автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Разработка теоретических основ и методов управления составом и неоднородностью расплава в сталеразливочном ковше на основе системного анализа открытых стохастических систем

Ш.шгммдуш1ш»

КАЗАКОВ Сергей Васильевич

РАЗРАБОТКА ТЕОРЕТИЧЕСКИХ ОСНОВ И МЕТОДОВ УПРАВЛЕНИЯ СОСТАВОМ Н НЕОДНОРОДНОСТЬЮ РАСПЛАВА В СТАЛЕРАЗЛИВОЧНОМ КОВШЕ НА ОСНОВЕ СИСТЕМНОГО АНАЛИЗА ОТКРЫТЫХ СТОХАСТИЧЕСКИХ СИСТЕМ

Спсоя&лыгасгъ - 05.16.02 - "Металлургия черпмх металлся"

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соисхание ученой степени доктора технических наук

Москва - 1998

Л/ «Л/

Работа выполнена в Московском Государственном институте стали и сплавов (технологическом университете)

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

КАШИН В Л доктор технических наук, профессор

КУДРИН В.А. доктор технических наук, профессор СИНЕЛЬНИКОВ В А.

Ведущее предприятие - ОАО "СЕВЕРСТАЛЬ", г. Череповец

(117936, г. Москва, ГСП-1, Ленинский проспект, 4)

Защита состоится " 1998 г. ■ ^

заседания диссертационного совета Д.033.08.01 Московского Государственного института стали н сплавов

С диссертацией можно ознакомитъеа в библиотеке института.

Автореферат разослан " "

Ученый секретаре диссертационного совета, доктор технических наук, профессор Д.И. Бородин

часов ва

Общая характеристика работы

Актуальность работы. Современные сталеплавильные агрегаты все больше становится агрегатами для выплавки полупродукта, а операции по доводке расплава по составу и температуре переносятся в > стал «разливочный ковш. То есть обработка металла в ковше и в частности продувка расплава инертными газами превратилась в обязательную стадию технологического процесса со своими задачами, технологическими приемами, оборудованием и даже названием - внепечная металлургия. При • этом с точки зрения сертификации состава готового металла внепечная металлурги* является важнейшим этапом технологической цепочки.

Решение данной задачи предполагает регулирование состава и температуры расплава перед разливкой в заданных пределах с заданной вероятностью что достигается за счет введения в ковш больших количеств раскнслнтелей н легирующих с последующей гомогенизацией по составу и температуре, а также рафинированием металла от примесей за счет регулируемого межфазного взаимодействия.

Решать эти задачи необходимо комплексно на уровне системного анализа, учитывая при этом многокомпонентного и многофазность рассматриваемых систем, сложную гидродинамическую картину движения расплава в ковше и, как следствие, стохастический характер протекающих процессов. При этом, с одной стороны, протекание массообменных процессов генерирует появление неоднородности расплава, а с другой стороны неоднородность металла, особенно по высокоактивному по отношению к кислороду элементу, приводит к большому колебанию скоростей массообменных процессов на межфазных поверхностях.

Знание закономерностей процессов, протекающих во время внепечной обработки в сталеразливочном ковше, не только расширит представления о их природе, но и позволит повысить вероятность получения продукта с

требуемыми параметрами при одновременном снижении расходов по переделу.

Научная иовизиа работы состоит в описании законов поведении открытых стохастических систем на осмоае системного анализа, что позволило прогнозировать и управлять процессами формирования с изменения состава и неоднородности расплава ко время вмененной обработки.

Основными научными результатами следует считать:

1. Сформулированы принципы описания системы "сталеразлиьочныП ковш", как открытой стохастической системы, поведение которой определяется результатом протекания совокупности, всех возможных процессов внутри системы и на ее границах;

2. Теоретически обосновано и экспериментально доказано, что Состояние системы "сталеразливочный ковш" можно однозначно охарактеризовать с помощью единственного параметра - энергии Гиббса, зависящей только от состава н температуры металла и полностью обеспеченного расчетными параметрами;

3. Доказано, что поведение системы однозначно определяется степенью ее пространственной неоднородности. Предложена характеристика пространственной неоднородности свойств системы в разработана методика определения ее по фактическим данным.

4. Теоретически обоснована и практически разработала методика физико-химического описания сложной многофазной системы "сталеразливочный ковш", базирующаяся на понятии "локальною равновесия" термодинамики необратимых процессов Пригожина с учетом протекания всей совокупности стохастических процессов на различных межфазных поверхностях.

5. На основании теоретических н экспериментальных исследований разработай критерий однородности расплава и методика его определения,

юлучена зависимость для расчет» времени усреднения в зависимости от ттравляющих воздействий и массы присадки, изучено усреднение «сплава по температуре, впервые определено врем« усреднения шлака по оставу, определены гидродинамические характеристики системы продолжительность цикла циркуляции в ковшах различной вместимости, характеристики двухфазной гаэожидкостной зоны, характеристики течения •еталла • ковше), проанализирована работа различных типов продувочных 'стройств.

Практическая значимость работы заключается в том, что на основе юлученных теоретических выводов и представлений разработаны методы сонтролл и управления составом металла во время внепечной обработки а ггалеразлнвочном ковше. Результаты работы были использованы при:

разработке технологии у сре длительной продувки расплава «нертными и нейтральными газами на НЛМК, БМЗ, КарМК, МК 'Азовсталь", РМЗ.

• разработке технологии обработки расплава инертным газом во время »ылуска металла в сталеразливочный ковш в условиях мартеновского цеха РМЗ.

- разработке конструкции и создании технологии продувки металла через фурму с пористой вставкой в условиях МК "Азовсталь, БМЗ, ККЦ НЛМК '

- разработке технологии производства низкоазотистой автолистовой стали 08Ю в условиях ККЦ-2 НЛМК.

- разработке технологии регулирования содержания алюминия в стали по величине термоэффекта в условиях ККЦ-2 НЛМК.

- разработке технологии обработка расплава высокоактивными реагентами на основе металлического кальция, вводимого в ковш с помощьк» трайб-алпарата (ККЦ-1 НЛМК, мартеновский цех. ККЦ),

* разработке технологии рафинирования метила от серы активны) покровными шлаками в условиях ККЦ МК "Аэовсталь";

Результаты внедрения разработанных мероприятия подтверждают актами внедрения и расчетом экономического эффект«.

Теоретические подходы и полученные практически« результат включены в специальные курсы, читаемые студентам специаяьиости 1101

Апробация работы. По материалам диссертации опубликовано 2 статьи и получено 12 авторских свидетельств и патентов.

Основные результаты н положения работы докладывались обсуждались на 17 Всесоюзных, международных, отраслей, конференциях в 25 докладах.

Объем работы. Диссертация изложена ка ^^С страница машинописного текста, состоит из введения, глав и заключен** содержит таблиц, £ иллюстраций, ^ страниц приложения списка литературы ю^-^наименования.

Содержание работы

I. Цель работы ■ выбор подхода к решению поетавлеияоА задача.

Целью работы являлось описание системы "сталеразливочный ковш" учетом неразрывной связи к взаимного влияния друг на друга процесса усреднения я м&ссообмеиа на ыежфазиых границах. Результатом решен*, поставленной задачи является физико-химическая модель с элементам] гидродинамики, позволяющая прогнозировать состав и стелет неоднородности расплава в любой момент времени во время внелечио! обработки в зависимости от исходного состояния системы ■ технологических воздействий на нее.

Для решения поставленной задачи могут быть использованы несколькс подходов:

1. Статистическое описание процесса. Недостатками его являются ограниченность области применения полученных результатов, плохая физическая обусловленность получаемых решений и низкая точность при описании сложных систем, к которым относятся металлургические системы.

2. Построение физико-химической модели путем описания процессов, протекающих на микроуровне, с дальнейшим переходом к масштабу всей системы. Преимущество накопленного массива термодинамических данных частных процессов теряется при масштабном переходе к реальным объектам.

3. Физическое моделирование. Невозможность добиться полного подобия между моделью и реальным объектом.

4. Математическое моделирование. В отсутствии надежных фактических данных невозможно правильно поставить задачу н проверить полученные результаты. Большие вычислительные трудности при описании систем, приближенных к реальным и вследствие этого невозможность на настоящем этапе работать в режиме реального времени.

Ни один из перечисленных подходов не может быть использован для описания поведения сложных металлургических систем, к которым относится и сталсразлнвочный ковш во время продувки расплава инертным газом. Едина веннъш способом, позволяющим создать модели, справедливые о широком диапазоне условий и пригодные для управления процессом виепечной обработки, является экспериментальное изучение реальных процессов и построение на этой основе физически обоснованных моделей.

При описании поведения реальных металлургических систем необходимо учитывать следующие их особенности:

1. Стохастический характер процессов, протекающих в ковше во время внепечной обработки, обусловленный сложной гидродинамической обстановкой в ковше.

2. Невозможность описания реальных металлургических систем, как систем с распределенными параметрами.

3. Невозможность применения положений классической термодинамики для описания процессов в реальных металлургических агрегатах.

4. Взаимосвязь и взаимное влияние всех частных физико-химических процессов, протекающих в системе.

5. Взаимовлияние процессов массообмеиа па границах системы в массопереиоса.

При построешш модели можно использовать термодинамические данные частных реакций, накопленные в рамках классической термодинамики. Результаты, полученные и интерпретируемые в рамках формальной кинетики, не поддаются обобщению без дополнительных экспериментов и, следовательно, не могут быть использованы.

2. Основные полояеиня модели

1. Под "системой" в настоящей работе понимается часть пространства, ограниченная четко выделенными границами, внутри которых не происходит массообменных реакций, а выход за границы системы возможен только в силу протекания процессов межфазного взаимодействия. То есть понятие "система - стал ер азли вечный ковш" включает только металлическую фазу. Все другие фазы (шлак, футеровка, атмосфера, продувочный газ) к системе "сталеразливочный ковш" не относятся.

»

2. Состохние »сей системы можно однозначно к полностью охарактеризовать при помощи энергии Гиббса:

<7-1 ЛГ!па, (1)

ы

где •) - активность ¡-го компонента системы; п - количество компонентов системы.

3. Процессы в системе будут происходить до тех пор, пока в системе будет существовать неоднородность по любому свойству, то есть в общем случае по в. Степень неоднородности системы с учетом стохастической . природы процессов, протекающих в ней, можно описать при помощи момента второго порядка • дисперсии. С учетом размерности удобнее применять среднеквадратичное отклонение <г. *

сг-75 (2)

где О - дисперсия;

о - среднеквадратичное отклонен не.

4. Скорость процесса релаксации неоднородности будет зависеть при прочих равных условиях (величина внешних воздействий) от масштаба системы, то есть будет определяться величиной пространственной неоднородности системы (ПНС):

Н ">

где о -среднеквадратичное отклонение;

• Ь - масштаб системы;

5. Скорость релаксации ПНС может быть описана уравнением;

(4>

где к| - коэффициент, характеризующий скорость релаксации неоднородности, зависящий от гидродинамической обстановки в системе.

В интегральном виде

Л = (5)

где А и А<> - ПНС в текущий и. начальный моменты временя, соответственно.

Первый сомножитель ур.(5) определяет величину неоднородности в. системе, а второй - скорость ее релаксация.

3. Модель прогноза состава ■ шеодиородшост* расплава

3.1. Неоднородность расплава.

Для системы постоянного масштаба ур.(5) можно записать:

(6)

3.1.1. Создание неоднородности системы при введении присадок. При введении единовременной порции материала дисперсия свойства » пределах системы определяется соотношением:

О ■ ом«1 + Вщяс2 + 2К (7)

где Ом,2, а^т2 - неоднородность расплава и присадки, соответственно;

К -взаимный корреляционный момент. Пренебрегая неоднородностью металла и присадки по сравнению с . неоднородностью, генерируемой в системе присадкой, получаем:

Ош'$р,.(х,-ХУ4Х (8)

где Х„ X,Хлокальное, среднее значение свойства системы,

свойство металла и присадки, соответственно;

р( плотность распределения вероятности свойства X. Переходя к выражению для дискретной величины X и учитывая, что масса присадки, как правило, намного меньше массы расплава, получаем окончательно:

о-(х.-х,У% , (9)

где V/ - объем введенной прислдоои о всего расплава,

соответсг веяно,

Х|, Хо - величина свойства в присадке а исходном расплаве, соответственно.

3.1.2. Создание неоднородности в результате протекания межфазного взаимодействия.

В результате протекания процессов межфазногр взаимодействия система переходит из начального состояния, характеризуемого величиной СЬ, в новое, характеризуемое величиной <3т. Причем переход из одного состояния в другое происходят в результате протекания всех частных реакций на различных межфазных границах. То есть:

0в-40г-0т (10)

где Две - суммарное изменение энергии Гнббса в результате протекания всех частных реакций в системе.

Переходя к дифференциальной форме, получаем:

. (■•)

где \УР - объем расплава, дожигающего локального равновесия на межфазной поверхности (исходя из "принципа локального равновесия" И.Прнгожнна) или объем расплава в "реакционной зоне'*;

АС?! - изменение энергии Гиббса расплава в результате протекания процессов в реакционной зоне.

Интегрируя ур.( 11), получаем:

гк

—«-Л^ (12)

Гк ^

где аЛ а«' - активности компонентов системы до ивчам обработки и в

момент времени т, соответственно.

» *

АЗ (13)

# - " ,

где ДО, - изменение иэобарно-кэогёрмнческого потенциала частных • реакций, протекающих ыа всех межфазных границах;

Р( - вероятность млада частной реакция в суммарное кзменеиие нэобарно-иэотермического потенциала системы;

(14)

где ка - коэффициент, отражающий влияние интенсивности продувки на величину реакционной зоны;

/ - интенсивность продувки системы газом.

?.2. Изменение свойств системы.

. Из ур.( 11) следует, что

г (15)

Обозначая через СЦ энергию Гнббса части расплава, прошедшего через реакционную зону, окончательно получаем:

В частном случае, когда в систему вводится большое количество присадки с относительно невысокой активностью по отношению к другим элементам (прежде всего кислороду), вместо энергия Гиббса системы можно рассматривать концентрацию вещества.

4 Определение параметров модели

4.1.Перемешивание расплава.

Хотя обработка расплава инертным газом впервые была предложена Г,Н. Ойксом в 1954 г., до настоящего времени отсутствуют

общепризнанные зависимости определения продолжительности усреднительной продувки. Наиболее часто время усреднения определяют при помощи полуэмпирической зависимости Накатили:

/„ = 800 • е~°А (17)

'..«ыц,.^

где 1« - время усреднения, с,

в - мощность диссипации энергии, Вт/т, <3 - расход вдуваемого газа, л/мин, Т - температура расплава. К, 7. - глубина расплава, м, V/ - масса расплава, т.

Ур.(18) было получено в основном по результатам холодного моделирования и для малых агрегатов, а для ковшей большой вместимости получаются значения, заниженные в несколько раз по сравнению с полученными экспериментально, что для практического использования недопустимо (рис.1). Были предприняты попытки улучшить предложенное уравнение, за счет уточнения связи между мощностью перемешивания и .временем усреднения, однако, несмотря на существенное усложнение уравнений, часто за счет величин, трудно поддающихся измерениям шгн расчету, точность прогноза существенно не возросла.

Анализ литературных данных показал, что часто понятия усреднения расплава по составу и температуре не разделяют, а о состоянии расплава в ковше судят по результатам анализа проб, отобранных во время разливки. Для продувки использовалось большое количество устройств, по в работах как правило отсутствует информация о параметрах обработки, без которой невозможно оценить достоверность данных и корректно использовать их в дальнейшем.

Зависимость времени усреднения от удельной мощности перемешивания

Гх

<0

■Ю

Рис.1

При этом по данным разных авторов, относящихся к одному заводу, то есть для одинаковых условий обработки, рекомендуемые значения параметров обработки расплава газом могут различаться в несколько раз. То есть опубликованные опытные данные не могут служить базой построения модели перемешивания расплава.

4.2. Методика проведения эксперимента и объем опытных данных. При постановке, работы исходили из того, что зависимость, адекватно описывающая гомогенизацию расплава, может быть получена только в промышленных условиях. Чтобы исключить влияние масштабного фактора и (юлучить зависимость, справедливую в широком диапазоне условий, эксперименты проводили в ковшах вместимостью от 10 до 350т . Для определения возможности управления процессом гомогенизации за счет регулирования условий ввода газа в расплав, использовали не только

фурмы с круглым соплом диаметром от 10 до 38 мм, ио и фурмы с пористым и различными типами щелевых сопел.

Использование в качестве функции процесса перемешивания "времени усреднения" не вполне корректно, так как оно зависит не только от природы процессов, протекающих в ковше, но и от точности анализа, а с другой стороны не учитывает массу введенной присадки. Поэтому в качестве функции процесса использовали более обоснованную физически величину - неоднородность расплава.

В качестве метода изучения неоднородности расплава во время обработки металла в ковше выбрали контроль состава металла в фиксированной точке ковша. Частота отбора проб металла составляла 1-2 мин"1, а общее количество проб за время обработай достигало 30 штук; Альтернативный вариант - прямое зондирование объема - из-за технических трудностей применяли очень ограниченно.

В качестве элементов-индикаторов использовали вещества с различным сродством к кислороду, вводимые в расплав в значительных количествах как технологические присадки. При определении концентраций элементов использовали стандартные методики, используемые в заводских лабораториях, при этом специально изучали фактическую точность определения химического состава.

Во время экспериментов контролировали изменение температуры, количество и состав покровного шлака, фиксировали характер продувки и движения металла и шлака, измеряли параметры двухфазного газожидкостного буруна в месте выхода его на поверхность.

Всего была проведена 181 плавка с подробным контролем динамики состава, в том числе на Старооскольском ремонтао-механическом заводе (СОРЗ) - 10, Белорус.МЗ (БМЗ) -49, КарМК г 61, НЛМК -26, МК "Азовсталь" (МКА) - 35. Из них 5 плавок на БМЗ. 9 плавок в условиях НЛМК, 14 плавок на МКА были проведены с использованием фурмы с

пористым соплом. 8 плавок на НЛМК были проведены на фурмах с разными типами щелевых сопел. Условия проведения экспериментов представлены в табл.1. .

Таблица 1

Условия проведения экспериментов

Завод Нм< н* I Индика-

■ т м м м м3/час Тор

СОРЗ 8-10 1.4 0.7-1.0 0.62 10-20 Мп,№

БМЗ 100-125 3.0 2.5-2.8 1.5 40-120 Мп,51

КарМК 300-330 5.0 2.5-4.6 2.0 15-120 Мп,81

НЛМК 310-340 4.4 4.0 2.2 30-120 Мп, А1

МКА 340-350 4.4 4.0 2.2 60-80 мм, я

• №,Сг

4.3. Методика обработки результатов экспериментов Данные, представленные на рнс.2 н результаты проверки равенства средних и корреляционных функций для приведенных концентраций марганца на плавках с одновременным отбором проб из нескольких фиксированных точек ковша показали, что для неактивных по отношению к кислороду присадок процесс перемешивания инертным газом в ковше является как минимум слабо стационарным и слабо эргодическим. То есть средние значения и корреляционные функции можно найти путем усреднения по времени, а не по ансамблю, то есть по координате. При этом необходимо учитывать периодический характер процесса движения расплава, что для ковшей с газоаым перемешиванием доказано экспериментально, в том числе и в промышленных условиях, и

подтверждается расчетами. Таким образом, оценки, полученные путем контроля состава в фиксированной точке, будут справедливы, если продолжительность контроля состояния системы будет соответствовать продолжительности одного периода цикла циркуляции.

Изменение приведенной концентрации марганца во время продувки расплава в 300-г ковше

Мп1-Мпд Мпср - М«о

t5 1.0 as

о

Рис.2

Продолжительность цикла циркуляции определяли по опытным данным для всех элементов-индикаторов пр всем плавкам.. Усреднив данные для каждого типа продувочного устройства, получили зависимость, связывающую продолжительность одного периода циркуляции с вместимостью ковша (рис.3). Опытные данные хорошо

о о -а <9 -3 © -4 0-5

< / <\

f >

■ < Ц т □ fr'Q 'Tg

т 4 .

2 4 6 8 Ю 0Л,#М

аппроксимируются уравнением (19), полученным из физических представлений о перемешивании расплава инертным газом:

вГ"

где Т»^ • продолжительность одного цихла циркуляции; • вместимость ковша.

(19)

Зависимость продолжительности циркуляции от вместимости ковша

9А

г» г.* 2Л1

Рис.З

КС11Е , □ ШВм. ААДа Оффм

в д □ А +

W,т

Параметры ур.(19), полученные минимизацией суммы квадратов отклонений опытных и расчетных значений, представлены в табл.2.

Полученные результаты были использованы для описания изменения дисперсии (с.к.о.) по каждому элементу на каждой плавке.

4.4. Модель релаксации неоднородности расплава. Перемешивание можно определить как раздробление системы на малые объемы и перемещение этих малых объемов относительно друг

друга, в результате чего происходит возрастание конфигурационной энтропии.

Таблица 2 •

Значения коэффициентов ур.(19) для различных типов продувочных устройств

Тип продувочного устройства Значения коэффициентов

А В С

Фурма с пористым соплом 0.0317 -0.312 0.862

Фурма с круглым и щелевым соплом 0.317 - 0.377 0.817

Для эффективного перемешивания траектории каждого малого объема в пространстве должны быть хаотичными и нерегулярными. При переходе к макромасштабу это означает, что полная производная скорости по времени и координатам должна бьпъ максимальной для каждой точки системы, а для устранения застойных зон он должен равномерно распределяться по объему системы. Так как этот параметр представляет собой сумму ускорений и градиента скорости в точке, то для усреднения •необходимо максимально интенсивно перемешивать расплав, то есть увеличивать воздействие внешней силы.

При определении работы перемешивания исходили из того, что ковш с металлом является открытой термодинамической системой, а из всех потоков энтропии от системы в окружающую среду и от окружающей среды к металлу можно учитывать только поток механической энергии от расширяющегося газа к металлу и диссипацию энергии на межфазных границах. Тогда в соответствии с принципом Пригожина система стремится к состоянию, когда:

^ = (20) </г с/г

где "^Г'^^Г ' производство энтропии в систем« и сумма потоков

энтропии из системы, соответственна.

В условиях теплового равновесия на границах системы с окружающей средой справедливо соотношение:

К-Щ (21)

где Wo, V/) - мощность диссипации энергии в системе и на границах с окружающей средой.

Диссипация энергии в системе представляет переход механической энергии движущихся потоков металла в тепловую энергию в результате внутреннего трения в расплаве. Сумма мощностей диссипации на границах системы представляет собой мощность расширения газа за исключением диссипации при трении на границах. Количественно определить последнюю величину не представляется возможным из-за недостатка информации о процессах, протекающих на границах. Но в любом случае о -величине диссипации энергии в системе, которая численно равна работе перемешивания, можно судить косвенно по работе расширения газа. Работу, совершаемую газом, можно оценить по разности энергии газа в начальном н конечном состоянии. Выбирая наиболее общий случай, (политропа), получили:

(22)

/1—1

где Ь|.2 - работа, совершаемая газом в расплаве на пути от точки ввода "1" до точки выхода "2й; п - показатель политропы

Для определения суммарной работы перемешивания решали задачу теплопроводности в нестационарном режиме. Задачу решали для краевых условий первого рода, не. принимая во внимание конвективный теплообмен внутри пузыря.

Принимая, что величину коэффициента к[ в ур.(4) можно представить в виде:

определили величину коэффициента р по опытным данным. Данные, полученные для различных типов продувочных устройств и присадок с различным сродством к кислороду, хорошо аппроксимируются следующими выражениями (табл.3): .

Таблица 3 *

Значения коэффициента р для различных присадок и продувочных устройств

Вид продувочного устройства Р

Активные по отношению к кислороду присадки Неактивные по отношению к кислороду присадки

Круглое сопло Ю-З ехр^^-Ю '•Я') 5.07 • ехр{7.03 • 10 ' • ТУ)

Пористое сопло 3.72 • ехр(9.73 • 10 * IV)

Неоднородность, формируемую путем разового ввода прпсадок, например кусковых ферросплавов, в ковш во время внепечной обработки, можно описать уравнением:

(То = 0.094-е"000"^,-^ Я = 0.945 (24)

где я - масса введенной присадки.

Окончательно, ур.(6) для случая ввода присадок в ковш на У ДМ можно записать:

а ш 0.094 .е--«*"* _/_£_ . * '' ¡Г '. (25)

4.5. Анализ работы продувочных устройств.

В работе опробовали различные конструкции фурм. Однако результаты, представленные на рис.3 и в табл.3 свидетельствуют об отсутствии значимых отличий в работе фурм с круглым и щелевым соплами. Анализ процесса истечения газа >и круглого сопла в расплав показал, что при используемых диаметрах фурм (10-38 мм) возможно прошиашБепие расплава внутрь фурмы. Предотвратить попадание металла внутрь фурмы может только организация истечения газа в струйном режиме, что будет иметь место, когда модифицированное число Фруда

Р«и о

(Лг'.а.--— ) превысит 2500. Для наиболее важного практического случая

рАЪ

продувки расплава аргоном это соответствует условию:

и2

-2-¿1.033-10' (26)

¿о

где Но - скорость газа на срезе сопла.

Скорость истечения газа оценили с учетом возможных потерь на трение при движении по трубопроводу, а также с учетом возможного нагрева газа при прохождении внутри фурмы, погруженной в расплав. Установили, что струйный режим истечения, позволяющий предотвратить проникновение металла внутрь сопла достигается при существенно меньших размерах сопла по сравнению с используемыми. При этом у использованных щелевых сопел площадь поперечного сечения канала оказалась намного больше критической, то есть во время продувки в них возможно проникновение металла, что ведет к нарушению профиля сопла и расчетного режима истечения газа.

4.6. Усреднение металла по температуре

Данные по изменению температуры аппроксимировали выражением:

Я = (27)

де е

В табл.4 представлены параметры ур.(27) для ковшей различной вместимости и время усреднения расплава по температуре, рассчитанное по ур.(27) с учетом погрешности определения функции скорости изменения температуры.

Таблица 4

Параметры ур.(27) и количество газа, необходимого для усреднения по температуре для ковшей различной вместимости

№ п/п Предприятие А В 0,м3

1 СОРЗ 10 10.62 9.46 2-5

2 БМЗ 100 6.88 2.37 17

3 КарМК 300 4.33 4.65 5

4 НЛМК 330 2.97 4.56 6

Видно, что зависимость количества газа, необходимого для усреднения расплава по температуре, качественно воспроизводит картину зависимости продолжительности циркуляции от вместимости ковша и при этом значительно меньше практикуемых для усреднения расплава по химическому составу. То есть гомогенизация по температуре не будет определять общую продолжительность внепечной обработки.

5. Определение параметров модели иассообмена

5.1. Описание свойств металлической фазы

Изменение энергии Гиббса происходит в результате протекания процессов массообмена на границах системы. Исходя из принципа

локального равновесия И.Прнгожийа, возможное изменение энергии Гиббса будет определяться концентрациями (активностями) реагирующих компонентов в контактирующих фазах. В соответствии с теоремой Байеса для полной вероятности это положение можно описать соотношением: &в£ ш Тр,. Щ (28)

где Д(3Е,ДО/ - суммарное изменение энергии Гиббса системы и в результате протекания частной реакции, соответственно;

Р1 -вероятность протекания частной реакции. Так как изменение энергии Гиббса происходит в результате процессов, протекающих на границах системы, очевидно, что вероятность протекания частной реакции в ; перемешиваемой системе будет определяться продолжительностью контшсга расплава с данной межфазной поверхностью. В межфазных массообменных процессах участвуют как минимум 2 фазы, причем в некоторых случаях (футеровка, атмосфера) состав фазы можно принять постоянным, в других случаях (шлак, металл) состав меняется. Решение проблемы описания взаимодействия 'фаз, как задачи с распределенными параметрами, бесперспективно: есть опыт решения для расплава металла, но полученные результаты в настоящий время нельзя считать готовыми х практическому использованию, а применительно к процессам, протекающим в шлаке при продувке расплава инертным газом задача не ставилась.

Исходя из принципа локального равновесия И. Пригожииа весь объем металла можно разбить на 2 части - объем металла в реакционной зоне, то есть участвующий в межфазном взаимодействии и достигший локального равновесия, и весь остальной объем расплава. Объем реакционной зоны определяется гидродинамической обстановкой в системе, то есть интенсивностью перемешивания расплава. Исходя из стохастического характера процессов, протекающих в системе во время продувки, можно записать:

а =. 1<1[ ■ р, -с/л

(29)

где а,,а • активность компонента, который может принять участие в реакции, то есть лежащая в диапазоне всех возможных значений на данной плавке, и активность компонента, непосредственно участвующего в процессе;

Р1 - вероятность появления у межфазной поверхности порции металла с определенным значением активности компонента гц.

На рнс.4 показан пример обработки данных по концентрациям марганца и алюминия сразу после ввода присадок в копш. Видно, что практически мгновенно после ввода характер распределения присадок в пределах контура циркуляции приближается к нормальному. То есть величину р! в ур.(29) можно описать, используя выражение для плотности распределения нормального закона распределения:

Ур.(ЗО) - начальный момент первого порядка, то есть математическое ожидание. Для дискретных величин момент первого порядка можно оценить как среднее арифметическое значений, полученных в пределах одного контура циркуляции. : ■

5.2. Гидродинамические характеристики системы Определить величину р| в ур. (28) можно, зная геометрию системы, продолжительность периода циркуляции и предполагая, что в процессе одного цикла циркуляции весь металл проходит через реакционную зону. П этом случае величина р| изменения энергии Гнббса в результате

(30)

протекания частной реакции будет определяться продолжительностью контакта порции металла именно с данной межфазной поверхностью. Для оценки площади контакта металл-футеровка достаточно знать геометрические размеры системы, а для оценки аналогичной величины на границе металл-атмосфера и металл-шлак необходимо знать площадь пятна металла, оголяющегося из-под шлака во время продувки

Изменение концентрации и характера распределения элементов-индикаторов после ввода в расплав

ы

1Мп],%. 1.4

V..

[АО.%.

1000

1500

время продувки, с Рис.4

Кроме того, как следует из модельных исследований характера поведения металла во время продувки с сосредоточенным подводом дутья, контур циркуляции по сути представляет из себя 2 смежных контура, соприкасающихся между собой в области двухфазного газожидкостного потока, то есть необходимо учитывать реакции, протекающие и на границе вдуваемого газа с металлом.

Величину в ур.(28) определили экспериментально, изучив форму и размеры "буруна" (диаметр, высота и площадь), то есть место выхода на поверхность двухфазного газожидкостного потока, при использовшпга стандартной фурмы с круглым, щелевым соплами и пористой вставкой на ковшах различной вместимости. Предполагая, что в наивысшей точке подъема газожидкостного потока кинетическая энергия расплава полностью превращается в потенциальную, оценили скорость движения металла в области газожидкостного потока: в зависимости от интенсивности продувки она колебалась в пределах от 2 до 3 м/с. Даже при минимальной общей продолжительности цикла циркуляции для ковшей вместимостью 350 т около 180 с можно пренебречь временем нахождения металла в этой области по сравнению с продолжительностью контакта с футеровкой и шлаком: максимальная ошибка определения р| частных реакций на границах металл-шлак, металл-атмосфера и металл-футеровка при этом не превысит 1%. Кроме того не следует ожидать значительного развития реакций на границе металл-инертный газ.

5.3. Определение времени усреднения шлака

Корректное описание процессов на границе шлак-металл требует знания законов релаксации неоднородности шлака. Однако ввиду ¡>шой сложности процесса (большая степень гетерогенности пи., л-, -юго расплава) время усреднения шлака, а тем более изменение неоднородности в процессе продувки металла ранее не изучались. Поэтому в работе исследовали процессы усреднения шлака, что позволило исключить из рассмотрения период нестабильности н использовать для обработки данные, относящиеся к полностью усредненному >>.*аковому расплаву, когда состав пробы, отобранной в локальной точке слоя шлака, соответствовал составу всей фазы, в том числе контактирующей с металлом.

Время усреднения шлака определяли 2 способами. По первому варианту в ковш на поверхность шлака во время продувки на У ДМ вводили 70-100 кг извести, а о достижении усредненного состояния судили по стабилизации ее концентрации. Однако этот способ не позволял использовать данные всех опытных плавок, при обработке результатов, полученных с его помощью, невозможно предложить надежный критерий усреднения, и, главное, при существующей схеме наведения шлака- ввод присадок в ковш во время выпуска, формирование н усреднение шлакового расплава начинается уже во время выпуска металла, то есть на усреднение реального шлака требуется меньше времени по сравнению с вводом присадок на У ДМ. Для определения времени усреднения по втором)' варианту разработали модель прогноза количества и состава покровного ковшевого шлака и с ее помощью изучили закон изменения расхождения между фактическим и рассчитанным содержанием (СаО) в шлаке. О моменте наступления усреднения судили по стабилизации концентрации величины Д(СаО).

5.3.1. Модель прогноза массы и состава ковшевого шлака При разработке модели использовали данные всех заводов по изменению массы и состава покровного ковшевого шлака В качестве источников формирования рассматривали шлакообразующие смеси, ферросплавы, раскислители' и легирующие, . размывание футеровки. Учитывая, что наиболее интенсивно футеровка размывается в районе шлакового пояса, количество шлака в ковше можно описать уравнением: + -а(1-ехр{-Ы}Х1+«) (31)

где чг, я»,» Чфут • количество шлака в ковше, образующееся во время обработки за счет всплываяня нерастворившихся компонентов шлаковой смеси и неметаллических включений, а также за счет размывания футеровки, соответственно;

а - полная масса шлака, образующегося за счет всплывания компонентов в шлак;

Ь - коэффициент, учитывающий влияние условий обработки на скорость всего процесса в целом;

с - коэффициент, учитывающий скорость размывания футеровки.

В свою очередь:

а - Чш+< 1 -Пм»)Ом*+< 1 -ПиХ^а + (1 -ЛлООл) + Я™«. (32)

где Ома, Оя, Ом - количество марганца, кремния и алюминия, вводимых в ковш во время выпуска и внепечной обработки, соответственно; « '

Пмп. Лвь Пл1 - усвоение марганца, кремния и алюминия, вводимых в ковш в виде ферросплавов, соответственно;

с{и> • количество печного шлака, попавшего в ковш во время выпуска; Чем«» - количество покровного шлака, образующееся из присаженной шлаковой сысси.

Степень усвоения элемента-раскислитсля, к которым относятся кремний, марганец и алюминий, будет зависеть от присадок в расплав и других элементов, особенно с повышенным по сравнению с ним сродством к кислороду. Методом множественного регрессионного анализа были построены зависимости, позволяющие рассчитывать степень усвоения присаживаемых элементов с необходимой точностью (табл.5).

Таблица 5

Результаты множественного регрессионного анализа усвоения элементов в ковше

№ Завод Число Уравнение регрессии Я1

п/п плавок

1 МКА, БМЗ, 104 • Ьп^/СЫ - -0.174Си -0.060й - 0.93

НЛМК 0.025()А1

Продолжение табл.5

2 МКА.БМЗ 60 ЬпМОм«) = -0.143(2™ -0.21 90А1 0.98

МКА 44 Ьп(г(/Омп) " -0.132<3тп -0.024<},| -0.2240^ 0.99

4 МКА, БМЗ 88 - -О.ПЩй - 0.025 0.93

5 МКА 44 1п(т1^) = 0.228Ч.( -0.131сы 0.98

б МКА, НЛМК 60 1п(п^А.)--0.103(и1 0.95

5.3.2. Модель усреднения шлака

Время усреднения шлака определяли, моделируя закон изменения величины: •

Л(СаО) = (СаО)^, - (СаО)^. (33)

Так как перемешивание шлака осуществляется только за счет энергии движущегося металла, для границы металл-шлах можно записать:

V V

(34)

где Уме, V, - средневзвешенная скорость движения металла и шлака у поверхности раздела, соответственно; W- масса металла; Ql • масса шлака; х - время контакта фаз;

а - коэффициент пропорциональности, учитывающий степень передачи импульса движения от металла шлаку.

Количество газа, которое нужно пропустить через расплав для гарантированного усреднения шлака, можно определить, используя выражение:

б-

0126. И^4/3

Я-0.81

(35)

9 - схр|-0214 • И'1'3• ехр|о£3- №'1/51

где О- количество газа, которое нужно пропустить через расплав для полного усреднения шлака;

Я - относительная масса шлака; - вместимость ковша.

На рис.5 представлены фактические данные по времени усреднения шлака для ковшей различной вместимости н показана аппроксимирующая функция (ур.Э5).

Зависимость времени усреднения шлака от вместимости ковша

Рис.5

Характер изменения величины (^/ц качественно воспроизводит зависимость продолжительности периода циркуляции и

продолжительности усреднительной продувки по температуре от вместимости ковша.

6. Использование модели для прогнозирования состава н неоднородности расплава

Применимость модели для прогноза состава и неоднородности расплава опробовали на независимом массиве данных, полученном в условиях ККЦ МК "Азовсталь". Исходя из геометрических размеров системы, глубины погружения продувочной фурмы, толщины слоя шлака в ковше, размера зоны "буруна" и интенсивности продувки получили:

р. = 0.025, р«,-0.1459, рф «0.8292 (36)

где р», рш, Рф - коэффициенты, отражающие долю реакций, протекающих на границе металл-атмосфера, металл-шлак, металл-футеровка, соответственно.

Так как на опытных плавках толщина слоя шлака не превышала 0.43 м," то есть всегда происходило оголение зеркала металла из-под шлака, учитывали все частные реакции, протекающие на межфазных границах -металл - шлаг, металл - атмосфера, металл - футеровка.

Величину коэффициента кг рассчитывали, используя начальное и конечное состояния системы по активностям всех компонентов, входящих в систему. Для обработки брали данные, относящиеся к полностью . усредненному металлу. Для расчетов активностей отдельных компонентов металлического расплава пользовались методом Вагнера.

Из всех возможных реакций в системе выделили реакции, оказывающие наибольшее влияние на величину энергии Гиббса, то есть протекающие с наибольшим изменением энергии Гиббса. Учитывая особенности рассматриваемой системы (открытая система, контакт с окислительными фазами), учитывали окислительно-восстановительные процессы с участием элементов, присутствующих в расплаве в значительных количествах. Такими элементами являются кремний, марганец и алюминий. Из компонентов шлаковой фазы выбирали те,

концентрация которых с учетом сложившейся практики работы на данном предприятии, достаточно высока. Изменение энергии Гиббса на всех межфазных границах системы можно представить в виде зависимости;

AOi - p,AG. ♦ p^AG^ +p0TAGH (3 7)

где AG» ЛОо» Двф - изменение изобарно-изотермического потенциала в результате протекания реакций на границе металл атмосфера, металл-шлак и металл-футеровка, соответственно.

Окончательно:

кг> 1Т>1 -U6» 0.515 0.511 ут/

0.jiîij -0.0365 -0j11 (38)

где П(а() -произведение активностей всех компонентов металлического расплава, не участвующих а массообмениых процессах на границе системы. Разделяя переменные н интегрируя ур. (И) по частям, получаем:

Ц -us7 njsj л0л)Т~Г/ \ , , .

<*м [[{а,Уа*д-ащ 'амю jf = Г0348krfr)

Ц -1.351 од» 031) т~г/„ \ _0.219 <ш \ ш i

А -<*а -Ом, -.1 l\ai-J'a4°> ,ащ 'амо 70 4 W '

,0.21» „-йю7 „-л311

Обработав результаты всех опытных плавок совместно, установили, что при продузке через фурму с круглым соплом к^в 0.055, при продувке через фурму с пористым соплом к2» 0.044.

Пользуясь ур. (15) и полученным значением к:, можно рассчитали величину энергии Гиббса системы в произвольный момент времени (вр), Величину выразили через активность кислорода, в максимальной

степени определяющем окислительно-восстановительные свойств« системы. После преобразований получили:

=/гг-- ' ^" ~ +аобб99)

Подставляя полученное выражение в ур.(16). находили' величину активности кислорода в реакционной зоне и, используя его, находили значение коэффициента распределения серы из ураанення:

785

184 - +- 18«0 -+1.277

где С. -сульфидная емкость шлака.

Отсюда

! + >£

где [Бо], [Бр] - содержание серы в проработанном объеме до начала обработки и после, соответственно;

у - отношение массы шлака к массе металла; Ь - коэффициент распределения серы.

Текущее содержание серы в металле определяли из соотношения:

IV

Результаты сравнения фактических и расчетных концентраций серы после обработки расплава с помощью фурмы с круглым и пористым соплами представлены на рис. 6 (11=0.96). Аналогичные по точности результаты были получены и для кремния (Я—0.91), как для фурмы с круглым, так и с пористым соплом. Полученные соотношения является по существу функциональными, что свидетельствует о достоверности модели и позволяет использовать ее результаты в системах прогноза.

Сравнение фактических и расчетных содержаний серы в металле в конце обработки на У ДМ при продувке расплава через фурму с круглым и пористым соплом

Б ф, %

Рис.б

и

Дисперсию, возникающую в результате межфазного массообмена, оценивали по уравнению:

МСо-С,)2-^-^' (40)

Оказалось, что при существующих условиях дисперсия, возникающая в результате межфазного массообмена и по сере и по кремнию, незначительна, то есть скорость релаксации неоднородности превышала скорость се формирования.

Практическое использование результатов работы

Результаты, полученные в работе, позволили проанализировать практику работы установок по доводке металла, предложить мероприятия по их совершенствованию и разработать новые технологические приемы внепечной обработки.

Приоритетной задачей внепечной обработки является получение перед разливкой однородного по составу и температуре металла - содержание отдельных примесей имеет смысл регулировать только при ее эффективном решении. Необходимую продолжительность внепечной обработки, как правило, определяют как время усреднения расплава по составу и температуре. При этом время усреднения по концентрации элемента-индикатора определяется как момент, когда концентрация попадает в доверительный интервал, рассчитанный исходя из точности определения концентрации этого элемента. Однако данный метод можно корректно применять только при описании поведения неактивных по отношению к кислороду элементов. Во всех остальных случаях концентрация элемента за счет окисления будет меняться постоянно. Очевидно, что "усреднение" наступит тогда, когда расплав будет наиболее однороден. Если для характеристики неоднородности использовать момент второго порядка, то условием "усреднения" будет являться

минимальная дисперсия или с.к.о. Разработанная методика определения момента усреднения проиллюстрирована на рис.7: усреднение наступает тогда, когда неоднородность расплава по составу становится меньше фактической погрешности определения концентрации элемента* индикатора.

Методика определения момента усреднения .

» I г...».

Рис.7

Анализ практики работы отечественных заводов с точки зрения выбора оптимальной продолжительности усреднительной продувки с помощью разработанного подхода показал, что существуют значительные возможности сокращения общей продолжительности времени внепечноЙ обработки (рнс.8).

При этом избыточная с точки зрения релаксации неоднородности продолжительность продувка нецелесообразна, так как не приводит к повышению однородности расплава.

Сократить время продувки я повысить однородность расплава можно, если операции по раскислению и легированию проводить в ковше во время

з»

выпуска и использовать для его перемешивания энергию струи падающего металла.

I

Сраавеже фштпескогг »ргмгж 1фаду>к> ■ «реме», кеобходкмого для тср<дм«яи.

ю м

' Вр«ы» щюягнц мм<

Рнс.8

Однако установлено, что усреднение ад время выпуска не достигается: по ходу выпуска уменьшается скорость поступления металла в ковш и одновременно увеличивается глубина расплава в ковше, то есть объем "мертвой зоны". Для устранения отмеченного недостатка была разработана и впервые реализована на РМЗ технология продувки металла в ковше инертным газом через шиберное разливочное устройство во время выпуска. Установлено, что при наполнении уже половины ковша мощность перемешивания за счет вдуваемого газа начинает превышать мощность падающей струи металла. Реализация разработанной технологии позволила повысить однородность литого металла, снизить отбраковку блюмов по поверхности на 50-70%, на 3-6% увеличить выход труб первого сорта.

э»

Недостатком разработанной технологии являлась невозможность приостанавливать и возобновлять продувку. Данную проблему решили, использовав продувочное устройство с пористым соплом. Число отказов разработанного устройства не превышало аналогичной величины для стандартного устройства с круглым соплом, обшая продолжительность продувки через устройство достигала 7 мин, при этом делали до 4 перерывов продувки, в том числе производили продувку во время выпуска и на У ДМ.

Разработанная конструкция фурмы с пористым соплом была использована для модернизации погружных продувочных фурм, что позволило соединить преимущества фурмы (простота и надежность) с преимуществами продувки через пористые огнеупорны (более мягкая продувка). Применение пористого продувочного устройства практически не отражается на продолжительности усреднительной продувки но при этом позволяет уменьшить площадь контакта металл-атмосфера, а также уменьшить турбулизацию металла на границах системы и тем самым уменьшить скорость массообменных реакций: в результате эксплуатации разработанной фурмы угар алюминия уменьшился на 9%, марганца на 4%, содержание азота снизилось на 7 ррт, общее содержание неметаллических включений снизилось яа 42% по сравнению с рядовыми плавками. Данный результат использовали при разработке технологии производства автолистовой стали 08Ю с гарантированно низким содержанием азота.

В том случае, когда в расплав вводят высокоактивный по отношению в кислороду элемент, например алюминий, кальций и т.д. способ введения его в расплав приобретает особое значение: в этом случае интенсивное перемешивание приводит х сильному развитию процессов окисления на межфазных границах и, как следствие, потерям элемента. Ситуация осложняется тем, что высокоактивные материалы как правило имеют низкий удельный вес, что затрудняет распределение элемента по объему,

ковша. Поставленную задачу успешно можно решать только при помощи современных способов ввода реагентов, таких как инжекция а струе инертного газа-носителя я ввод в виде проволоки с помощью трайб-аппаратов. До настоящего времени отсутствовал сопоставительный анализ результатов применения порошковой проволоки и инжекции в струе инертного гяза-носнтеля, что затрудняло выбор технологии ввода реагента. Результаты исследований по обработке расплавов чугуна гранулированным магнием и стали порошком силикокальция, проведенных на АО НЛМК показали, что при правильной организации технологии ввода реагента а обработки расплава эффективность использования реагента, вводимого а виде порошковой проволоки, сопоставима с результатами, достигаемыми при инжекции в струе инертного газа носителя. При этом использование порошковой проволоки является более простой, гибкой и дешевой технологией по сравнению с ннжекцией.

Преимущества ввода высокоактивного реагента (алюминия) в виде проволоки были использованы при разработке и внедрении в ККЦ-2 НЛМК технологии регулирования концентрации алюминия в металле по величине термоэффекта. После введения и распределения по объему ковша определенной порции катанки (в зависимости от вместимости ковша) металл продувают для усреднения по температуре. При этом масса первой порции катанки выбрана таким образом, чтобы произошло полное раскисление металла. По изменению температуры расплава после введения катанки можно определить количество алюминия, пошедшего на раскисление расплава и тем самым более точно определить количество алюминия, необходимого для получения требумоемой концентрации. Разработанная технология позволяет получать содержание алюминия в расплаве в узких пределах, ближе к нижней границе допустимых значений.

Результаты работы были положены в основу технологии обработки расплава реагентами на основе металлического кальция (кальций-алюминиевая проволока). Результаты экспериментов, проведенных в ККЦ-1- НЛМК. мартеновском и кислородно-конвертерном цехах АО "Северсталь" показали, что пироэффекта даже при введении повышенных количеств кальция, можно избежать, распределяя кальций равномерно по объему расплава. Установили, что при содержание кальция в расплаве практически линейно зависит от количества введенной проволоки я скорости ее подачи. Пропорционально количеству введенной проволоки сокращается количество неметаллических включений, изменяется их морфология н размеры. Легко регулируется и прогнозируется содержание серы и алюминия в стали. Падение температуры при использовании тахой проволоки меньше, чем при ннжекции силикокальция в струе инертного газа-носителя. При этом появляются возможности по обработке сталей с регламентировано нпзкям содержанием кремния. В результате обработки сталей 17Г1С и 17ГС ударная вязкость готового металла при отрицательных температурах возросла на 40-50%, а 0\УТТ возрос до 100%.

Результаты работы также использовались при отработке технологии рафинирования металла от серы активными шлаковыми расплавами в условиях ККЦ МК "Азовсталь". Были определены режимы, позволяющие активизировать взаимодействие шлак-металл за счет уменьшения пятна металла, оголяющегося из-под шлака, а также за счет более интенсивного перемешивания шлака. Но так как даже при использовании этих мероприятий шлак полностью не реализовывал свою рафинировочную способность, разработали технологию рециркуляции шлака.

Общи* выводы оо работе

1. Разработаны принципы описания системы "стялермливочный ковш" как открытой стохастической системы, поведение которой определяется совокупностью всех процессов, протекающих как в системе (массоперенос), так и на ее границах (массообмсн).

2. Теоретически обосновано в экспериментально доказано, что состояние системы можно однозначно описать с помощью единственной характеристики энергии Гнббса, полностью обеспеченной расчетными параметрами.

3. Поведение системы однозначно определяется степенью пространственной неоднородности, величиной и характером внешних воздействий на систему. Разработана методика определения пространственной неоднородности по фактическим данным и описан закон ее изменения при продувке расплава в ковше инертным газом.

4. Разработана методика физико-химического описания сложных стохастических металлургических многофазных систем, базирующаяся на понятии "локального равновесия" с учетом возможности одновременного протекания совокупности массообменных процессов на различных межфазных границах.

5. Экспериментально изучен процесс гомогенизации расплава в сталеразливочных ковшах различной вместимости (10-350 т) с использованием различных типов продувочных устройств. Предложен критерий однородности, разработана зависимость для определения продолжительности усредннтелыюй продувки в зависимости от исходной неоднородности расплава (масса н тип присадки), типа продувочного устройства и расхода газа.

6. Экспериментально определена и описана продолжительность периода циркуляции расплава в ковшах различной вместимости с газовым

перемешиванием оря использовании различных типоа продувочных устройств.

7. Вл«рми азучем процесс гомогенизация шлака. Показано, что пря существующей практике амелечной обработки (ввод присадок а ковш во врем* выпуска) процесс усреднения шлака по составу и расплава по температуре не определяют продолжительность »непечной обработки.

I. Проанализирована работа различных типов продувочных устройств. Показано, что за счет выбора продувочного устройства можно регулировать скорость массообмеиных процессов на межфазных границах,

9. Проанализирована практика проведения усредннтепьной обработки участков виепечной обработки кя различных предприятиях России и СНГ. Показано, что режим продувки может быть оптимизирован, что способно привести к сокращению общего времени обработки и, ках следствие, к снижению затрат по переделу.

10. Изучена технология ввода в расплав реагентов путем янжекцни в струе инертного газа-носителя ■ в виде проволоки. Показано, что при правильной организации технологии ввода и обработки расплава эффективность использования реагента, вводимого в виде проволоки, не ниже по сравнению с инжекцией его в струе газа-носителя.

II. Разработанная модель позволяет прогнозировать изменение состава к неоднородности расплава по всем элементам во время виепечной обработки в зависимости от внешних воздействий на систему. Модель позволяет управлять процессом виепечной обработки а масштабе реального времени и может быть использована при построении АСУ ТП.

12. Теоретические результаты, полученные в работе, были использованы пря разработке следующих технологий виепечной обработки:

12.1. Оптимизация режима усредни тельной продувки в условиях ККЦ-2 НЛМК, ККЦ КарМК, БМЗ, ККЦ МК "Аэовсталь";

12.2. Получение малоазотистой автолистовой стали 08Ю • условиях ККЦ-2 НЛМК;

12.3. Повышение эффективности перемешивания металла во »рема выпуска за счет применен и« вдувания инертного гам ■ расплав через шиберное разливочное отверстие стальковша через фурму с круглым соплом и пористой вставкой;

12.4. Повышение степени рафинирования металла от серы при помощи активных покровных шлаков в условиях ККЦ МК "Азовсталь" ж повышение степени использования рафинирующей способности шлаков, в том числе многократное использование шлаков;

12.3. Регулирование скорости межфазного массообмсиа при помощи продувочных устройств различных типов.

12.6. Совершенствование технологии обработки расплава активными элементами с помощью инжекцин реагента в струе инертного газа-носителя я при помощи порошковой проволоки, вводимой с помощью трайб-аппарата, а том числе на основе металлического кальция, а также регулирование концентрации алюминия в расплаве по величине термоэффекта.

Основное голгрзгэнпе диссертации пзложгпо в публикациях:

1. Технология продувки в ковше аргоном шпхоуглеродистой стали 08Ю / С. В. Kaiaxos, В.В Рябое, В В. Макашов и др. // Сборник трудоз Челябинского политехнического института, г. Челябинск. 1981. Хэ 263. С.80-85.

2. Производство ннзкоуглероднстой конвертерной стали с применением циклической продувки и внепечной обработки / C.B. Кашков, M A. Пожнвамоз, С.А. Ивлев и др. //Черная металлургия. Бнжлсгень института Черметинформадия. 1986. Hi 22. С.40-42.

3. Усреднение жидкого металла в ковшах большой емкости/ C.B. Kaiaxos. Л Г Свяжин, Ю.Е. Шмелев и др. //Сталь. 1998. Kt 7. С.25-28.

4. Казаков С В., Сыгжии А.Г.. Думп И.Ю. Перемешивание жидкой стали гаэом а процессах ковшеяой мгталлургнн//Теорня и практика перемешивания s жидких средах. Л. 1982. С.90-93.

5. Казакоз C.B., Свжхин А.Г., Думп П.Ю. Время перемешивания по составу и температуре при продувке жидкой стали в коише// Извсстня АН СССР. Металлы. 19S3. С. 5-12.

6. Улучшение качества стали при продувке металла в коэше через шиберный затвор/ Т.А. Шатиришвили, Б.Г. Кашакашвили, C.B. Казаков и др.// Сталь. 1989. m 7. C.32-3S.

7. Поглощение азота при продувке стали азотом п ковше через шиберный ззтвор / Б.Г. Кашакашвмли, С.А. Ивлев, C.B. Казаков и лрУ/ Сталь. 1990. }t¡ 3. С.40-43.

8. Модель рафинирования металла в ковше от серы активными шлаковыми смесями/ C.B. Казахов, ОЛ. Пошиноэ, А.Г. Свяжин, М.А. Пожиналоэ //Тепло- и иассообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов, г. Мариуполь. 1991. Часть 1. С.36-33.

9. Продувка жилкой стали аргоном через погружаемую фурму с различной геометрией сопла/ C.B. Казаков, В В. Рябов. ДА. Романович и др.// Физико-химические основы металлургических процессов. Труды десятой всесоюзной конференции. M.: 1991. часть III. С. 134-135.

10. Определение оптимальной продолжительности продувки расплава инертным газом/ М.А. Поживанов, C.B. Казаков. А.Г. Свяжин к др.// Сталь. 1991. As 9. С.21-23.

11. Десульфурация металла в ковше активными шлаковыми смесями/ М.А. Поживанов, C.B. Казаков, А.Г. Свяжин и др.// Металлургическая и горнорудная промышленность. 1991. Ni 4. С.35-38.

12. Казаков C.B., Алексеев ДИ., Свяжин А.Г. К вопросу закупоривания продувочных фурм для внепечной обработки// Изв. В УЗ 4M 1993 № 3. С.31-35.

13. Усреднение металла при продувке инертным газом / C R Казахов, А.Г. Свяжин, Ю.Е. Шмелев и др.// Труды первого конгресса сталеплавильщиков, М.: 1993. С.215-217.

14. Использование погружаемых фурм с пористой вставкой для продувки жидкой стали/ А.Г. Свяжнн, Д.А. Романович, C.B. Казаков и др.//Сталь. 1993. №8. С.31-33.

15. Порционное раскисление малоуглеродистой нестареющей стали алюминиевой катанкой/ В.Н. Хребин, ЮФ. Суханов, С.В Казаков и др.//Стш!ь. 1995. № 8. С.20-21.

16. Рафинирование металла реагентами на основе металлического кальция/ C.B. Казаков, A.A. Неретин, A.C. Лавров и др. // Труды 3-го международного симпозиума по улучшению качества жидкого чугуна и стали. Магнитогорск. 1996. С.26-29.

17. Повышение качества -трубного металла кальций-алюминиевым реагентом / C.B. Казаков. A.A. Неретин, В.В. Капнии и др.//Сталь, 3997. Si 6. С.29-35.

18. Improvement of tube metal quality by means of a calcium-aluminium feageni / S.V. Kazakov, AA. Nerctin, V.V. JCepnin etc. //Steel in translation. 1997. Vol.27. № 6. P.30-39.

19. Onwr обработки металла гальинЛ-алюмнииеаы*» реагентом на усталcm*e «ява-печь/ СП. Kaosxoa, А.А. Неретни, С.М. Чуммов п др. // Сталь. 1998. >6 5. С. 18-22.

Подписано в печать Ус издат. листов № заказа __Тираж 400

Московский институт стали и сплавов 117936, Москва, Ленинский проспект, 4 Типография МИСиС, ул. Орджоникидзе 8/9

"> с а у

{Ч вЬ 33 Г.: I, ¡Щ»

Московский государственный институт стали и сплавов :ЬсС ^тсх1Ю^тогический университет)

КАЗАКОВ Сергей Васильевич

РАЗРАБОТКА ТЕОРЕТИЧЕСКИХ ОСНОВ И МЕТОДОВ УПРАВЛЕНИЯ СОСТАВОМ И НЕОДНОРОДНОСТЬЮ РАСПЛАВА В СТАЛЕРАЗЛИВОЧНОМ КОВШЕ НА ОСНОВЕ СИСТЕМНОГО АНАЛИЗА ОТКРЫТЫХ СТОХАСТИЧЕСКИХ

СИСТЕМ

Специальность - 05.16.02 - "Металлургия черных металлов'

Диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

/г ^

Москва -1998

СОДЕРЖАНИЕ

Введение......................................................5

1. Анализ особенностей изучаемого объекта и выбор

метода его описания............................................7

2. Основные положения модели.................................12

3. Модель прогноза состава и неоднородности расплава...............15

3.1. Неоднородность свойств системы............................15

3.1.1. Создание неоднородности путем введения присадок

в расплав.............................................15

3.1.2. Создание неоднородности в результате протекания процессов межфазного взаимодействия...................16

3.2. Изменение свойств системы................................18

4. Определение параметров модели перемешивание расплава..........20

4.1. Анализ возможных подходов к описанию процесса

перемешивания.........................................20

4.2. Анализ промышленных данных по перемешиванию

расплава.............................................38

4.3. Методика и условия проведения эксперимента.................44

4. 4. Объем первичных опытных данных..........................54

4.5. Методика обработки результатов эксперимента.................59

4.5.1. Точность определения химического состава металла.........60

4.5.2. Возможности линейного регрессионного анализа при описания поведения сложных металлургических

систем..............................................62

4.5.3. Определение неоднородности расплава...................67

4.6. Модель перемешивания расплава и релаксации неоднородности...........................................72

4.7. Анализ работы продувочных устройств......'................88

4.8. Усреднение металла по температуре........................115

5.Определение параметров модели массообмена...................120

5.1. Анализ возможных подходов к описанию процессов массообмена...........................................120

5.2. Методика описания процессов массообмена.................126

5.3. Методика обработки опытных данных.......................131

5.3.1. Определение времени усреднения шлака.................131

5.3.1.1. Модель прогноза состава и количества

покровного шлака................................133

5.3.1.2. Определение времени усреднения шлака с

помощью модели................................151

5.3.2. Определение гидродинамических характеристик

системы........................................... 158

6.Использование модели для прогноза состава и неоднородности расплава в сталеразливочном ковше при продувке

инертным газом.............................................164

7. Практическое использоание результатов работы..................176

7.1. Критерий усреднения и анализ практики усреднительной продувки...............................................176

7.2. Повышение эффективности перемешивания расплава...........181

7.2.1. Перемешивание расплава газом во время выпуска из

сталеплавильного агрегата через фурму с круглым

соплом.............................................182

7.2.2. Перемешивание расплава газом во время выпуска из

сталеплавильного агрегата через фурму с пористой вставкой............................................192

7.2.3. Обработка металла в ковше через фурму с пористой

вставкой............................................200

7.3. Регулирование скорости массообменных процессов во время внепечной обработки расплава в сталераз-ливочном ковше.........................................207

7.3.1. Регулирование скорости массообменных процессов

путем применения продувочных устройств различных типов...........................................207

7.3.2. Анализ практики введения реагентов в расплав путем инжекции в струе инертного газа-носителя и в

виде порошковой проволоки............................213

7.3.3. Регулирование содержания алюминия в расплаве по

величине термоэффекта................................225

7.3.4. Обработка расплава высокоактивными реагентами

на основе металлического кальция.......................230

Общие выводы по работе......................................262

Список литературых источников.................................265

Приложения.................................................293

Введение

Внепечная металлургия на сегодня практически единственное доступное средство повышения качества металла - служебных свойств металла за счет точного регулирования состава, улучшения структуры литого металла и рафинирования расплава от вредных примесей и неметаллических включений, не требующее кардинальной реконструкции существующего металлургического оборудования [1-4]. С другой стороны внепечная металлургия позволяет поднять производительность металлургического комплекса [4-9]. Поэтому сегодня она превратилась в обязательный элемент технологического процесса. При этом самым простым и распространенным способом является продувка металла в ковше инертными и нейтральными газами [7-13]. Обычно при внепечной обработке решают следующие задачи:

1. Подготовка металла к разливке, прежде всего непрерывной, по составу и температуре, что предполагает прежде всего попадание в узкие пределы по содержанию основных легирующих элементов [4, 14-18].

2. Рафинирование металла от вредных примесей и продуктов взаимодействия рафинирующих присадок с компонентами металлической ванны [19-21].

3. Предотвращение или подавление процессов на межфазных границах расплава с футеровкой, атмосферой и шлаком [7, 14, 15, 22-27].

То есть все задачи, стоящие перед внепечной металлургией в области регулирования состава можно разбить на 2 группы: собственно усреднение металла после ввода легирующих присадок и процессы массообмена на различных межфазных границах. Обычно эти вопросы рассматриваются и решаются отдельно. Однако такой подход не представляется бесспорным: с одной стороны, после ввода легирующих присадок, которые как правило

расплаве не только создается неоднородность по концентрации этого элемента, но начинаются интенсивные процессы на межфазных границах [25, 28] из-за того, что с различными межфазными границами контактируют объемы металла с повышенной концентрацией примеси. С другой стороны, неоднородность возникает и в силу протекания процессов межфазного взаимодействия [27-33]. Таким образом процессы усреднения и межфазного взаимодействия оказываются неразрывно связаны - точное описание любого из них без учета другого невозможно, может быть за исключением частных случаев ввода в расплав неактивных примесей, таких как N1, Си, Аи, что для металлургической практики

представляется весьма частным случаем.

Таким образом, перед работой была поставлена задача описать систему "сталеплавильный ковш" с учетом неразрывной связи и взаимного влияния процессов усреднения и массообмена на межфазных границах. Результатом решения этой задачи должна быть стохастическая модель, позволяющая прогнозировать состав металла и его неоднородность в зависимости от технологических воздействий на систему.

1. Анализ особенностей изучаемого объекта и выбор метода его

описания

Рассматриваемая система "сталеразливочный ковш" обладает рядом особенностей. Прежде всего, рассматриваемая система, являясь системой с распределенными параметрами, в настоящее время так описана быть не может [34, 35] в силу недостаточной развитости теоретических представлений о процессах, протекающих в расплаве во время продувки газом, а также в ввиду отсутствия достоверной экспериментальной информации о системе. В связи с этим необходимо иметь представительную характеристику системы, которая бы позволяла решать практические задачи с приемлемой точностью, а с другой была практически определима и физически обоснована.

Из анализа - физических процессов, протекающих в системе (флуктуации) следует [36], что описание процесса может носить только стохастический характер. Безусловно, и методы получения параметров системы должны опираться на статистические методы обработки данных.

В настоящее время при анализе поведения сложных объектов в рамках традиционной формальной кинетики процессы разбивают на отдельные стадии, включающие внешний и внутренний массоперенос, кинетическую реакцию на поверхности раздела фаз. При этом законы переноса изучены достаточно подробно для наиболее простых, "крайних" случаев -интенсивное перемешивание ("реактор идеального смешения") и неперемешивающаяся полубесконечная среда ("поршневое течение") [38], что далеко от реальных условий, существующих в сталеразливочном ковше во время продувки газом [39-41].

Кинетическое звено процесса как правило описывают с помощью классической формальной кинетики. В результате обобщение с целью получения универсальных зависимостей, пригодных для априорной оценки скоростей процессов в различных условиях невозможно. Фактически

изучение скорости процессов в реальных условиях заканчивается констатацией условий проведения обработки и достигнутых при этом результатов. Полученные при этом числовые характеристики процесса носят ограниченный характер - они применимы только для изученных условий. Очевидно, что представления формальной кинетики о механизме протекания процессов в многофазных системах не отражают всех особенностей реальных систем [42].

Наиболее разработаны и изучены термодинамические характеристики различным систем, реакций и т.д., где созданы алгоритмы расчета, опирающиеся на многократные лабораторные исследования и неоднократно проверенные в реальных промышленных условиях. Однако термодинамика, являясь наукой краиних состоянии, не позволяет описать скорости процессов, то есть описать траекторию изменения свойств системы. Кроме того при этом существуют трудности с переходом от характеристик отдельной реакции к описанию поведения всей системы в целом.

Обычно на практике изучают частные вопросы, т.е. поведение отдельного компонента Металлической ванны. Влияние других компонентов при этом пытаются учесть через коэффициенты активности, либо выбирая "элемент, определяющий состояние системы" [43, 44]. То есть, фактически признавая взаимосвязь поведения отдельных компонентов системы, решают задачу недостаточно корректно. Совершенно очевидно, что изучая например вопросы рафинирования металла на межфазной границе шлак-металл, необходимо принимать во внимание и процессы, протекающие на границе раздела металл-футеровка, металл-атмосфера и т.д. То есть к описанию поведения металлургической системы необходимо подходить, описывая наиболее общее ее свойство, которое с одной стороны характеризует поведение всей системы в

целом, а с другой позволяет по этому параметру определить свойство системы по любому компоненту.

Отсюда в частности следует, что изменения в системе будут происходить до тех пор, пока отсутствует равновесие хотя бы по одному компоненту. С учетом того, что металлургические системы, как правило открытые [45,46], нельзя говорить о достижении равновесия в системе даже по одному конкретному элементу.

При описании процессов, протекающих в системах, отличающихся от идеальных, для записи констант равновесия скорости, как правило используют активности компонентов. Коэффициент активности в этом случае характеризует влияние температуры и всего остального состава на поведение данного элемента. Отсюда следует, что свойства системы можно однозначно охарактеризовать при помощи активностей всех компонентов, входящих в систему, и температуры, то есть при помощи химических потенциалов всех компонентов, входящих в систему [47, 75].

Итак, при описании поведения реальной металлургической системы, какой является и сталеразливочный ковш, необходимо учитывать:

1. Стохастический характер протекающих процессов, что обусловлено сложной гидродинамической обстановкой в ковше.

2. В настоящее время невозможен подход к описанию системы, как системы с распределенными параметрами.

3. Металлургические системы, как правило, являются открытыми, что исключает подход к их описанию, как к равновесным, то есть в рамках классической термодинамики.

4. Все физико-химические процессы, протекающие в системе, взаимосвязаны, то есть при описании поведения одного из компонентов системы, необходимо учитывать поведение остальных составляющих.

5. Процессы массообмена и массопереноса взаимообусловлены, что предполагает описание поведения системы с учетом одновременно двух сторон процесса.

В настоящее время практикуется несколько подходов к решению аналогичных задач:

1. Статистическое описание процесса. В этом случае, как правило не делается никаких предположений о характере процессов, протекающих в

системе. Собирается максимально возможный опытный......материал о

процессе и затем методами математической статистики, как правило с помощью регрессионного и корреляционного анализа, ищут зависимости между выходными параметрами системы и факторами, воздействующими на систему [34, 48-57].

Недостатки такого подхода очевидны: во-первых, область применения полученных результатов ограничена изученной областью изменения параметров. Во-вторых, отсутствует убедительная аргументация выбора тех или иных факторов, включенных в модель, в-третьих, полученные результаты, как правило, далеки от функциональной зависимости, что накладывает существенные ограничения с точки зрения использования полученных уравнений в системах прогноза. В-четвертых, в настоящее время, когда решаются задачи, связанные с незначительным изменением концентрации примесей, учитывая особенности существующих металлургических систем (многофакторность, системы с распределенными параметрами, зависимость процессов от времени) и недостаток информации, данный подход себя практически исчерпал.

2. Построение физико-химических моделей на основе описания элементарных процессов, протекающих в системе, и их дальнейшего обобщения [58-60].

Предпосылками такого подхода является то, что наиболее значительный экспериментальный (термодинамический) материал собран

и

для частных реакций. Однако переход от лабораторного масштаба системы к промышленному создает ряд трудностей, которые до настоящего времени не преодолены и вряд ли будут преодолены в ближайшем будущем: в этом случае необходимо знать и прогнозировать изменение состава системы в каждой точке, что при настоящем уровне развития экспериментальных технологий решено быть не может.

3. Математическое и физическое моделирование [61-74]. При физическом моделировании непреодолим этап достижения полного подобия между изучаемым и реальным объектами. При математическом моделировании решение задачи не только сопряжено с большими вычислительными трудностями, но и с правильной постановкой задачи и проверкой результатов счета. Косвенные подтверждения качественно правильного описания процесса для практики сегодня малоценны.

Поэтому единственным реальным способом построения моделей, описывающих поведение металлургических систем в широком диапазоне условий, является построение стохастических физико-химических моделей с элементами гидро- и аэродийамики на основе информации, получаемой прежде всего в реальных условиях.

2. Основные положения модели

1. Под "системой" в настоящей работе понимается часть пространства, ограниченная четко выделенными границами, в пределах которых не происходит массообменных реакций, а выход за границы системы возможен только в силу протекания процессов межфазного взаимодействия. То есть в понятие "система сталеразливочный ковш" включает только металлическую фазу. Все другие фазы (футеровка, шлак, атмосфера) к системе не относятся.

2. Состояние системы можно однозначно и полиостью охарактеризовать при помощи энергии Гиббса:

О^ЯТЛпа, (1)

7=1

где О - энергия Гиббса;

а! - активность ьго компонента системы; п - количество компонентов системы.

3. Процессы в системе будут протекать до тех пор, пока, в системе существует неоднородность по любому свойству, то есть в общем случае по в. Степень неоднородности системы с учетом стохастической природы процессов, протекающих в ней, можно описать при помощи момента второго порядка - дисперсии. С учетом размерности удобнее использовать среднеквадратичное отклонение, связанное с дисперсией отношением:

а = 4Ъ (2)

где су - среднеквадратичное отклонение свойства, Р - дисперсия свойства системы.

4. Скорость процесса релаксации неоднородности будет зависеть при прочих равных условиях (величина внешних воздействий) от масштаба системы, то есть будет определяться величиной пространственной неоднородности системы (ПНС):

А=? (3>

где А - градиент свойства в пределах системы;

а - среднеквадратическое отклонение свойства в пределах системы;

Ь - масштаб системы. В том случае, когда описывается поведение неактивного компонента системы, в качестве свойства системы может быть использована концентрация этого компонента.

5. Скорость релаксации ПНС может быть описана уравнением:

^ = -к1А (4)

ат

где к1 - коэффициент, характеризующий ск