых в сталеразливочный ковш. Приближается к этим условиям случай плавления стали в железоуглеродистом расплаве на завершающей стадии сталеплавильного процесса (так называемое интенсивное плавление), когда температура жидкой ванны достигла уровня, превышающего .температуру плавления стального лома, а содержание углерода в расплаве приближается к его содержанию в твердой стали и I.

Построение обоснованных математических моделей для вссх перечисленных случаев должно основываться на закономерностях физического механизма протекающих процессов, предопределяющего их лимитирующее звено. Как показывает анализ опубликованных работ, в случае бп/, > I и I единой точки зрения на механизм . процесса (применительно к плавлению стали в жидком чугуне) не сложилось-.и данный вопрос требует дальнейшего выяснения. Одна из существующих точек зрения основана на представлении о прямом переходе атомов железа из поверхностного слоя твердого тела в жидкую фазу (растворение), а другая - на представлении о понижении температуры плавления поверхностного слоя в результате диффузии в него углерода из расплава (диффузионное плав-

ление). Хотя концепция диффузионного плавления наша многочисленных сторонников, до сих пор не существует общего мнения о лимитирущем звене процесса. Не ясны возможность протекания этого процесса в кинетическом режиме и роль внутренней диффузии. Ответы могут быть получены путем проведения экспериментальных исследований и дополнительного анализа известных данных, что должно дать аргументированную основу для построения математической модели.

В случае 0ПЛ < I л < I механизм процесса в целом представляется ясным, однако в известных работах он не получил адекватного описания, а количественная оценка достоверности разработанных моделей не проводилась. Отсюда вытекает'целесообразность выполнения экспериментальных и теоретических исследований плавления сравнительно легкоплавкого тела' в более тугоплавком расплаве и построения на этой основе физически обоснованной модели данного процесса, пригодной для решения практических задач.

То же относиться к случаю, описываемому значениями симплексов I и Эж<1,-длп которого построение более достоверной модели сопряжено с выяснением вопроса о необходимости учета образующейся двухфазной зоны.,

К характеристикам тепловых и диффузионных процессов при плавлении в расплавах относятся коэффициенты конвективной тепло- и массоотдачи, при нахождении которых следует принимать во внимание перемещение фронта плавления. Известная попытка учета этого фактора, основанная на предположении о расходе тепла на догрев плавящегося слоя от температуры его фазового превращения до температуры расплава и о расходе потока массы углерода на доутлероживание этого слоя до концентрации в расплаве, но является достаточно общей и физически обоснованной. Этот вопрос

требует своего изучения, также как и проблема установления количественной взаимосвязи между численными значениями коэффициентов тепло- и массоотдачи при диффузионном плавлении. Представляет также интерес выявление количественного соотношения степени влияния интенсивности тепло- и массоотдачи на этот процесс.

- Другим важным фактором, оказывающим влияние на скорость протекания всех стадий перехода твердых тел в расплав при любых значениях ВЯ1! и , является температура жидкой ванны, зависящая от конструктивных, технологических и теплотехнических параметров агрегата. С учетом роли внепечных способов об. работки металла, создание надежной и. в то ме время не слишком слоетой модели тепловых процессов для сталеразливочного ковша, позволяющей прогнозировать температуру металла с учетом дина-'мики перехода в жидкое состояние различных твердых добавок, представляет актуальную задачу, находящую многочисленные практические приложения. Основой такой модели могут служить уравнения мгновенного теплового баланса, дополненные выражениями, описывающими затраты теша на нагрев и плавление вводимых в ковш твердых добавок.

Аналогичный подход предложен для анализа и совершенствования теплового режима другого технологического процесса, также осуществляемого в ковшах-силикотермического восстановления ферросплавов из оксидных расплавов. Сложность и многостадий-ность этой технологии, одним из элементов которой является плавление твердых добавок при поддержании необходимого слоя .гэрнисажа, защищающего футеровку, а также практическая невозможность прямых экспериментальных исследований при температуре расплава, превышающей 2000 °С, делают особо актуальным м^-ема-, тическое моделирование тепловых процессов в таких ковшах-реак-

торах. Уравнения мгновенного теплового баланса, на которых базируется модель, должны быть модифицированы для каждой стадии процесса с учетом особенностей данной технологии.

Особое внимание при этом должно быть уделено проверке достоверности моделей, используемых для прогнозирования температуры расплава. Выполнение данного условия открывает возможность разработки рациональных тепловых режимов плавления вводимых в расплавы твердых добавок, обеспечивающих экономию онер--гии и сырьевых материалов.

НАЧАЛЬНЫЙ (ТИТЛОВОЙ) ПЕРИОД ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ТВЕРДОГО ТЕЛА С РАСПЛАВОМ

С целью обобщения результатов выполняемого теоретического исследования постановка задачи теплопроводности для двухслойной системы с идеальным, контактом между твердыми телами при свободной движущейся границе представлена .в виде:

- уравнение теплопроводности для твердого тела:

№ г -ах^ Ч>' 0<А<1,

(1)

(2)

- начальное условие б (X ,0) я 0 »

- граничное условие при Xя О

ол

- уравнение теплопроводности для затвердевшего слоя

(3)

(4)

(5)

: 1аничные условия на наружной поверхности затвер-

девшего слоя

¿У , ¿?0 '

(б)

- условия сопряжения при Ха1

; (8)

99 1 98'I (9)

д и' В'=(1'-10)/(1»р-1о); Го-мг/й»;

X» Х/Й,; Уя Ч /Ко; о.-Х/ср; к >* Х'Д; Кс,» <у>/ч>;

К1« ^КоЛ^пр^о) (число Кирпичёва); Ко » ^^/с^р (±в) (число Коссовича);

"Ь и - температура тела и затвердевшего слоя; „А.С , р , , й'« р' - коэффициент теплопроводности, удельная теплоёмкость, плотность тела и затвердевшего слоя; Р0- размер тела (полутолщина для. пластины, радиус цилиндра и шара); • "1в - начальная температура тела; ^ - толщина затвердевшего слоя; и и - температура и удельная теплота фазового прев. ращения расплава; - плотность теплового потока от расплава 'к межфазной поверхности, ^»¡¿("к ^-^.цр) ; - температура ' расплава; <Л - коэффициент теплоотдачи.

Из уравнений (1)-(9) следует, что в общем случае безразмерная. длительность теплового периода Го,. характеризуемая условием '

У (Го,)-О (Ю)

или

• е(1.£о,н сю

однозначно определяется значениями безразмерных параметров К1»

Ко. К* и Кср.

Разработан численный метод решения задачи (1)-(9) с использованием неявной конечно-разностной схемы расчета температурных полей при явном выделении границы раздела фаз. .

Результаты этого решения использованы для оценки точности ранее известных моделей в пределах К1= 0,1-5,0, что сооч.'эт-

ствует реально возможному диапазону условий нагрева и плавления различных твердых тел в жидких металлургических ваннах разного технологического назначения. Установлено, что известные упрощенные модели, основанные на допущениях: а) о равномерности распределения температуры в твердом теле в течение всего процесса и квазистационарности температурного поля в затвердеваем слое; б) о равномерности температурного поля только в затвердевшем слое; в) о возможности описания теплового состояния всей двухслойной системы некоторой средней температурой, рассчитываемой путем решения уравнения теплопроводности с граничным условием I рода на каждом шаге; г) о постоянстве температуры затвердевшего слоя по толщине в течение стадии "затвердевания с использованием метода регулярного режима для стадии оплавления слоя; в диапазоне =0,1-5,0 дают ошибку в вычислении как максимальной толщины затвердевшего слоя, так и полкой длительности теплового периода. Величина этих ошибок достигает 200-400» при разных значениях К» , а модели (а) и (б) при больших значениях Кь дают физически бессмысленный результат. Это не позволяет рекомендовать ни одну из известных моделей для выполнения практических расчетов в широком диапазоне определяющих параметров.

Для эффективного решения задачи о тепловом периоде предложена модель, основанная на представлении о квазистационарности температурного поля в затвердевшем слое при описании процес- ■ са внутри исходного тела с помощью уравнения теплопроводности.

Тогда для тел правильной формы распределение температуры по сечению затвердевшего, слоя в безразмерной форме (К

< I

или О^Х^У, где Х=Х-1) описывается функциями:

I У'

N«0 (пластина) в'{Х, У, 9,)-9,+ 0-0,)Ь ; (12)

N-1 (цилиндр) etxlv.e.^e.+ibe,)^!^-; d3) N•2 (шар) e'ix'.y.e,)^,^!-©,)^^ • (i4)

В число аргументов этих функций включбны параметры У и описывающие неявную зависимость распределения температуры от времени. При этом система уравнений (I)-(9) существенно упрощается. Вместо«условий сопряжения (8)-(9) имеем при Х=1:

N-o Ц-Кх^-; (15>

;н-2 ||.Кх-^-о+у).. (I?)

Выражение граничного условия на поверхности тела приобретает вид:

' Х-1: ^-(НУЛКиКо^-Кср!, (И)

• J+y f

где l«iXN||dX (19)

Интеграл I характеризует влияние изменения энтальпии затвердевшего слоя на плотность теплового потока к поверхности тела.

Такой подход к упрощению задачи (1)-(9) является физически обоснованным и в то же время позволяет исключить из рассмотрения уравнение теплопроводности для затвердевшего слоя (4), что ведет к существенному снижению трудоёмкости численного решения. ' Сопоставление результатов расчета по этой модели с данными решения задачи в строгой постановке во всем рассмотренном диапазоне Kt показывает, что ошибки не превышают 4%.

• Предложенная-модель использована для численного решения задачи Ш-(9) в следующих диапазонах изменения определяющих параметров: 0,IiKUl0,0; 0,ККо^1,6; 0,2iK^I,0; 0 sä KCjJ<2,'ü,

отвечающих большинству практических случаев нагрева твердых тел в расплавах. Полученные результаты представлены в виде номограмм, с помощью которых мояно легко найти безразмерное время теплового периода {-о( •

Проведен анализ зависимости длительности теплового периода от определяющих параметров , 1^0 » К> > Кер- Показано, что число К1 характеризует степень прогрева тела к моменту полного оплавления затвердевшего на его поверхности слоя, и, если К!«"!, то тело оказывается равномерно прогретым до температуры к . моменту окончания теплового периода. При К1">>1 к этому моменту по толщине тела имеет место большой перепад температур.

Показана также возможность использования аналитических решений задачи теплопроводности для нахождения времени теплового периода в некоторых предельных случаях. В частности, получены следующие оценки, позволяющие существенно упростить практические расчеты:

при & < 0,55 - X < Го< * ; (20)

при «1»1 и "К* =1 ; (21) .

при К1 < 1.6 и Кх«1 Р», - ^ ( -¡^ - -¡¿з ) . (22)

ПЕРЕХОД В 1ВДК0Е СОСТОЯНИЕ ТВЕРДЫХ ТЕЛ С ТЕМПЕРАТУРОЙ ПЛАВЛЕНИЯ БОЛЬШЕЙ ТЕМПЕРАТУРУ ФАЗОВОГО ПРЕВРАЩЕНИЯ ВЕЩЕСТВА ВАННЫ

С целью выявления физического механизма перехода в расплав твердых тел при бПл>1 и Э*,> I для случая плавления стали в жидком чугуне сопоставлены концепции растворения и диффузионного плавления.

Растворение стали в железоуглеродистом расплаве определяется двумя последовательно протекающими стадиями: переходом ато-

мов железа через межфазную границу (кинетическая стадия) и последующей их диффузией через пограничный слой в объем расплава (диффузионная стадия). Движущей силой процесса растворения является разность химических потенциалов атомов железа на поверхности твердого тела и в расплаве у межфазной границы, обусловленная разностью концентраций железа в этих средах. Принципиальной особенностью этого процесса является возможность его протекания как в диффузионном, так и в кинетическом режиме.

Диффузионное плавление происходит в результате пересыщения углеродом поверхностного слоя твердого тела и последующего распада пересыщенного твердого раствора с образованием жидкой фазы, имеющей соответствующий равновесный состав. Движущей силой процесса диффузионного плавления является диффузия углерода. Принципиальной особенностью диффузионного плавления (в отличие от растворения) является практическая невозможность при реально достижимых скоростях омывания тела расплавом его протекания в кинетической области, поскольку не обнаружено существенных кинетических факторов, тормозящих процесс плавления, (так, практически невозможен значительный перегрев бинарного твердого раствора выше температуры солидуса).

С целью выявления механизма перехода стали в железоуглеродистый расплав проведены экспериментальные исследования этого процесса в лабораторных условиях в достаточно широком диапазоне температур и концентраций углерода в расплаве при различных гидродинамических условиях омыаания поверхности твердых ■' тел в жидкой ванне (либо продуваемой инертным газом, либо за счет вращения образца, а также при свободной конвекции распла- ■ ва). Наряду со скоростью перехода стали в расплав измеряли температуру плавящихся образцов. При проведении отдельных опг-эв использовали не только образцы из малоуглеродистой стали, но и

образцы, содержащие Сг или 51 .

Из анализа экспериментальных данных следует, что процесс протекает в диффузионной области, о чем свидетельствует характер зависимости линейной скорости перехода твердого тела в ' расплав от скорости омывания его поверхности расплавом. Выполненная оценка максимально возможной скорости прямого растворения (в кинетическом режиме) при температурах 1300-1500 °С показывает, что она не может превосходить значений Ю'^г-Ю"®^. В то же время экспериментально измеренная скорость перехода стали в жидкий чугун в явно диффузионном режиме составляет

м/с, что существенно превышает величину, найденную исходя из концепции растворения. Выполненная оценка энергии активации и экспериментально изученное состояние поверхности расплавляемых образцов (степень науглероженности) не дают однозначного ответа в пользу той или иной концепции, тогда как два рассмотренных выше фактора свидетельствуют в пользу модели диффузионного плавления. Об этом же убедительно говорят и результаты опытов по измерению температуры плавящихся образцов из армко-желеэа в железоуглеродистом расплаве с содержанием углерода от 0 до 2,2£ и температурой 1550-1600 °С. Обнаруженное снижение температуры фронта фазового превращения при увеличении содержания углерода в расплаве свидетельствует о правомерности концепции диффузионного плавления.

На основании сделанных выводов сформулирована математиче- ■ екая мопель диффузионного плавления, включающая уравнения теплопроводности и диффузии с граничными условиями, выражающими законы сохранения тепла- и массы на межфазной поверхности. В частности, при стационарном плавлении полностью прогретого тела со скоростью V" в среде с постоянной температурой и

концентрацией углерода

#>*(С*-СЛ).(СЛ-С.)ртГ, (24)

где и I. - плотность и теплота плавления твердого тела, имеющего начальную концентрацию углерода 0о . Значения температуры и концентрации углерода на поверхности "Ц и связаны уравнением линии ликвидуса диаграммы Е-е-С , которое для приближенных расчетов представлено в виде:

•Ц =1536-90 СЛ . (25)

Разработан метод численного решения сформулированной задачи, отличающийся тем, что в рамках неявной конечно-разностной схемы учет перемещения границы раздела фаз производится так, чтобы обеспечить минимальную погрешность расчета. Показано, что при решении уравнения диффузии следует использовать сетку с неравномерным шагом.

■ Анализ процесса диффузионного плавления, проведенный с помощью данной модели, показал её применимость для описания процесса г.лавления лома в реальных условиях (т.е.при изменяющихся значениях и С^, ). Эта возможность объяснена высокой скоростью перестройки профиля концентрации углерода в поверхностном слое твердого тела при изменении внешних условий. Такой подход позволяет исключить из задачи уравнение диффузии, что существенно упрощает её решение. Установлено также, что закономерности внутренней диффузии не должны оказывать влияние на скорость процесса в стационарном режиме.

Применение разработанной модели для решения задачи об интенсивном плавлении ( и 9ПЛ-*-1) позволило установить, что учет образующейся двухфазной зоны (с помощью условной удельной теплоёмкости, включающей поглощение теплоты плавления ° диапа-

зоне температур ликвидус и солидус) обеспечивает существенное повышение точности расчета.

Исследованы также закономерности растворения феррохрома разных марок в жидкой стали. Проведены эксперименты и сформулирована математическая модель с использованием рассмотренных выше соображений. Сопоставление опытных и расчетных данных показало адекватность модели.

Переход феррохрома марки ФХОЮ в жидкую сталь экспериментально изучен также применительно к условиям легирования а ковше стали марок 08ХН2М, 08ХЗГ2СМ, 10Х5М и получена корреля- • ционная зависимость, связывающая полное время перехода в расплав Тр с температурой расплава , массой отдельных кусков (г|< и отноиением всего количества вводимого феррохрома Мер к массе расплава М* Р<р = /М* !

Тр = 45)3,4-5,3X1* +4603,7&к+5,йР^ + 0,00161:* --2,54 -1:^-0,0031,^ -4(2&кР?+0,0025 Р*. с. (26)

ПЕРЕХОД В ЖВДКОЕ СОСТОЯНИЕ ТВЕРДЫХ ТЕЯ С ТЕМПЕРАТУРОЙ

ПЛАВЛЕНИЯ МЕНЬШЕЙ ТЕМПЕРАТУРЫ ФАЗОВОГО ПРЕВРАЩЕНИЯ ВЕЩЕСТВА ВАННЫ

Экспериментальное.исследование перехода в расплав твердых тел при 9ПЯ <! I и < I выполнено для погружаемых в жидкую сталь хромомарганцевкх лигатур марок ФХМн-20, ФХМн-30, ФХМн-40 и ФХМн-50, имеющих температуры плавления соответственно 1450, 1380, хЗЗО и 1290 °С. Отсутствие в литературе сведений о те-плофизических свойствах названных лигатур потребовало экспериментального определения их удельной теплоёмкости, теплоты плавления и коэффициента теплопроводности, что было выполнено с ис-

пользованием современных методов. Методика экспериментального исследования перехода этих лигатур в жидкое состояние, включавшая непрерывное ферростатистическое взвешивание вводимых в перегретый до 1550-1610 °С расплав армко-железа, а также изучение макрошлифов поперечных разрезов образцов, извлеченных из расплава после определенного времени пребывания в нём, позволила надежно установить скорости перемещения обеих границ раздела фаз. Полученные результаты свидетельствуют о возможности следующего представления физического механизма этого процесса.

В течение I этапа на поверхности твердого тела возникает и существует слой затвердевшего расплава со свободной движу. щейся границей вплоть до доотижения на поверхности точки плавления тела. Для изученных сплавов отмечено возникновение теплового сопротивления между твердым телом и корочкой расплава, •что должно отличать описание I этапа от рассмотренного выше анализа теплового периода.

II этап характеризуется тем, что появляется слой жидкой фазы между твердым остатком и корочкой затвердевшего расплава. Рассматриваемая система отличается наличием двух движущихся границ: на поверхности затвердевшего слоя расплава и на поверхности плавящегося под ним твердого остатка. II этап завершается в момент, когда слой затвердевшего расплава полностью оплавляется. К этому времени под корочкой может уже полностью расплавиться и само твердое тело, но более общий случай характеризуется наличием некоторого твердого остатка к моменту исчезнове-' ния затвердевшего слоя расплава.

В течение 111 этапа плавление твердого остатка протекает за счет теплоотдачи от окружающего расплава. Поскольку точка плавления тела ниже температуры плавления расплава, то обычное опи-

сание конвективной теплоотдачи от жидкой фазы к твердой поверхности исключается, поскольку физически это означало бы затвердевание части теплового пограничного слоя. Выше отмечена некорректность известных моделей, в которых игнорируется данное обстоятельство. Для описания можно представить физическую схему этого этапа как существование неподвижного перегретого.слоя расплавившегося тела вблизи его твердого остатка. Толщина этого слоя и распределение температуры в нём должны быть такими," чтобы на его наружной поверхности имела место температура лик- . видуса окружающего расплава.

Для этой физической картины построена математическая модель, представляющая собой задачу теплопроводности для'тел правильной формы в многослойной системе с двумя движущимися границами раздела фаз, имеющих определенные точки плавления, при допущении об отсутствии химической реакции между образующейся под корочкой жидкой фазой и веществом затвердевшего расплава.

О» Ф>. <"> ,

Рде I =1,2,3 - индексы, относящиеся соответственно к: I -твердому телу; 2 - затвердевшему слою расплава; 3 - образовавшемуся при плавлении твердого тела слою жидкой фазы. Общее граничное условие для всех этапов

-- О. ( 28)

•ех

Для I этапа

¡-«< 0<Х-<(?о , 1=2. ; (29)

Мо.х) .. - . «О)

' ...........

Завершение I этапа <C»'Cj - ^^ Для П этапа

Ы q<X<^ , 1=2. R0<x<^, из |<х<R0;(34)

" t4{Tt,x), tz(Ti,x)7 (35)

' ^Ix-R^Jx-R.; <36)

t I '„+ v2ii • (3?)

• х*\ пР» 1 'Фх t'\-hi7>* ЦЧт '

для П этапа остается справедливым также выражение (32). Завершение П этапа

Т-Т.л «y(Ts)-Re (38)

Для Iii этапа

Ы 0<Х<^ , 1=3 ^сХ^+З; (39)

V^,*). (40>

для Ш этапа остается справедливым также выражение (37). Завершение Ш этапа

(42)

В сформулирявакнОй- задаче использованы обозначения задачи (1)-(9) за исключением!- ^ - координата фронта фазового превращения на внешней* границе корочки; - ^ - координата фронта фазового превращения: на";поверхности плавящегося твердого тела; - S - толщина жидкого слоя, образовавшегося у поверхности твердого тела и отделяющего его от массы расплава; - К^- коэффициент, характеризующий тепловое сопротивление на границе твердого тела и корочки в течение I этапа.

Разработан численный метод решения сформулированной задачи, предусматривающий её упрощение с использованием обоснованного выше допущения о•квазистационарности температурного поля

в слое затвердевшего расплава. Этот подход распространен здесь и на слой жидкой фазы под корочкой в течение П этапа, а также на слой расплавляющегося тела, примыкающий к плавящейся поверхности в течение Ш этапа. Для решения использована неявная схема с явным выделением границ раздела фаз. В качестве настроечного коэффициента использована величина К^,. Для проверки адекватности модели вычисления выполнены применительно к условиям проведения лабораторных экспериментов. Удовлетворительное совпадение опытных и расчетных данных подтвердило достоверность математической модели и позволило использовать её для решения . практических вопросов. С этой целью проведены расчеты перехода в расплав кусков хромомарганцевых лигатур различных марок с диаметром от 0,01 до 0,2 м, погружаемых в малоуглеродистую

сталь с температурой от' 1550 до 1650 °С при значении коэффици-

р

ента теплоотдачи от 5000 до 20000Вт/м К. Такой диапазон параметров отвечает практическим условиям плавления хромомарганцевых лигатур в жидкой стали. Поскольку в данном случае соотношение теплофизических характеристик плавящихся тел и расплава вполне определенно, то время перехода в расплав лигатуры каждой марки однозначно выражается функцией РоСКи).

С помощью построенных по результатам вычислительного эксперимента графиков ро (К1) можно легко установить как время существования корочки (длительность I и П этапов), так и время завершения Ш этапа, соответствующее полному расплавлению куска лигатуры. Показано, что при К1. < 0,05*0,1 (в зависимости от марки Л1 'атуры) плавление начинается и заканчивается под слоем затвердевшего расплава, а при больших зна'-еиипх К1 процесс завершается после оплавления корочки. Полученные зависимости могут быть использованы для решения практических задач, вклю-

чающих определение времени перехода хромомарганцевых лигатур в жидкую сталь, а разработанная модель - для построения таких зависимостей для других легкоплавких ферросплавов,

ИССЛВДОВАНИЕ ТЕПЛО- И МАССООТДАЧИ ОТ РАСПЛАВА К ПЛАВЯЩИМСЯ В НЁМ ТВЕРДЫМ ТЕЛАМ

„ Наиболер обоснованный путь учета влияния скорости плавления на величины коэффициентов тепло- и массоотдачи - применение теории пограничного слоя для нахождения деформации профи' лей температуры и концентрации вблизи плавящегося слоя. Это дает возможность установить зависимость коэффициентов о1 и £ от?величины возникающего при, плавлении поперечного массопотока м'ъ и представить их в виде

. (43)

где и р0 - коэффициенты тепло- и массоотдачи к неподвижной твердой поверхности,, определяемые с помощью известных методов.

Тогда уравнения (23) и (24) для диффузионного плавления в стационарном режиме с учетом выражения для поперечного массопотока и уравнений (43) и (44) преобразуются следующим образом

'Я*- (46)

Сопоставление результатов расчетов по этим зависимостям с полученными опытными данными показывает, что корректный учет влияния перемещения границы раздела.фаз на коэффициенты конвективной тепло- и массоотдачи позволяет заметно уточнить модель диффузионного плавления.

Описание тепло- и массоотдачи при диффузионном плавлении может быть упрощено путем использования зависимости, связывающей коэффициенты оСди£0 . Обработка большего количества экспериментальных данных привела к приближенному соотношению

¿0= 4-107£в . (47)

В работе также рассмотрен вопрос о степени влияния тепло-и массоотдачи при диффузионном плавлении, для чего введена следующая характеристика

с^1

л » зуг| • I40'

""QßjA.-convt

л®2«

При К < I преобладает влияние массоотдачи на скорость процесса, а при К>1 роль теплоотдачи становится более заметной. С учетом уравнений (45) и (46) получено

где В г Отсюда следует, что в пределах справедливости

" С/1 ~ С о

выражения (47), показывающего для диффузионного плавления постоянство отношения о£0 и J}0 , относительная роль тепло- и массоотдачи не зависит от гидродинамического состояния расплава, а определяется только его температурой и концентрацией углерода. Относительная роль теплоотдачи возрастает при увеличении "t^ и уменьшении Со.. Показано, что при "t =1300-1600 °С и С., =0,5-4,5% величина К изменяется в пределах от 0,2 до 5,0. Это свидетельствует о соизмеримом влиянии тепло- и массоотдачи на плавление лома в условиях реальных сталеплавильных агрэгатов. Проанализирована связь величины К с погрешностью расчета, вызываемой принимаемыми в некоторых моделях допущениями о прене-брежимости теплоотдачей при диффузионном плавлении или массо-.отдачей при интенсивном плавлении.

Проведено также лабораторное экспериментальное исследова-

- ..о -

нив влияния условий продувки сталеплавильной ванны на величину коэффициента теплоотдачи к погружаемому в расплав твердому телу. Сопоставлены кислородная и газокислородная продувка ванны и установлено, что меняющийся во времени (снижающийся по определенному закону) относительный расход природного газа способствует не только повышению коэффициента теплоотдачи, но и обеспечивает наиболее эффективное подавление выделения бурого дыма из жидкой ванны.

ЗАКОНОМЕРНОСТИ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ВДКОЙ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОЙ ВАННЫ ПРИ НАГРЕВЕ И ПЛАВЛЕНИИ В НЕЙ ТВЕРДЫХ ДОБАВОК С УЧЕТОМ ДРУГИХ ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ

В основу модели для расчета изменения среднемассовой температуры металла в сталераэливочном ковше положены уравнения, имеющие вид:

- для периода заполнения ковша:

- для периода выдержки металла в ковше:

¿к ли

где и М^- удельная теплоёмкость и масса жидкой стали; Т^ - время выпуска стали в ковш; ^ - начальная температура металла, попадающего в кови; среднемассовая температура металла в ковше; СК"!)- количество тепла, теряемого металлом в единицу времени через стенки ковша, конвекцией и излучением со свободной поверхности, на нагрев и плавление вводимых в ковш твердых добавок. Нахождение потерь тепла через стенки требует постановки и решения задачи теплопроводности для футеровки ковша с учетом предшествующих циклов, а определение зат-

(51)

рат тепла на нагрев и плавление твердых добавок включает решение задач по всем стадиям перехода твердых тел в расплав. Поскольку все виды потерь и затрат тепла в ковше зависят от температуры металла, то численный анализ уравнений (50) и (51) предусматривает использование соответствующих итерационных процедур. Проверка достоверности модели проведена путем сопоставления расчетных и экспериментальных данных, полученных в производственных условиях. Их удовлетворительное совпадение показало возможность использования модели для прогнозирования температуры металла в ковше при разных способах ввода твердых добавок.

При моделировании тепловых процессов в ковше-реакторе для силикотермического восстановления металлов из оксидных расплавов выделены периоды, из которых складывается вся последовательность технологического процесса: мекплавочный простой пустого ковша; его заполнение оксидным расплавом; промежуточный простой заполненного ковша; смешивание оксидного расплава и восстановителя с одновременным вводом твердых добавок; разделение получающихся в результате^восстановления металла и.шлака; выдеряша жидкого ферросплава под слоем шлака; перелив в другой ковш; выдержка, повторный перелив (или переливы); завершающая выдержка и разливка готового металла.

Для описания всех этих последовательных стадий использованы уравнения, аналогичные (50) и (51), дополняемые задачей теплопроводности для футеровки с учетом нарастания и оплавления на ней слоя гарнисажа. Для анализа этого процесса, имеющего большое технологическое значение и оказывающего влияние на величину 0,(11), использована задача, аналогичная (1)-(9). Период смешивания с учетом ввода твердых добавок описан уравне-

нием: •

СЭМ [Мр+Мь 4-М,№)] ^ асе) , (52)

где Мц. ГГ»В, С6 и - масса, массовый расход, удельная теплоёмкость и температура восстановителя; Мр- масса рудно-известкового расплава; СЭм - удельная теплоёмкость шлакометал-лической эмульсии; МдСС ) - масса твердых добавок, вводимых в ковш к моменту времени Т ; количество тепла, выделя-

ющегося в единицу времени в результате протекания экзотермических реакций

0эю»а,а11пад0й, (53)

где Д0В- тепловой эффект реакций окисления кремния с учетом шлакообразования; - содержание (доля) кремния в восстановителе (ферросиликохроме); - доля кремния, окисляющегося в период смешивания.

Для периода разделения металла и шлака учитывается тепловыделение в расплаве,обусловленное окислением кремния, оставшегося непрореагировавшим при смешивании расплавов. Этот же фактор учитывается при выдержке металла под слоем шлака. Находят распределение температуры в слое илака и принимают во внимание существенно разные условия теплоотдачи от металла и от шлака к гарнисажу, влияющие на изменение толщины гарнисажного слоя, которая в течение этого периода заметно уменьшается в нижней части ковша и увеличивается в верхней.

Переливы из ковша в ковш описываются как заполнение порожнего ковша с учетом потерь тепла от струи расплава и теплового состояния футеровки ковша с последующим анализом периодов разделения и выдержки. Для расчета тепловыделения за счет окисления остаточного кремния используются известные опытные данные. '

Предложен численный метод решения сформулированных уравнений. Проверка достоверности модели выполнена путем сопостав-

ления результатов расчетов и экспериментальных данных по изменению среднемассовой температуры расплава, по распределению температуры в стенке ковша и по изменению толщины гарнисажно-го слоя, полученных в промышленных условиях. Удовлетворительное соответствие расчетных и экспериментальных результатов по трем существенно разным, но связанным между собой параметрам процесса,позволило считать модель адекватной и рекомендовать её для решения практических задач.

ПРИМЕНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ПРОВЕДЕННЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ДЛЯ

АНАЛИЗА И РАЗРАБОТКИ РАЦИОНАЛЬНЫХ ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ .

1ИДКИХ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ВАНН РАЗЛИЧНОГО НАЗНАЧЕНИЯ ПРИ ПЛАВЛЕНИИ В НИХ ТВЕРДЫХ ДОБАВОК

Плавление лома_в_кислорозном_конве2тере. Установленные в работе закономерности использованы для анализа плавления лома с выделением двух основных периодов: теплового и диффузионного. При определении температуры расплава в течение слива чугуна и после его завершения (до начала продувки) использованы уравнения (50) и (51). При этом показано, что влияние потерь тепла вследствие аккумуляции футеровкой на температуру ванны незначительно по сравнению с воздействием на неё затрат тепла на нагрев лома. Изменение температуры ванны и содержание в ней углерода по ходу продувки принято в соответствии с экспериментальными данными, согласно которым можно приближенно полагать зависимость температуры расплава от времени линейной при его неизменном перегреве над линией ликвидус.

Идентификация математической модели осуществлена путем нахождения средних значений коэффициента теплоотдачи в течение допродувочного периода и по ходу продувки. Для первого использованы известные данные об изменении температуры ванны и коли-

честве расплавившегося лома за время слива чугуна в конвертер и установлено, что сС =(6+8)-Ю3 Вт/м2.К. Для второго проанализированы результаты экспериментальных данных по плавлению тяжеловесного лома при различных значениях интенсивности продувки X м3/т>мин и получена зависимость =6-Вт/м2,К.

С использованием обоснованной, разработанной и проверенной модели плавления лома в жидком чугуне рассмотрены известные упрощенные расчетные схемы, получившие распространение при анализе сталеплавильных процессов. Сопоставление результатов решений, полученных для плавления тяжеловесного лома показывает, что: - схема, основанная на предположении о плавлении полностью прогретого тела, дает недопустимо большую ошибку расчета; - схема, основанная на предположении о сохранении твердым остатком начальной температуры, обеспечивает ошибку расчета, не превышающую 10% на протяжении большего времени продувки, в течение которого успевает расплавиться 60-7СЙ всего лома.

Разработанная модель использована также для расчета максимального размера куска лома, полностью расплавляющегося за время продувки при её разной интенсивности и разной начальной температуре лома. Сопоставление результатов этих расчетов с известными экспериментальными данными дополнительно подтвердило достоверность разработанной модели и показало возможность её использования для решения практических задач.

Плавление стапьных_охладителей_в_сталеразливочном ковше, вводимых в него с целью стабилизации температуры начала разливки. С помощью разработанных моделей выполнены расчеты плавления стальных охладителей и изменения температуры металла при заполнении сталераэливочного ковша ёмкостью 100 т в условиях сталеплавильного цеха Уфалейского завода по ремонту металлур-

гического оборудования. Рассмотрены и сопоставлены варианты ввода охладителей разного размера (момент начала подачи и продолжительность ввода). Установлено, что режим ввода, обеспечивающий расплавление необходимой массы охладителей до завершения заполнения ковша, требует использования кусков стали, не превышающих в поперечнике 40-45 мм, причем подача всего количества охладителей должна осуществляться через 30-60 с после начала выпуска металла в ковш.

Плавлений ферросплавов_в_сталеразливочном ковше. Совмест- , ное использование моделей, описывающих переход в жидкое состояние ферросплавов с разной температурой плавления (с учетом всех последовательно протекающих стадий процесса) и изменение температуры металла в сталеразливочном ковше дает возможность выбрать режимы ввода легирующих добавок в ковш, обеспечивающие экономию ферросплавов.

Такие расчеты проведены при даче феррохрома в ковш ёмкостью 10 т применительно к условиям выплавки стали 08ХН2М в эле-ктрофасоннолитейном цехе Московского металлургического завода "Серп и Молот". Установлено, что .операции легирования и раскисления стали данной марки могут быть полностью перенесены в ковш, если начальная температура металла в ковше составляет 1660-1690 °С, а масса отдельных кусков феррохрома не превышает 0,15 кг (средний размер кусков до 50-60 мм). При этом требуемое количество алюминия,'ферромарганца и ферросилиция загружается на дно ковша, нагретого предварительно на стенде до 600 °С (на рабочей поверхности футеровки), а вся требуемая масса феррохрома подается через 5-10 с после начала выпуска, длящегося около 2 мин. Такой режим гарантирует полное растворение феррохрома до завершения наполнения ковша, что было подтверждено при опытно-промышленной проверке сделанных рекомендаций. С по-

мощью тех же расчетных методов проанализировано влияние на изменение температуры металла в ковше степени износа его футеровки, температуры подогрева ковша и нагрева ферросплавов, а также толщины слоя шлака.

Аналогичный подход (отличающийся только применением найденных детерминированных зависимостей перехода в жидкое состояние легкоплавких ферросплавов) использован для определения допустимого количества хромомарганцевых лигатур, вводимого в ковш ёмкостью 40 т при выплавке нержавеющих безникелевых сталей в условиях электросталеплавильного цеха № I Челябинского металлургического комбината. Установлено, что при даче в ковш 10% от всего количества вводимой лигатуры полное её расплавление до завершения выпуска достигается при размере кусков до 100 мм и при ; вводе лигатуры в ковш через 10-30 с после' начала выпуска. Опытно-промышленная проверка данной рекомендации подтвердила её правомочность.

Подобные же расчеты, выполненные применительно к вводу ферротитана и феррованадия в ковш ёмкостью 12 т электросталеплавильного цеха Златоустовского металлургического завода при выплавке стали марок 08ХМФА, 10ХФТ и др., показали возможность прогнозирования температуры металла при различных режимах ввода названных легирующих добавок с определением момента завершения их расплавления. Определена максимально допустимая масса отдельного куска ферросплава, при которой обеспечивается его полный и своевременный переход в расплав.

Плавление твердых йобавок и изменение толщины гарнисажно; го_слоя в ковше для силикотермического_восстановления ферро-_ хрома из_рудноизвесткового_расплава. Применению разработанных моделей для решения практических задач по совершенствованию

данной технологии, направленных на экономию энергии и сырьевых материалов, предшествовали экспериментальные исследования по определению тегаюфизических характеристик материалов, формирующих гарнисажный слой, и по нахождению коэффициента теплоотдачи от расплава к твердой поверхности в течение различных стадий процесса. Эти исследования, проведенные как в лабораторных, так и в промышленных условиях Челябинского электрометаллургического комбината и Серовского завода ферросплавов, позволили установить значения искомых параметров. С использованием полученной информации проведены вычислительные эксперименты по определению размера вводимых твердых частиц.обеспечивающего их переход в жидкое состояние в течение периода смешивания с учетом всех стадий этого процесса. Рассчитаны также изменения во времени температуры расплава и толщины гарнисаж-ного слоя при разном количестве твердых добавок. Полученные результаты позволили выбрать наиболее рациональные режимы ввода кошпа в эксплуатацию и осуществления технологического процесса. При подготовке ковша для наведения гарнисажного слоя рекомендовано использование рудноизвесткового расплава с нано-сением на изношенную поверхность гарнисака (перед периодической заливкой расплава) мелкодробленого продукта магнитной сепарации шлака этого же производства.

Предложено такие перед заливкой рудноизвесткового рас-плааа производить неравномерную обдувку рабочей поверхности сжатым воздухом так, чтобы за счет этой неравномерности в большей мере охлаждались сильно размытые участки гарнисажа. Это обеспечивает после заливки расплава выравнивание толщины гарнисажного слоя по поверхности, благодаря чему возрастает срок службы ковиа и сокращается время его подготовки.

Опытно-промышленная проверка подтвердила эффективность сделанных рекомендаций, что нашло отражение в соответствующем изменении технологической инструкции. Внедрение принятых рекомендаций в практику работы цеха № 8 Челябинского электрометаллургического комбината позволило получить значительный экономический эффект.

Дополнительно проведенными расчетами выявлено влияние на теплотехнические показатели процесса геометрических характеристик ковша (соотношение его диаметра и высоты при заданной ёмкости) и скорости подачи восстановителя в течение периода смешивания. Полученные результаты представляют интерес для дальнейшего совершенствования данной технологии.

Применение результатов лабораторных исследований по газокислородной продувке сталеплавильной ванны для проверки эффективности разработанного способа в промышленных условиях осуществлено в мартеновском цехе завода "Озд" (Венгрия). Опыты, проведенные на печи ёмкостью ПО т в рамках выполнения плана совместных исследований, подтвердили эффективность разработанного на основе лабораторных экспериментов способа газокислородной продувки с изменяемым во времени расходом природного газа.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В рамках настоящей работы выполнен комплекс экспериментальных и теоретических исследований, основное направление которых - разработка методов определения рациональных тепловых режимов плавления твердых тел, погружаемых в расплавы различного состава.

Подводя итоги проведенной работы, отметим основные полу-

ченные результаты.

1. Введена общая характеристика закономерностей перехода твердых тел в жидкое состояние при их погружении в расплав, за основу которой приняты симплексы, представляющие соотношение температур фазового превращения твердого тела и расплава, а также температуры фазового превращения твердого тела и температуры жидкой ванны. Выявлены основные периоды перехода твердых тел в жидкое состояние и отмечены их качественные особенности при различии названных симплексов.

2. Обоснована и разработана модель теплового периода нагрева твердого тела в расплаве, основанная на предположении о квазистационарном изменении температуры в слое затвердевшего расплава.

2.1 Показано, что в отличие от упрощенных моделей теплового периода, описанных в литературе, данная модель"'позволяет производить расчет с достаточной точностью в широком диапазоне определяющих параметров. Поэтому её применение оказывается возможным как при описании нагрева стали и ферросплавов в железоуглеродистом расплаве, так и во' многих других практически важных случаях.

2.2 Проведено подробное исследование зависимости длительности теплового периода от определяющих параметров и получены обобщенные зависимости для оценки времени теплового периода.

3. Подробно изучены механизм и основные закономерности процесса перехода твердых тел в жидкое состояние при их погружении в расплавы с разными соотношениями температур плавления тела и вещества расплава.

3.1 Показано, что в случае перехода келеза в железоуглеродистый расплав происходит не растворение, а диффузионное

- за -

плавление. Установлено лимитирующее звено процесса (его скорость должна определяться интенсивностью внешней тепло- и мас-соотдачи). Эта концепция подтверждена экспериментальными исследованиями плапления стали в жидком чугуне, включая определение зависимости температуры фазового превращения от содержания углерода в расплаве, а также расчетными оценками с использованием большого количества опытных данных.

3.2 На основе уточненных представлений о закономерностях тепло- и массообмена при плавлении стали в железоуглеродистом расплаве разработана математическая модель этого процесса, включающая уточненную разностную схему совместного решения уравнений теплопроводности и диффузии в области с движущейся границей.

3.3 Проведен анализ роли внутренней диффузии углерода при диффузионном плавлении и показана применимость квазистационарного приближения при описании внутренней диффузии в'процессе плавления лома в кислородном конвертере.

3.4 На основании проведенных экспериментальных исследований растворения тугоплавких ферросплавов в жидкой стали сформулирована физически обоснованная математическая модель этого процесса, а обработка опытных данных позволила получить достаточно простую статистическую модель растворения низкоуглеродистого феррохрома.

3.5 Показана целесообразность учета двухфазной зоны при интенсивном плавлении, что позволяет повысить точность расчетов.

3.6 Проведены экспериментальные исследования перехода хромомарганцевых лигатур в жидкую сталь, выявлен физический механизм и разработана математическая модель плавления легкоплавких ферросплавов в жидкой стали, достоверность которой

подтверждена путем сопоставления с экспериментальными данными. Надежность сопоставления подкреплена использованием в расчетах экспериментально установленных величин теплофизических характеристик хромомарганцевых лигатур. Получены обобщенные зависимости для оценки времени перехода хромомарганцевых лигатур различных марок в жидкую сталь.

4. Установлены закономерности конвективной тепло- и мас-соотдачи от расплава к плавлщойся поверхности.

4.1 Учет влияния скорости плавления на интенсивность конвективной тепло- и массоотдачи проведен на основе анализа пограничного слоя у границы раздела фаз.

4.2 На основании полученных экспериментальных данных по диффузионному плавлению стали в железоуглеродистом расплаве установлена количественная взаимосвязь коэффициентов тепло- и массоотдачи.

4.3 Рассмотрен вопрос об относительном влиянии интенсивности тепло- и массоотдачи при диффузионном плавлении и введена его количественная характеристика.

5. Разработаны математические модели протекания тепловых процессов в сталеразливочном ковше с учетом ввода в расплав различных добавок, в том число - тугоплавких ферросплавов, а также в ковие для производства ферросплавов методом смешивания рудноиэвесткового расплава и жидкого восстановителя с учетом изменения толщины гарнисажного слоя.

5.1 В основу моделей положены дифференциальные уравнения мгновенного теплового баланса и задачи теплопроводности для футеровки ковшей с граничными условиями, описывающими её состояние в различные периоды, а также учитывается нагрев и плавление твердых добавок. Модели могут бить использованы для оп-

ределения изменения среднемассовой температуры расплава во времени при различных режимах осуществления технологического процесса.

5.2 Проверка достоверности моделей, выполненная путем сопоставления экспериментальных к расчетных данных, показала их адекватность.

6. Применение результатов экспериментальных и теоретических исследований позволило создать конкретные расчетные схемы, с помощью которых решены практические задачи, имеющие народно-хозяйственное значение.

6.1 Математическая модель плавления стали в железоуглеродистом расплаве применен», для описания процессов, протекающих в реальных агрегатах и на её основе разработан метод расчета плавления лома в кислородном конвертера, отличающийся от известных расчетных схем физической обоснованностью и более высокой достоверностью.

6.1.1. Использование этого метода позволило провести оценку значений коэффициента теплоотдачи от расплава к поверхности кусков лома в течение допродувочного периода и значений коэффициентов тепло- и массоотдачи в течение периода продувки, существенно сузив тот широкий диапазон этих величин, который предлагается в ранее выполненных исследованиях других авторов. Уточнена также зависимость коэффициентов тепло- и массоотдачи от интенсивности продувки.

6.1.2. Рассмотрены упрощенные варианты модели плавления лома, позволяющие исключить из рассмотрения уравнение теплопроводности, и произведена оценка их погрешности.

6.1.3. Разработанная методика расчета использована для определения максимального размера кусков лома (холодного и

предварительно подогретого), полностью расплавляющегося за время продувки. Показано, что расчетные кривые находятся в удовлетворительном согласии с опытными данными.

6.2 Математическая модель протекания тепловых процессов в сталеразливочном ковше использована совместно с моделями, описывающими динамику нагрева и плавления различных сплавов в жидкой стали для установления рациональных режимов ввода твердых добавок в ковш,

6.2.1. С помощью этой методики проведен расчет рационального режима ввода охлаждающих добавок в сталеразливочный ковш с целью стабилизации температуры начала разливки. Использование результатов в условиях сталеплавильного цеха Уфалейского завода по ремонту металлургического оборудования обеспечило снижение брака продувки.

6.2.2. На основе проведенных расчетов и экспериментов сделаны и опробованы в промышленных условиях рекомендации по вводу в ковш твердых добавок при выплавке стали 08ХН2М в условиях Московского металлургического завода "Серп и Молот", обеспечивающие экономию электроэнергии и ферросплавов, а также по вводу в расплав хромоыарганцевых лигатур при выплавке безникелевых нержавеющих сталей в условиях Челябинского металлургического комбината.

6.3 Математическая модель протекания тепловых процессов

в ковше для производства низкоуглеродистого феррохрома использована совместно с моделями теплового взаимодействия расплава с твердым телом и плавления различных твердых тел в расплаве для установления рационального теплового режима процесса.

6.3.1. С помощью этих моделей выполнены расчеты вариантов ведения процесса и на основе анализа полученных результатов

сделаны рекомендации по совершенствованию действующей технологии,' позволяющие снизить себестоимость и увеличить производительность процесса выплавки феррохрома.

6.3.2. Опытно-промышленная проверка разработанных рекомендаций показала их целесообразность и эффективность.

6.3.3. Внедрение рекомендованных рациональных режимов эксплуатации ковшей в цехе № В Челябинского олектротталпургте-ского комбината позволило добиться снижения расхода электроэнергии и огнеупорных материалов, что обеспечило значительный экономический эффект.

6.4 Проведенные на металлургическом заводе "Озд" (Венгрия) опыты на ма_ теновских печах подтвердили эффективность предложенного на основе лабораторных экспериментов усовершенствованного способа газокислородной продувки сталеплавильной ванны, обеспечивающего подавление пылевыделения и интенсификацию теплообмена в жидкой ванне.

7. Приведенные примеры успешного практического использования разработанных математических моделей и результатов выполненных экспериментальных исследований показывают, что их применение открывает дополнительные возможности совершенствования технологических и тепловых режимов производства стали и ферросплавов путем обоснованного выбора рационального способа ввода твердых добавок в жидкую ванну. Этим расширяются возможности применения математического моделирования для решения практических задач металлургической теплотехники.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАВДИ ОПУБЛИКОВАНО В СЛВДУЩИХ РАБОТАХ:

I. Филимонов Ю.П., Дроздов В.И. Нагрев и плавление при меняющихся граничных условиях //Оптимизация металлургических процес-

сов. - Ленинград, Ленинградский дом научно-технической пропаганды , 1967 . -С . 64-65 .

2. Глинков М.А., Николаев D.i., Филимонов Ю.П. Затвердевание и оплавление слоя чугунного расплава на погружаемом в него стальном цилинде //Изв.вузов. Черная металлургия.-I969.-№1. -С.164-167.

3. Глинков М.А., Николаев Ю.Ф., Филимонов Ю.П. Теплоотдача от барботируемого расплава Fe-C к стальному цилиндру //Изв.вузов. Черная металлургия.-1969.-КЗ.-С.153-154.

4. Филимонов D.Ü., Рябов Л.П., Юревич В.В. Нагрев стального ци-лнндра в расплавленном чугуне //Изв.вузов. Черная металлургия. -1970.-№11.-С.62-65.

5. Глинков М.А., Филимонов Ю.Л., Юревич В.В. Растворение стального цилиндра в жидком чугуне //Изв.вузов. Черная металлургия. -1971. -№3. -С. 48-52. -

6. Olinkov U.A., Filimonov Х.Г. Dissolution of Steel in Molten Iron //Proc. 1 Metallurgical Catif. UAR, 1971, Cairo, Fubl. ElTabbin Met. Inst., p.I-II.

7. Глинков M.A., Филимонов Ю.П., Ткачук B.H. Новая модель диффузионного плавления стали //Изв.вузов. Черная металлургия. -1974.-№5.-С.I70-I7I.

8. Кинетика диффузионного плавления стали/ М.А.Глинков, Б.С.Бо-кштейн, В.Н.Ткачук, Ю.П.Филимонов //Изв.вузов. Черная металлургия.-1975.-№7. -С.166-170.

9. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Расчет нагрева стального цилиндра в жидком чугуне с учетом поля температур в образующемся на поверхности слое //ИШ.-1978.-Т.34.-№3.'-С.549.

10. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Влияние тепловых потерь на температуру ванны кислородного конвертера в допродувочный период //Изв.вузов. Черная металлургия.-1978.-№9.-0.164-167.

11. Явойекий В.И., Филимонов Ю.П., Пал Г. Исследование процесса затвердевания слитка спокойной стали с учетом движения жидкого ядра //Изв.АН СССР. Металлы.-1979.-№2.-С.103-Ш.

12. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Уточнение математической модели диффузионного плавления стали //Изв.вузов. Черная металлургия. -1979.-№7.-С.130-133.

13. Исследование растворения феррохрома в жидкой стали /Зыонг Дык Хонг, В.А.Кривандин, Ю.П.Филимонов, Р.Б.Гутнов и др. //Изв. вузов. Черная металлургия.-1980.-№1.-С.54-56.

14. Математическое моделирование тепловой работы сталеразливоч-ного ковша. Сообщение I /Зыонг Дык Хонг, В.А.Кривандин, О.П.Филимонов, Р.Б..утнов и др. //Изв.вузов. Черная металлургия.-1980. -№9.-С.149-153.

15. Математическое моделирование тепловой работы сталераз'ливоч-ного ковша. Сообщение 2 /Зыонг Дык Хонг, В.А.Кривандин, Ю.П.Филимонов, Р.Б.Гутнов и др. //Изв.вузов. Черная металлургия.-1980. -И I.-С. 137-140.

16. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. О нестационарности теплообмена при нагреве стали в железоуглеродистом расплаве //Изв. вузов. Черная металлургия.-1981.-№1.-С.112-114.

17. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Об интенсивном плавлении стали //Изв.АН СССР. Металлы.-1981.-И.-С.76-79.

18. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Математическое моделирование нагреву и плавления стали в железоуглеродистом расплаве //Вопросы совершенствования тепловой работы и конструкций металлургических печей.-Днепропетровск, 1981.-С.71-72.

19. Пантелеева Н.В., Филимонов Ю.П. Плавление хромомарганцевых лигатур в жидкой стали //Тепло- и массообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов.-%анов, 1982.-С.37-38.

20. Крупенников С.А., Филимонов В.Л. Анализ процесса нагрева тела в расплаве //Тепло- и массообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов.-Жданов, 1982.-С.38-39.

21. Пантелеева Н.В., Филимонов Ю.П. Нагрев и плавление легкоплавких ферросплавов и лигатур в жидкой стали //Изв.вузов. Черная металлургия.-1982.-№I.-G.156-157.

22. Энтальпия и теплоёмкость хромомарганцевых лигатур в жидком состоянии /Н.В.Пантелеева, И.Н.Зедина, С.Е.Вайсбурд, Ю.П.Филимонов. //Изв.вузов. Черная металлургия.-1983.-№1.-С.138-140:

23. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. К вопросу о математическом моделировании нагрева стали в жидком чугуне //Изв.вузов. Черная металлургия.-1983.-№3.-G.I08-III.

24. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Влияние скорости плавления на интенсивность конвективного тепло- и массообмена //Изв.вузов. Черная металлургия.-1983.-Ш.-С. 129-133.

25. Филимонов Ю.П., Косых В.И. Плавление медной руды в жидком шлаке и штейне //Изв.вузов. Цветная металлургия.-1983.-№5. -С.82-86.

26. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Анализ нагрева тела в расплаве //Изв.вузов. Черная металлургия.-1984.-№5.-С.120-124.

27. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. К расчету продолжительности существования затвердевшего слоя при нагреве тела в расплаве //Изв.вузов. Черная металлургия.-1984.-№9.-С.I17-120.

28. Пантелеева Н.В., Филимонов Ю.П. Определение скорости плавления хромомарганцевых лигатур в жидкой стали //Изв.вузов. Черная металлургия. -1984. -Ш. -С. 130-131.

29. Совершенствование сталеплавильного процесса путем применения газокислородной продувки ванны /И.Спчь, В.А.Кривандин, .Я.Мико, Ю.П.Филимонов //Изв.вузов. Черная металлургия.-1984.

-С. 132-136.

30. Динамика плавления хромомарганцевых лигатур в жидкой стали /О.С.Бобкова, Н.В.Пантелеева, В.А.Кривандин, Ю.П.Филимонов //Сталь.-1984.-№2.-С.27-28.

31. Радьков А.П., Пантелеева Н.В., Филимонов Ю.П. Температуро-и теплопроводность хромомарганцевых лигатур //Изв.вузов. Черная металлургия.-1984.-№3.-С.II7-II9.

32. Буслаков А.П., Филимонов Ю.П. Исследование растворения молибдена в жидкой стали //Изв.вузов. Черная металлургия.-1985. -т. -С. 70-72.

33. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Анализ процесса нагрева тела в расплаве //Труды ШСиС.-М. :Металлургия.-1985.-№17. -С.27-29.

34. Выявление путей экономии энергии при производстве малоуглеродистого феррохрома с использованием математического моделирования /О.С.Бобкова, С.А.Крупенников, Ю.П.Филимонов, А.М.Топтыгин и др. //Сталь.-1985.-№9.-С.40-42.

35. Математическое моделирование тепловых процессов в ковше при внепечном производстве ферросплавов /О.С.Бобкова, С.А.Крупенников, Ю.П.Филимонов, А.М.Гоптыгин и др. //Изв.вузов. Черная металлургия .-1986.-№Э.-С.II0-II3.

36. Буслаков А.П., Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Прогнозиро вание температуры жидкой стали в ковше при вводе ферросплавов //Тепло- и массообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов. -Жданов, I986.-C.I9.

37. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Оценка тепло- и массоотда-чи при плавлении лома в кислородном конвертере //Тепло- и массообменные процессы в ватах сталеплавильных агрегатов.-Жданов,

1986.-С.17.'

38. Крупенников С;А., Филимонов Ю.П. К расчету скорости стацио-

нарного диффузионного плавления //Изв.вузов. Черная металлургия.-1986.-№3.-С. II9-I2I.

39. Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Относительная роль тепло-и массообмена при плавлении стали в железоуглеродистом расплаве //Изв.вузов. Черная металлургия.-IS87.-WII.-С.104-107.

40. Филимонов Ю.П., Бусланов А.П. Расчет изменения температуры жидкой стали при вводе ферротитана и феррованадия в 12-т ковш //Изв.вузов. Черная металлургия.-1987.-№3.-С.149-150.

41. Прогнозирование изменения толщины гарнисажа в внсокотемпвг ратурном реакторе (ковше) при силикотермическом восстановлении феррохрома /А. П. Бус лаков, С. А. Крупенников, 53. П. Филимонов, О.С.Бобкова и др. //Сталь.-1987.-№9.-С,49-52^.

42. Буслаков А.П., Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Пути снижения расхода электроэнергии и огнеупорных материалов при производстве феррохрома методом силикотермического восстановления //Энергосберегающие технологии и теплоэнергетические проблемы оптимизации печного хозяйства металлургических предприятий. -Миасс, I987.-C.23.

43. Исследование процессов теплопереноса в футеровке с гарни-сажным слоем /А.П.Буслаков, С.А.Крупенников, Ю.П.Филимонов, Л.А.Дьяконова //Повышение стойкости'футеровки металлургических агрегатов и вопросы торкретирования.-Липецк, 198Э.-С.31.

44. Буслаков А.П., Крупенников С.А., Филимонов Ю.П. Разработка и внедрение рационального режима тепловой работы высокотемпературного реактора с гарнисажным слоем //Теория и практика тепловой работы металлургических печей.-Днепропетровск,1988. -С.97-98.

45. Филимонов Ю.П., Панова Е.Ю. Теплофизические закономерности взаимодействия расплавов в процессе силикотермического восста-

новления металлов //Современное состояние и перспективы раэ-

!

вития электротехнологии.-Иваново,1989.-C.I6.

46. Сборщиков Г.С., Филимонов Ю.П. Гидродинамика и теплообмен в металлургических расплавах с продувкой //Komplex. HSätedas Ip&ri Kemenoekben.HME ,1989.-p.I45-I57.

47. Исследование теплообмена в высокотемпературном реакторе с гарнисажным слоем /С.А.Крупенников, Ю.П.Филимонов, А.П.Бусла-ков, Ю.И.Воронов и др. //Изв.вузов. Черная металлургия.-1990. -КЗ.-С.88-90.

48. A.c. 104572 CGCP, МКИ3 С 21 С 5/28. Способ газокислородной продувки сталеплавильной ванны /И.Сючь, В.А.Кривандин, Н.Л.Шей-ченко, Ю.П.Филимонов. -» ^828587/22-02; Заявлено 10.10.79.

Опу б л. 15.09.83Бюл. Ю4. -1с.

49. A.C. Положительное решение от 15.04.89 ШШ5 В 22 Д 41/00. Способ подготовки ковша-реактора для восстановления гарнисажа. Заявка № 4644873/27-02 (019009) /Л.А.Дьяконова, И.А.Гнедина, Ю.П.Филимонов и др. (СССР). Заявлено 02.02.89.

Л® .^и^ллЛиЛ"^

Заказ ----- Объём 2 п.л. Тираж 100 экз. Типография ЭОЗ МИСиС ул.Орджоникидзе,8/9