автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Развитие научных основ вспенивания сталеплавильных шлаков с целью повышения энерготехнологических показателей производства стали в дуговых сталеплавильных печах

На правах рукописи

КОЖУХОВ АЛЕКСЕЙ АЛЕКСАНДРОВИЧ

РАЗВИТИЕ НАУЧНЫХ ОСНОВ ВСПЕНИВАНИЯ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ШЛАКОВ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ЭНЕРГОТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ПРОИЗВОДСТВА СТАЛИ В ДУГОВЫХ СТАЛЕПЛАВИЛЬНЫХ ПЕЧАХ

Специальность

05.16.02 - «Металлургия чёрных, цветных и редких металлов»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

3 О СЕН 2015

Москва - 2015 г. 005562771

005562771

Работа выполнена на кафедрах «Металлургии стали и ферросплавов» Национального исследовательского технологического университета «МИСиС» и «Металлургии и металловедения им. С П. Угаровой» Старооскольского технологического института (филиала) Национального исследовательского технологического университета «МИСиС»

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, Генеральный дирек- Усачев Александр Борисович тор ООО "Институт тепловых металлургических агрегатов и технологий «Стальпроект»"

доктор технических наук, Рошин Василий Ефимович

профессор ФГБОУ ВПО "Южно-Уральский государственный университет" (национальный исследовательский университет)

доктор технических наук, Смирнов Николай Александрович

профессор ФГБОУ ВПО "Московский государственный машиностроительный университет (МАМИ)

Ведущая организация: ФГБОУ ВПО "Магнитогорский государст-

венный технический университет им. Г.И. Носова", г. Магнитогорск

Зашита диссертации состоится 24 декабря 2015 г. в 10.00 на заседании диссертационного совета Д 212.132.02 на базе Национального исследовательского технологического университета «МИСиС» по адресу: 119049, г. Москва, Ленинский проспект, д. 6. Ауд. А-305.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке и на сайте Национального исследовательского технологического университета «МИСиС» - http://misis.ru.

Отзывы на автореферат диссертации (в двух экземплярах, заверенных печатью учреждения) отправлять по адресу: 119049, г. Москва, Ленинский проспект, д. 4, Ученый совет. Копии отзывов можно присылать на email: misistlp@mail.ru.

Автореферат разослан «

года

Учёный секретарь диссертационного совета Д212.132.02, кандидат технических A.B. Колтыгин

наук, доцент

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

В современных условиях при нарастающем дефиците и возрастающей стоимости энергоносителей энергетическая эффективность черной металлургии, относится к ее важнейшим показателям. Сравнивая технико-экономические показатели отечественной черной металлургии с металлургической отраслью стран Западной Европы, можно сказать, что суммарная энергоёмкость производства стали в нашей стране (23,7 ГДж/т) практически в 1,5 раза выше по сравнению со странами Западной Европы (19,1 ГДж/т).

В связи с этим одной из важнейших и актуальных проблем, стоящей в настоящее время перед отечественной металлургической отраслью, является снижение удельных расходов энергии и исходных материалов на единицу продукции, создание и интенсивное развитие энерго-и ресурсосберегающих технологий, а также снижение экологической нагрузки на окружающую среду.

Известное сталеплавильщикам такое явление, как вспенивание шлака играет огромную роль в развитии энерго- и ресурсосберегающих технологий для современных сталеплавильных процессов. Так, в современных дуговых сталеплавильных печах (ДСП) применение технологии вспенивания шлака оказалось тем важным технологическим фактором, который способствовал утверждению концепции скоростной выплавки стали. При кислородно-конвертерном способе производства стали, вспенивание шлака играет двоякую роль. С одной стороны, вспенивание может привести к возникновению выбросов и переливу шлакометаллической эмульсии через горловину конвертера, что может привести к аварии и снижению выхода годного металла. С другой стороны, имеются данные о том, что вспененный шлак адсорбирует в ходе высокоинтенсивной продувки образующуюся пыль, тем самым снижая ее вынос из агрегата, что улучшает экологию и уменьшает расходы на газоочистку.

Несмотря на широкое применение технологии вспенивания шлака в современных ДСП, исследовательских работ, связанных с изучением процесса вспенивания шлака и его влияния на технологические показатели выплавки стали достаточно мало. В связи с этим совершенствование и оптимизация процессов выплавки стали в современных ДСП на базе исследования процессов вспенивания шлака и изучения его структуры, а также его влияния на основные технологические и технико-экономические показатели представляется весьма актуальной научно-технической проблемой.

Данная работа посвящена решению этой актуальной и важной научно-технической проблемы - повышения производительности, энергосбережения, безаварийности и безопасности обслуживания сталеплавильных агрегатов на основе выполнения комплекса исследований по изучению процесса вспенивания шлака, определению его устойчивости н связи механизмов разрушения вспененного шлака с особенностями его структуры и оптимизации технологических процессов выплавки стали в ДСП.

Цель диссертационной работы. Целью диссертационной работы является исследование процесса вспенивания шлака, определение его устойчивости и связи механизмов разрушения вспененного шлака с особенностями его структуры, а также совершенствование и оптимизация тепловых режимов работы ДСП на основе выявления условий повышения производительности, энергосбережения, безаварийности и безопасности обслуживания.

Для достижения поставленной цели автором были сформулированы следующие основные задачи исследования:

исследовать процесс вспенивания шлака, изучить механизм образования вспененного шлака, а также установить взаимосвязь между процессами вспенивания шлака, интенсивности нагрева и обезуглероживания металла;

научно обосновать применимость теории перколяиии и фракталов для математического описания процесса вспенивания шлака;

разработать математическую модель расчёта энерготехнологических показателей работы ДСП при вспенивании шлака;

исследованиями на разработанной математической модели установить режимы работы ДСП, обеспечивающие снижение энергоёмкости производства стали, повышение производительности, безаварийности и безопасности обслуживания;

подтвердить результаты математического моделирования экспериментальными исследованиями и промышленными испытаниями.

Научная новизна полученных результатов заключается в следующем: теоретически и экспериментально обоснована роль вспененного шлака в процессе интенсификации плавки стали в дуговых электропечах; установлены технологические параметры, влияющие на вспенивание шлака; раскрыт механизм вспенивания и длительность пребывания шлака во вспененном состоянии; установлено влияние состава шлака на показатели его вспенивания; показана зависимость вспениваемости шлака от его состава и физических свойств, температуры металла и шлака, а также от темпа подачи металлизованных окатышей, в том числе с учётом их физических и химических параметров;

установлено, что механизм образования вспененного шлака состоит из двух стадий: 1) формирование в процессе объёмного обезуглероживания двухфазной области, представляющей собой систему, состоящую из взвеси капель (корольков) металла различной величины в шлаке и капель шлака в жидком металле; 2) образование в двухфазной области большого количества мелких пузырьков газа, обеспечивающих вспенивание сталеплавильного шлака;

- на основе исследования влияния температуры ликвидус и вязкости шлака на процесс вспенивания шлака, установлены новые закономерности стабилизации процесса вспенивания шлака, путем регулирования его фактической температуры; разработана новая методика оценки способности сталеплавильного шлака к ценообразованию, позволяющая определить по физико-химическим свойствам шлака необходимую величину приведённого расхода газа

(скорость образования вспененного шлака УУ"^'" = о/ц ), обеспечивающую эффективное

вспенивание шлака;

- установлено, что при непрерывной загрузке металлизованных окатышей в ДСП существует три области различной степени вспенивания шлака, которые определяются его физико-химическими свойствами, а именно: 1) хорошо пенящихся шлаков (20+15%Ге(), 55+60%СаО+МдО+МпО, 25% Л'О^; 2) слабо пенящихся шлаков (30+20%ре0, 40+55%СаО+М$О+МпО, 30+25%8Ю£\ 3) не пенящихся шлаков (15+10%Ге(), 60+65%СаО+М$О+МпО, показано, что скорость загрузки металлизованных ока-

тышей в ДСП и их степень металлизации оказывает существенное влияние на процессы вспенивания шлака, за счет выделения реакционного оксида углерода в результате взаимодействия содержащихся в них оксидов железа и углерода в процессе нагрева и плавления; получено новое уравнение, позволяющее определить высоту его вспенивания в зависимости от степени металлизации окатышей и скорости их загрузки в печь;

впервые с применением теории перколяцин и фракталов, предложена модель описывающая, механизм разрушения вспененного шлака; получено выражение, позволяющее рассчитать предельную высоту вспенивания шлака, в зависимости от приведённого расхода вспенивающего газа и учитывающее основные параметры, определяющие процесс вспенивания шлака (диаметр пузырьков, поверхностное натяжение шлака, коэффициент характеризующий структуру вспененного шлака ¿(=15); разработана математическая модель расчёта параметров энерготехнологического режима выплавки стали в дуговой печи, отличающаяся от аналогов тем, что учитывает основные параметры теплового состояния ДСП в процессе непрерывной загрузки металлизованных окатышей в печь, включая контроль положения электрической дуги в объеме вспененного шлака и влияние массы загружаемых металлизованных окатышей на уровень перегрева шлака и высоту вспенивания шлака;

- сформулирован механизм осаждения технологической пыли в объёме вспененного шлака, согласно которому основными механизмами осаждения технологической пыли в слое вспененного шлака, является турбулентная поперечная миграция и турбулентная диффузия частиц, которая обеспечивает подпитку процесса частицами; получено уравнение, позволяющее оценить эффективность осаждения технологической пыли в объёме вспененного шлака в зависимости от скорости движения газа, высоты вспененного шлака и размера частиц; даны научно обоснованные рекомендации по совершенствованию теплотехнических, энергетических и технологических параметров электроплавки с учётом факторов теплового состояния ванны, высоты вспенивания шлака, параметров загрузки окатышей в печь, позволяющие существенно улучшить технико-экономические показатели и повысить эффективность работы дуговых печей.

Практическая значимость результатов работы. Полученные в работе научные результаты являются основой создания современных энерго- и ресурсосберегающих технологий выплавки стали в современных ДСП обеспечивающие:

разработку рационального шлакового режима дуговой сталеплавильной печи с учётом изменения температуры шлака по ходу процесса, позволяющего обеспечить поддержание процесса вспенивания шлака и его устойчивость по ходу и в конце плавки;

- разработку мероприятий по интенсификации процесса осаждения пыли в объёме вспененного шлака, которые позволяют снизить брызгоунос и вынос технологической пыли из зоны продувки и повысить выход годной стали;

- энергосберегающий режим электроплавки металлизованных окатышей в объёме вспененного шлака, требующий постоянного контроля степени закрытия электрической дуги вспененным шлаком, поддержания рациональной степени перегрева шлака путём изменения скорости подачи металлизованных окатышей в ванну дуговой сталеплавильной печи, что

позволит увеличить скорость загрузки окатышей и сократить длительность плавки под током на 1,5 минуты, а также снизить удельный расход электроэнергии в среднем на 0,5%.

Исследования и решения, представленные в работе приняты к использованию в условиях ОАО «Оскольский электрометаллургический комбинат» и ОАО «Оскольский завод металлургического машиностроения», что подтверждено актами, а также являются инженерной основой для проектирования и эксплуатации современных дуговых сталеплавильных печей, обеспечивающих более высокие технико-экономические и экологические показатели выплавки стали.

Достоверность полученных данных подтверждается:

- достаточной сходимостью (расхождение не более 10%) большого объема теоретических, производственных и опытных данных;

- адекватностью математических моделей, проверенных путем сопоставления расчетных данных с результатами лабораторных и промышленных испытаний, а также с данными литературных источников.

Апробация результатов работы. Основные положения и результаты данных исследований докладывались на Международной научно - технической конференции «Вопросы проектирования и эксплуатации технических систем в металлургии» (г. Старый Оскол, сентябрь 1999 г.); Международной конференции «Производство, технология, экология - образование в технических университетах на пороге XXI века (Протэк '99)» (г. Москва, МГТУ "Станкин", сентябрь 1999 г.); Научно-практической конференции «Автоматизированный печной агрегат - основа энергосберегающих технологий металлургии XXI века» (г. Москва, МГИСиС (ТУ), ноябрь 2000 г.); Всероссийской научно-технической конференции «Современная металлургия начала нового тысячелетия» (г. Липецк, ЛГТУ, ноябрь 2001 г.); 5-ой региональной научно-практической конференции "Проблемы экологии и экологической безопасности Центрального Черноземья РФ" (г. Липецк, 2001 г.); Международной научно-практической конференции "Автоматизированный печной агрегат-основа энергосберегающей технологии металлургии XXI века", МИСиС (г. Москва, 2002 г.); Материалы международной научной конференции "Современные сложные системы управления" (г. Старый Оскол, 2002 г.); Научно-технической конференции с международным участием "Информационные технологии в инновационных проектах" (г. Ижевск, 2003 г.); XXIII Российской школы по проблемам науки и технологии (г. Миасс, 2003 г.); Международной научно-технической конференции посвященной 120-летию И.П. Бардина «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» (г. Череповец, 2003 г.); Международной научно-практической конференции «Нелинейная динамика металлургических процессов и систем» (г. Липецк, 2003 г.); Международной научно-практической конференции «Рациональное использование природного газа в металлургии» (г. Москва, 2003 г.); Международной научно-технической конференции молодых специалистов «Азовсталь-2005» г. Мореуполь; Девятом конгрессе сталеплавильщиков (г. Старый Оскол, 17-19 октября 2006 г.); Международной научно-технической конференции «Современная металлургия начала нового тысячелетия»(г. Липецк, 2008 г.); Международной научно-практической конференции "Автоматизированный печной агрегат - основа энергосберегающей технологии металлургии XXI века", МИСиС (г. Москва, 2010 г.); Тринадцатом международном конгрессе сталеплавильщиков (г. Полевской, 12-18 октября 2014 г.).

Связь исследований с научными программами: исследования велись в рамках научно-исследовательских работ «Разработка математических методов управления процессами основного и вспомогательного производства в металлургии» № госрегистрации 1.202.00 и «Разработка теоретических основ энерго - ресурсосбережения, экологической безопасности металлургических процессов» № госрегистрации 1.6.09, а также в рамках выполняемой в настоящее время научно-исследовательской работы «Разработка технологических и технических решений в области совершенствования основных метатлургических процессов бездоменной металлургии с целью создания современных ресурсо- и энергосберегающих технологий» по государственному заданию № 11.63.2014/К.

Публикации. Всего по материалам диссертации опубликовано 62 печатных работы, в числе которых 30 в изданиях, рекомендованных ВАК и 2 патента на изобретение.

Объем работы. Диссертационная работа изложена на 374 страницах машинописного текста, состоит из введения, 7 глав, заключения, списка литературы из 245 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении показана актуальность темы диссертационной работы исходя из перспективы и важности разработки энерго- и ресурсосберегающих технологий для дальнейшего развития современной металлургической промышленности России. Сформулированы цель работы, её основные задачи, изложена научная новизна и практическая значимость работы.

В первой главе, рассмотрены вопросы связанные с технологией выплавки стали в современных ДСП, выполнен анализ научно-технической литературы, который показывает, что процессу вспенивания шлаков уделялось и уделяется достаточно много внимания. Исследованием процесса вспенивания шлака в ДСП занимались как российские учёные (Шалимов А.Г., Корчагин К.А., Некрасов И.В.), так и зарубежные (Fruehan R.J., Ameling D„ Morales R.D., Райхель Ж., Розе Л. И.). Однако наибольшее количество работ посвящено изучению процесса вспенивания шлака в кислородных конвертерах. К ним следует отнести опубликованные труды В.Б. Охотского, В.И. Явойского, М. П. Собакина и Я. Д. Вербицкого, И. Л. Яновского и В. И. Баптизманского с сотрудниками, А. Н. Редько с сотрудниками.

Обобщая полученные данные в области вспенивания шлаков можно сформулировать следующие общие положения процесса образования пены:

процесс пенообразовання связан с образованием в массе шлака газообразной фазы и выделением ее на поверхность в виде пены;

процесс вспенивания шлака определяется объёмом газа выделяющегося в единицу времени и числом образующихся в шлаке или поступающих в него пузырей, а также от времени существования единичных пузырей в шлаке;

на процесс вспенивания и его устойчивость оказывает влияние химический состав шлака, его поверхностное натяжение и вязкость;

разрушение вспененного шлака может происходить либо под воздействием избыточного давления поверхностных сил, возникающих внутри пузырей в случае отсутствия каких-либо внешних сил, либо под действием силы тяжести и давления поверхностных слоёв в результате утончения плёнок при стекании шлака, заключённого между ними;

как термодинамически неустойчивая система (вспененный шлак) может существовать долгое время только в том случае, если внутри нее совершаются те или иные процессы, приводящие к укреплению пузырей и продлевающие сроки их существования (повышающие устойчивость пены);

интенсивность газовыделения, характер газового потока и размер газовых пузырей, проникающих в шлак определяет рост вспениваемости шлака;

повышение в рабочем пространстве печи давления, наличие упругих струй, осаждающих пену, приводят к снижению толщины вспененного шлака.

Вторая глава посвящена исследованию процесса вспенивания шлака, изучению механизма его образования и установлению взаимосвязи между процессами вспенивания, обезуглероживания и интенсивности нагрева. Для установления новых закономерностей изменения уровня вспенивания шлака от интенсивности газообразования был проведен ряд исследований в лабораторных и промышленных условиях. Исследования проводились в условиях действующего производства на 150-тонной ДСП ОАО «ОЭМК». Для изучения влияния интенсивности газообразования на изменение уровня вспенивания шлака по ходу электроплавки стали осуществлялся контроль толщины шлака и отбор проб металла с последующим анализом на углерод. Толщину шлака в ванне дуговой печи определяли с помощью, изогну-

Рис. 1. Экспериментальная установка для изучения процесса вспенивания сталеплавильной ванны. 1 - модель сталеплавильной ванны; 2 - воздуходувка; 3 - ротаметр; 4 - линейка; 5 - моделирующая среда (вода); 6 - пузыри газа.

той на конце под углом 90° стальной штанги. По интенсивности окисления углерода определяли количество образующего газа.

Анализ полученных данных показывает, что повышение интенсивности газообразования приводит к более эффективному вспениванию шлака. Статистическая обработка полученных данных позволила получить зависимость в виде регрессионного уравнения, характеризующего изменение уровня (толщины) вспененного шлака в ДСП в зависимости от приведенной скорости

выделения газов ( Wr, м3/м2-мин):

йН = 3 ¡.055 ■ W, + 5 7,686, при R2=0,91 (1)

С использованием полученного уравнения можно с достаточной точностью прогнозировать характер изменения толщины вспененного шлака в зависимости от интенсивности газообразования.

Для более полного описания гидродинамических процессов, происходящих при вспенивании сталеплавильного шлака, была изготовлена лабораторная установка (рис. 1) для холодного моделирования. Физическое моделирование процесса вспенивания шлака проводилось с

рядом допущений: равномерное распределение газа по поверхности ванны; отсутствие химического взаимодействия между газом и жидкостью; равенство температу р газа и жидкости по всему объему. Для обеспечения гидродинамического подобия процессов, происходящих в модели и промышленном агрегате, был использован модифицированный критерий Фруда:

где - расход газа, м3/с; рж и рг - плотности жидкости и газа соответственно, кг/м1; О - диаметр модели и образца, м.

Исследование изменения уровня сталеплавильной ванны, ей состояния и структуры при различных режимах барботажа проводили на прозрачной цилиндрической колонне диаметром 0,1 м (рис. 1). Воздух подавали из дутьевых коробок через дырчатое дно с равномерно распределёнными по его сечению отверстиями, с учётом пересчёта на реальную сталеплавильную ванну с соответствующим ей значением скорости обезуглероживания. Расход воздуха изменялся от 40 до 2100 л/ч, что отвечало режиму обезуглероживания от 0,00083 %С/мин до 0,045 %С/мин.

В ходе проведения эксперимента осуществлялось исследование изменения уровня подъёма сталеплавильной ванны и скорости движения газовых пузырей. Анализируя полученные экспериментальные данные при различных расходах газа, необходимо отметить качественное различие режимов барботажа. Так, одиночные воздушные пузыри всплывают в воде со скоростью 2,4 м/мин. При относительно малых расходах газа пузыри равномерно распределены в жидкости, и газожидкостная система в верхней части имеет ячеистую структуру, представляющую собой структурированную динамическую пену, а в нижней части наблюдается зона первичного образования пузырей. При увеличении приведённого расхода газа выше 1 м'/(м2-мин) происходит слияние газовых пузырей и образование газовых «колоколов», заполняющих большую часть сечения ванны, и переход к «снарядному» режиму барботирования. При этом длина зоны динамической пены увеличивается с одновременным увеличением размеров пузырей в верхних сечениях ванны. На основе опытов была получена следующая зависимость величины относительного подъёма уровня воды от «газовой нагрузки», которая хорошо описывается уравнением:

ЛН/Н0 = 0,43 ■ ¥гом, 11=0,94 (2)

где 0,43 - постоянная величина, имеющая размерность (с/м)"7.

С целью распространения результатов исследования на реальные условия вспенивания сталеплавильной ванны необходимо получить уравнение в критериальной форме. В качестве основных критериев подобия выберем: модифицированный критерий Архимеда -

Аг'=\1Уг2-рг)/^-Н0-рж) и критерий Вебера - 1Уе = а/{рж•£•#/). При этом предполагалось,

что увеличение критерия Архимеда (Лг) способствует росту величины ЛН/Н0, а увеличение критерия (и'е) - уменьшению величины АН/Н0. В результате статистической обработки опытных данных получили новую регрессионную зависимость (Д=0,94), которая может быть использована в производственных условиях для определения уровня подъема сталеплавильной ванны:

0 32

АН/Н0 = 0,56-(Лг,/1Уе^32 =0,56-(й'2-Но-рг/оУ , (3)

где сг- поверхностное натяжение жидкости, Н/м.

С использованием полученной зависимости установлена минимальная величина приведенного расхода газа, обеспечивающего достаточную вспениваемость ванны в условиях электросталеплавильного процесса, которая составляет не менее 10 м3/м3мин. Результаты расчета по формуле (3) для условий электроплавки стали показали хорошую сходимость с практическими данными (разброс <7%).

Для определения взаимосвязи процесса вспенивания шлака и его структуры, а также более точного описания механизма образования вспененного шлака, по ходу электроплавки стали в 150-тонной ДСП осуществлялся контроль толщины шлака и взятие проб по глубине шлака. Анализ полученных данных о характере распределения корольков металла по толщине вспененного шлака, позволяет с достаточной точностью сказать о наличии трёх характерных зон по его толщине:

1) зона толщиной около 100-5-150 мм с небольшим содержанием корольков металла диаметром 0,3-ьО,5 мм в шлаке, которую можно считать «псевдоспокойной»;

2) зона размером более 200 мм, представляющая собой совокупность мелких корольков металла диаметром около 0,6+0,8 мм и конгломератов (слипшиеся корольки металла и крупные ошлакованные включения металла) до 4-ьЮ мм (двухфазная область «шлак» - «металл», состоящая из корольков металла различного размера в шлаке и капелек шлака в металле

3) зона чистого металла, содержащая небольшое количество мелких диаметром 0,1+0,5 мм частиц шлака.

5 во Характер изменения уровня

(толщины) вспененного шлака по ходу электроплавки совпадает с характером распределения корольков металла в шлаке, то есть с характером изменения размеров двухфазной области. На основании чего можно сделать вывод о влиянии образующейся по ходу электроплавки стати переходной зоны «шлак» - «металл» на механизм образования вспененного шлака. Известно, что основной реакцией образования газа для обеспечения процесса вспенивания шлака в ДСП является реакция взаимодействия оксидов железа, содержащихся в шлаке с растворенным в металле углеродом. Наличие переходной зоны приводит к увеличению поверхности контакта металла и шлака, что приводит к более интенсивному протеканию этой реакции, и как следствие более интенсивному вспениванию сталеплавильного шлака. При этом уровень (толщина) вспененного шлака снижается по мере сокращения размеров переходной зоны.

£ ю %

г о

400 600 800 1000 1200

Расход газа на продувку, п/ч • Режим 1 ш Режим 2 - Режим 3

Рис. 2. Характер изменение толщины двухфазной области в зависимости от расхода газа на продувку при различном расположении фронта газовыделения. (I - зона газовыделения на дне ванны; 2 -зона газовыделения посередине ванны; 3 — зона газовыделения на границе вода-масло).

Сравнительный анализ полученных данных позволяет сказать, что размер (толщина) переходной зоны определяется объемом образующегося по ходу электроплавки газа, то есть скоростью обезуглероживания ванны Vc. Все это говорит о сложности и взаимовлиянии процессов, протекающих по ходу образования вспененного шлака в ДСП. При этом следует отметить, что количество образующегося газа, обеспечивающего вспенивание шлака, играет одну из ключевых ролей в этом процессе.

С целью более детального исследования механизма образования вспененного шлака и изучения его структуры был применён метод холодного моделирования и разработана модель по внутренним очертаниям подобная рабочему пространству дуговой сталеплавильной печи (рис. 1). В качестве моделирующих сред были выбраны вода плотностью 1000 кг/м' (металл), трансформаторное масло и керосин (шлак). Расход подаваемого на продувку газа определяли путём пересчета на модель количества образующегося на образце газа при соответствующей скорости обезуглероживания металла (К). При пересчёте с образца на модель выполнялось условие равенства критерия Вебера. Расход газа на продувку определяли аналогично первому эксперименту. В ходе проведения эксперимента было обнаружено наличие двухАазной области (переходной зоны), представляющей собой систему, состоящую из взвеси капелек воды различной величины в масле и капелек масла в воде, толщина которой определяется расходом газа, а также местом расположения фронта газовыделения (на границе раздела вода-масло, в середине ванны или на дне модели). Результаты эксперимента, полученные для различных условий газовыделения, приведены на рис. 2.

Из анализа полученных в ходе экспериментов данных следует, что увеличение расхода газа приводит к расширению двухфазной области, то есть увеличению «шлаковых» капель в «металле» и наоборот. Так, увеличение расхода газа на продувку (режим 1) с 300 л/ч до 800 л/ч, приводит к расширению двухфазной области с 28 мм до 55 мм и уменьшению толщины относительно спокойного шлака с 35 мм до 15 мм. Увеличение расхода газа на продувку до 1000 л/ч приводит к увеличению ширины переходной зоны до 71 мм, при этом следует отметить, что толщина относительно спокойного слоя масла (шлака) практически исчезает. В ходе эксперимента было установлено, что при перемещении фронта газовыделения ближе к поверхности раздела «шлак» -«металл» (режим 2) размеры двухфазной области сокращаются. Так, при расходах газа на продувку 300 л/ч и 800 л/ч т величина двухфазной области соответственно составляет 15 мм и 24 мм, что связано с сокращением объёмов «металла», вовлекаемых в процесс перемешивания жидкости. Также в процессе наблюдения за продувкой происходил отрыв и последующее возвращение капель масла в «шлак». Как показали наблюдения, размер таких капель достигал 7+10 мм, а глубина их погружения достигала 45 мм. При смещении фронта газовыделения к границе «шлак» - «металл» (режим 3) происходило резкое сокращение размеров двухфазной области (при тех же расходах газа на продувку) и получат развитие процесс ценообразования «шлака», за счёт возникновения вблизи границы раздела «шлак» - «металл» большого числа мелких пузырей размером около 1,5 мм. Образование двухфазной области не происходило. Это доказывает, что величина двухфазной области зависит от мощности перемешивания. В случае покрытия водяной ванны керосином механизм образования переходной зоной оставался прежним.

В результате расчёта было установлено, что величина реакционной поверхности двухфазной области «шлак» - «металл» не менее чем в 15 раз превышает размеры поверхности раздела «шлак» - «металл» спокойной ванны. Это в первом приближении позволяет обосновать решающую роль в протекании тепло- и массообменных процессов двухфазной области, образующейся по ходу плавки в дуговой печи. А также сказать о её решающей роли в процессе образования вспененного шлака.

В процессе опытов наблюдали явление ценообразования. При использовании трансформаторного масла под переходной зоной образовывалась устойчивая пена, исчезающая лишь через 5-10 мин после прекращения продувки. Факт появления пены на границе «металл» - переходная зона обусловлен дроблением пузырей на более мелкие, которые задерживались (вследствие высокой вязкости «шлака» и низких скоростей всплытия) на этой поверхности, а в дальнейшем оттеснялись в сторону всплывающими более крупными пузырями. Замена трансформаторного масла керосином заметно сказывалась на пенообразовании. Пена образовывалась лишь в районе выхода пузырей через поверхность «шлак» - «металл». Мелкие пузырьки, образующиеся в результате дробления крупного пузыря, хотя и скапливались над «шлаком», при значительной интенсивности продувки покидали поверхность раздела фаз через 30 с после прекращения продувки. Учитывая тот факт, что поверхностные натяжения трансформаторного масла и керосина практически одинаковые (соответственно 29,1 и 28,0 мН/м), трудно объяснить наблюдаемые явления вспенивания решающей ролью сил поверхностного натяжения.

Обобщая полученные результаты, можно сказать, что размеры двухфазной области определяются уровнем расположения фронта начала газовыделения, а также скоростью обезуглероживания металла. Это, в свою очередь, позволяет констатировать, что уровень массообмена в системе «металл» - «шлак» тем выше, чем больше ширина двухфазной области «шлак» - «металл», что способствует формированию хорошо вспененного шлака за счёт взаимодействия, растворенного в металле углерода [С] с оксидами железа шлака (ИеО). Другими словами, в процессе объёмного обезуглероживания образуется достаточно развитая поверхность контакта металла со шлаком, где происходит взаимодействие [С] с (РеО), что приводит к образованию в двухфазной области большого количества мелких пузырьков, обладающих малой кинетической энергией и «застревающих» в шлаке, которые и вспенивают шлак. Это позволяет сформулировать механизм образования вспененного шлака, который состоит из двух стадий: 1) образование в процессе объёмного обезуглероживания двухфазной области «шлак» - «металл»; 2) образование в двухфазной области «шлак» - «металл» большого количества мелких пузырьков газа, обеспечивающих вспенивание сталеплавильного шлака. Кроме того, наличие в процессе плавки двухфазной области «шлак» - «металл» способствует усилению теплообменных процессов в системе «шлак» - «металл» - «электрическая дуга», что способствует ускорению протекания процессов расплавления и нагрева металла.

Исходя из этого, в реальных условиях электроплавки стали в дуговой сталеплавильной печи усиление режима объёмного обезуглероживания приводит к интенсификации тепло- и массообменных процессов в ванне, что, в свою очередь, приводит к ускорению процесса электроплавки в целом, то есть к заметному возрастанию производительности агрегата.

Полученные в ходе исследовании данные о характере изменения по ходу электроплавки стали в ДСП следующих параметров: температуры металла, химического состава шлака (570:, СаО, А1:Оз и А/^О) и его температуры свидетельствует о наличии весьма сложных взаимосвязей между параметрами шлакообразования и процессом вспенивания шлака. Анализ полученных данных показывает, что по ходу электроплавки стали в ДСП, наблюдается превышение температуры шлака над температурой металла. Величина перегрева по ходу электроплавки может достигать 80+100°С, что говорит о необходимости его учета при выработке рекомендаций по повышению вспениваемости шлаков. Анализ данных о характере изменения химического состава шлака (ЗЮг, СаО, А^Оз, М%0, по ходу электроплавки стали показывает, что на процесс вспенивания шлака оказывают влияние такие элементы, как $Ю2, СаО, MgO, Л?„6„(. Однако наибольшее влияние на процессы формирования хорошо вспененного шлака оказывает окисленность шлака (РеО).

Для более детальной оценки влияния выше перечисленных параметров на процесс вспенивания шлака полученные данные были представлены в виде зависимостей толщины шлака от содержания выше перечисленных компонентов в шлаке, а также температуры металла и шлака (рис. 3). Анализ рис. За показывает, что зависимость толщины шлака от содержания 5/0; в шлаке носит экстремальный характер. Так, по мере повышения содержания 5/0> от 17 до 22% происходит повышение толщины шлака. Дальнейшее повышение содержания 5/0.> приводит к уменьшению толщины шлака, что можно объяснить снижением вязкости шлака. Исходя из этого для обеспечения эффективного вспенивания шлака необходимо обеспечит содержание 5/0.1 в шлаке в пределах 20+22%. Из данных, представленных на рис. 36, следует вывод о том, что с повышением содержания СаО в шлаке эффективность вспенивания шлака возрастает. Это связано, видимо, с достаточно медленным протеканием процесса растворения извести, что переводит шлак из гомогенного состояния в гетерогенное, что приводит к увеличению величины вязкости шлака, и как следствие к повышению эффективности вспенивания шлака. Анализ рис. Зв говорит об отсутствии влияния содержания А1£)3 в шлаке на эффективность вспенивания шлака. Это, по-видимому, связано с его достаточно небольшим содержанием. Повышение содержания М%0 в шлаке свыше 12% отрицательно сказывается на эффективности вспенивания шлака (рис. Зг). Другими словами, использование MgO как компонента, обеспечивающего повышение вязкости шлака для обеспечения вспенивания шлака, является малоэффективным. Наиболее сильное влияние на эффективное вспенивание сталеплавильного шлака оказывает содержание в шлаке Ге„бЩ (рис. Зд). Так, повышение Ре„еч в шлаке приводит к снижению эффективности вспенивания шлака. Это в первую очередь связано с понижением вязкости шлака с повышением Ре„бщ в шлаке. Не менее сильное влияние на процесс вспенивания шлака оказывает температура металла и шлака (рис. Зе и Зж). Так, с повышением температуры металла и шлака эффективность вспенивания шлака также снижается, что объясняется понижением вязкости шлака. Характер зависимости толщины шлака от основности носит экстремальный характер. Исходя из данных рис. Зз повышение основности свыше 2,6 приводит к снижению эффективности вспенивания шлака.

Обобщая полученные данные, можно назвать причину снижения вспениваемости шлаков к концу электроплавки стали. А именно, увеличение содержания в шлаке Ге„ещ и существенное повышение температуры шлака, что приводит к снижению вязкости шлака. В то же время

следует отметить, что при снижении концентрации углерода в ванне ниже 0,1% способность шлаковой фазы пениться падает.

5 800 Р>

| 600 а

5500

I 400 ъ

8 зоо

а

| 200 I ЮО

О

,0

Содержание 5Ю. в шлаке.

5 дав

§ 600

5 500

0

$400 ¡300

а

»200

1 ЮО

. Я'- 0.0039

-Я" =0.0263

2.2 2,4 2,6

Содержание А!203в шлаке, %

Я'=0,7955

1700 1720 1740

Температура шлака. -С

5 900

| 700 | ООО §500 I 400

I

5 300 ?200 | ЮО

^ о

Я'=0,5727

Содержание СаО в шпаке, %

Я' = 0,7294

Содержание МдО в шлаке %

1550 1600 1650 Температура металла.

".= 0,8129

3,50

Основность шлака

Рис. 3. Зависимость уровня (толщины) шлака от содержания ЯСЬ (а), СаО (б), А1?Оз (в), М%0 (г), Ре„бщ (д) в шлаке, температуры металла (е), температуры шлака (ж) и основности шлака (з) в 150-т дуговой печи при непрерывной загрузке металлизованных окатышей. 1 - без применения ТКГ; 2-е применением ТКГ.

Данный факт можно объяснить снижением количества образующегося вспенивающего газа. Исходя из этого, следует вывод о необходимости учитывать эти два параметра, с целью создания на протяжении всей плавки хорошо вспененного шлака с целью экранирования электрических дуг. Сравнение данных о ходе процесса шлакообразования в печах без применения топливно-кислородных горелок (ТКГ) с данными опытных плавок, проведённых с применением ТКГ, не выявили существенных изменений. Хотя такие параметры, как толщина и температура шлака, а также скорость нагрева ванны имеют более высокие показатели на плавках с применением ТКГ.

На основании анализа всей совокупности полученных в ходе исследований процесса шлакообразования в дуговой печи данных можно выделить области средней (I), хорошей (II) и низкой (III) вспениваемости шлака (рис. 4). Анализ диаграммы (рис. 4) позволяет отметить то, что малоосновные шлаки не склонны пениться, так как образование окиси углерода при взаимодействии королька со шлаком протекает в соответствии со следующим уравнением C+(Fe")+(0~)->C0+Fe.

Граница, выше которой малоосновные шлаки попадают в область III (рис. 4), проходит на уровне тех концентраций кислых окислов, при которых из шлака практически исчезают свободные ионы кислорода. Это позволяет сказать, что плохая вспениваемость малоосновных шлаков является результатом подавления выше представленной реакции. Снижение концентрации окислов железа в шлаке в ходе электроплавки стали согласно рис. 4 должно приводить к ухудшению способности шлака вспениваться. В правой части области III располагаются шлаки, близкие к полному сворачиванию. Дальнейшие уменьшение окисленности шлака и его «сворачивание» приводят шлак в состояние близкое к твёрдому. Способность шлаков пениться в конце плавки будет зависеть от соотношения фактической температуры шлака и температуры его плавления. Шлаки этого периода располагаются преимущественно в области насыщения шлака окисью кальция и весьма тесного расположения изотерм плавления, что не позволяет выделить области преимущественного вспенивания шлака.

Исследование влияния физико-химических свойств сталеплавильного шлака на стабилизацию процесса вспенивания шлака осуществляли с помощью полимерной модели. С помощью данной модели была выполнена оценка способов стабилизации процесса вспенивания шлака (температуры ликвидус шлаков, вязкости, фактической температуры шлака). Для исследования были подобраны шлаки, которые наиболее часто получаются при производстве стали в ДСП. Известно, что одним из способов стабилизации процесса вспенивания шлаков является их гетеро-генизация путём регулирования его окисленности и содержания CaO в шлаке, однако в большинстве работ содержание оксидов железа в шлаке рассматривают либо в виде общего содержания Fe„6u<, либо одного FeO, не разделяя оксиды железа на FeO и Fe203, что не совсем верно. Поэтому

Ю 20 30 40 50 60 70 80 90 СоО

Рис. 4. Области агрегатного состояния шлака. I - область слабо пенящихся шлаков; II - область пенящихся шлаков; III - область не пенящихся шлаков.

для улучшения понимания процесса гетерогенизации и вспенивания шлака будем учитывать наличие в шлаке не только (7теО), но и (17е203).

Анализ данных, представленных на рис. 5, показывает, что во всём диапазоне изменения соотношения Ре:0^е0 для шлаков с основностью 2 температуры ликвидус ниже реальных температур шлака по ходу окислительного периода (1650+1750°С), т.е. эти шлаки по ходу окислительного периода гомогенны. Температуры ликвидус шлаков с основностью 2,5, выше температуры шлака в конце периода плавления стального лома и начале окислительного периода (1650°С) (рис. 5). То есть повышение соотношения Ре^О^еО более 0,4%, к примеру, связанное с нестабильным усвоением УСМ металлом или колебаниями окисленности лома, может перевести шлак с основностью 2,5 в полностью гомогенное состояние даже в конце периода расплавления. В период жидкой ванны по мере повышения температуры, шлаки, имеющие основность 2,5 переходят в гомогенное состояние, что ведёт к снижению их вспениваемости, что также подтверждается в промышленных условиях. Это ещё раз подтверждает, что одним из эффективных способов повышения вспениваемости электропечных шлаков в широком диапазоне соотношений Ре:Оз/РеО при соответствующей температуре шлака конца плавки является их гетерогенизация. Как показывает практика, наиболее характерным диапазон изменения соотношения Ре70^е0 при эксплуатации современных дуговых сталеплавильных печей является 0,32-Ю,4. Гетерогенизации шлака и повышения его температуры ликвидус выше 1750°С в данном диапазоне изменения соотношения РеЮ)/РеО можно достичь только путём насыщения шлака СаО, путем его добавки в количестве на 12+18% выше необходимого. Исходя из этого, в начале окислительного периода (Г„ЖО»1650°С) в этом диапазоне соотношения Ре&з/РеО достаточно иметь основность шлака 2,4+2,5, что обеспечит поддержание шлака в гетерогенном состоянии (рис. 5). В конце плавки при температуре шлака 1750°С в диапазоне ГегО/ГеО равном 0,32+0,37 достаточно иметь основность шлака 2,7+2,9, что обеспечит гетерогенность шлака (рис. 5).

1900 Анализ данных о

1850 ^-«ай^«^^ вязкости электропечных

1800 1750 §> 1700

ч шлаков показывает, что при

а 1750 —--=— 1

температурах характерных

| 1650 для выплавки стали в ДСП

s ifinn Температура шлака в начале окислительного периода

S (1650+1750°С) шлаки имеют I 1550

с 1500 достаточно низкую вязкость.

ci.

g 1450 Лишь при температурах

^ 14000,28 0.30 0.32 0.34 о.зб 0.38 0.40 близких к ™пературе лик-

Fe:OSFeO видус, вязкость электропеч-

Основность2 —Основностъ2,5 Основность2,9 ных шлаков, начинает повы-

Основность 3 Основность 3,1

шаться, что можно объяснить

Рис. 5. Характер изменения температуры ликвидус электропеч- их гетерогенизацией. Также ных шлаков в зависимости от содержания (}7еО) в шлаке. следует, что по мере насы-

щения шлака известью СаО, то есть увеличение основности с одновременной гетерогенизацией шлака происходит увеличение вязкости электропечных шлаков. Причём по мере увеличения соотношения Ре2Оз/РеО в шлаке во всём диапазоне температур, вязкость электропечных шлаков

снижается, так наиболее высокая вязкость наблюдается при Ре203/Ре0 в диапазоне 0,28-Ю,32%. Обобщая полученные данные, можно сказать, что насыщение шлака известью позволяет изменять вязкость шлака в диапазоне температур 1650-Ч750°С, и как следствие, регулировать степень вспенивания элеюропечных шлаков. Другим не менее эффективным способом регулирования степенью вспенивания шлака и изменения его вязкости является управление фактической температурой шлака (рис. 6)

Так как одним из ключевых факторов, обеспечивающих вспенивание шлака, является объем образующегося вспенивающегося газа, который зависит от режима обезуглероживания ванны и восстановления оксидов железа вдуваемым углеродом, то есть изменяется по ходу процесса плавки. То оценка способности шлака к ценообразованию с помощью индекса вспенивания является не совсем корректным, так как полученные уравнения по расчёту индекса вспенивания не отражают влияние объёма образующегося газа на его величину. Для более точного определения способности шлаков пенится необходимо принимать во внимание количество выделяющегося СО в любой момент времени. Известно, что основными характеристиками процесса ценообразования являются вязкость и поверхностное натяжение, а показателями качества образующейся пены являются её устойчивость. Для учета количества выделяющегося СО в процессе вспенивания сталеплавильного шлака введём величину характеризующую скорость образования новой поверхности (пены), как отношение поверхностного натяжения к вязкости и равную величине приведённого расхода:

шгкны

обР

0,06 и 0,055 0,05

§0,045 §

§ 0,04

£ 0,035 о

| 0.03 со

0,025

(4)

Анализ полученных данных о скорости образования новой поверхности показывает, что величина скорости образования новой поверхности (пены) имеет прямо противоположный характер к величине индекса вспенивания. Исходя из полученных данных, видно, что в зависимости от физико-химических свойств шлака необходима определённая величина скорости образования новой поверхности. То есть, любой шлак можно перевести во вспененное состояние, только необходимо обеспечить достаточную скорость образования новой поверхности (приведённую скорость газа). Другими слова, для поддержания шлака во вспененном состоянии необходимо обеспечить достаточный объём образующегося вспенивающего газа СО.

0,02

1640

1660 1680 1700 1720 1740

Температура шлака, С •"Основность 2 —Основное ть 2,5

1760

Рис. 6. Характер изменения вязкости электропечных шлаков в зависимости от его фактической температуры.

На основании этих данных можно объяснить причину снижения эффективности вспенивания шлака в конце плавки, которая связана с увеличением необходимой скорости образования новой фазы (приведённой скорости газа). Это связано в первую очередь со снижением вязкости шлака из-за увеличения содержания оксидов железа в нём, что свидетельствует о необходимости увеличения объёма образующегося вспенивающегося газа. Однако к концу процесса плавки, это не всегда возможно, из-за снижения количества углерода в металле, и как следствие, уменьшения скорости обезуглероживания ванны. То есть увеличить количество образующегося вспенивающего газа в данный период можно только за счёт увеличения подачи углеродсодержа-щих материалов с одновременной продувкой ванны кислородом.

15,0

§ § 13,0

§ 12,0

Э <о ||

о 2 10,0

¡5 § 9.0

О

8,0

§ 8 7.0 О Й 10 6,0

5,0

1640 1660

1760

Но и данная технологическая операция к концу периода плавки малоэффективна, так как может привести к более интенсивному окислению железа, и как следствие, повышению содержания оксидов железа в шлаке. Это, в свою очередь, приведет к снижению вязкости шлака, что потребует дополнительного количества образующегося вспенивающего газа для под-

1680 1700 1720 1740 Температура шлака, С

Основность 2 —Основность 2,5 Рис. 7. Зависимость скорости образования вспененного шлака от фактической температуры шлака.

держания эффективного вспенивания шлака. Исходя из этого, наиболее эффективными способами обеспечения процесса вспенивания шлака являются: 1) повышение вязкости шлака, за счёт повышения основности шлака или добавок различных материалов (СаО, MgO), то есть перевода шлака в гетерогенное состояние; 2) снижение фактической температуры шлака, за счёт оптимизации температурного режима плавки или ввода дополнительных материалов (например, металли-зованных окатышей), обеспечивающих снижение его температуры. Так, при основности шлака 2, снижение фактической температуры шлака с 1750°С до 1700°С (на 3%) позволяет снизить величину скорости образования новой поверхности (приведённой скорости вспенивающего газа) с 14,2 м/с до 11,5 м/с (на 20%). Исходя из этого, можно сделать вывод, что наиболее эффективным способом управления процессом вспенивания сталеплавильного шлака в ДСП, является управление фактической температурой шлака.

В третьей главе рассмотрены вопросы математического описания процесса вспенивания шлака, в частности, вспененный шлак рассмотрен с точки зрения фрактальной геометрии и теории протекания (перколяции). За основу взята модель, дисперсная среда в которой характеризуется тремя чётко разделяющимися элементами, а именно пленками на стыке 2 ячеек, каналами на стыке 3 плёнок, узлами на стыке 4 канатов. Если пренебречь объемом шлака в узлах и его

2.

3.

течением по плёнкам, тогда вспененный шлак будет представлять собой систему связанных и беспорядочно ориентированных каналов, имеющих поперченное сечение в форме треугольника.

Так как, вспененный шлак имеет очень развитую межфазную поверхность и соответственно избыток свободной энергии, то он термодинамически неустойчив. Из этого следует вывод, что вспененный шлак, начинает разрушаться с момента своего получения, при этом в нём протекают следующие процессы:

1. Под действием капиллярного разряжения происходит стекание жидкости из плёнок в каналы. Этот процесс протекает довольно быстро (несколько секунд). При этом время протекания этого процесса, гораздо меньше характерных времён разрушения вспененного шлака. Это позволяет сказать, что данный процесс практически не играет роли в жизни вспененного шлака.

Уменьшение во времени общего объёма вспененного шлака. Этот процесс играет значительную роль в конце разрушения вспененного шлака, когда основные процессы уже практически закончились.

На протяжении всего времени существования вспененного шлака в его объёме протекают процессы, связанные с укрупнением газовых пузырьков и сокращением межфазной поверхности. Это приводит к изменению структуры вспененного шлака, а именно изменению размеров, формы газовых пузырьков и их распределению по размерам. 4. С момента образования вспененного шлака до его разрушения под воздействием силы тяжести протекает процесс стекания шлака из верхних слоёв в нижние. При этом движение шлака совершается при неизменной дисперсности системы.

Для математического описания процесса вспенивания шлака взята полиэдрическая модель газожидкостной системы, согласно построению которой, процесс её разрушения связан только со стеканием жидкости из каналов под воздействием силы тяжести. При этом данный

процесс является главным при разрушении вспененного шлака. Неоднородность структуры вспененного шлака можно учесть при моделировании его внутреннего строения фрактальными деревьями. Это позволит описать самые различные структуры вспененного шлака: от монодисперсной до полидисперсной. Согласно фрактальной геометрии, фрактальное дерево может приобретать различные формы, а именно: регулярную и нерегулярную; одномерную и двухмерную; с одинаковой и изме-

п=4

Рис. 8. Регулярное дерево Кейли.

няющейся высотой уровней; с постоянным и изменяющемся углом расхождения ветвей. Системе разветвлённых каналов вспененного шлака сопоставим регулярное фрактальное дерево Кейли. Разрушение такого дерева будет происходить иерархически. Это связано с возникающей корреляцией между размером разрушенной области и размером примыкающей области, которая не затронута разрушением, но также находится под воздействием нагрузки. Из каждой вершины фрактального дерева выходят 2 ребра (стык плёнок), которые образуют между собой угол ¿»равный 109,5°. В результате построения дерева Кейли получим, что на л-м уровне будет существовать Т рёбер.

которые будут соединять каждую вершину (л-1)-го уровня с 2 вершинами и-го уровня. Из теории фракталов следует, что высота л-го уровня дерева будет равна ЛН„ = АН, /Т', а высоту всего дерева можно определить в соответствии с формулой:

ЛН = ^ЛИ„=2-ЛН, , (5)

л=/

Разрушение (синерезис) вспененного шлака является следствием стекания жидкости из каналов и пленок, заключенных между газовыми пузырями. Экспериментально доказано, что высота пены влияет на процессы вытекания из нее жидкости. Из данных, полученных различными исследователями занимающихся изучением вспенивания различных жидкостей, следует, что при определенной высоте вспененного шлака АН, время стекания шлака слабо зависит от его высоты (АН), однако, когда высота достигает величины меньше некоторой АН", происходит резкое увеличение времени накопления, а при AH=Atf стекание шлака совсем прекращается. Наличие таких характерных высот вспененного шлака АН0 и Äff говорит о том, что разрушение вспененного шлака происходит по типу протекания, другими словами, определяется процессами вытекания жидкости.

Рассмотрим вспененный шлак достаточно малой высоты, при которой стекание жидкости отсутствует. В этом случае, фрактальное дерево, которым моделируется вспененный шлак, будем считать ненагруженным. Увеличение высоты вспененного шлака за счёт поступления в объём шлака все новых газовых пузырей извне или в результате реакции в самом вспененном шлаке приведёт к возникновению дополнительной нагрузки на рёбра фрактального дерева, и тогда оно станет нагруженным.

В этом случае, дополнительное давление на каждое ребро л-го уровня можно определить с помощью выражения:

P„=(P-cos{d/2))/2\ (6)

где Р- давление, которое оказывает добавленная масса жидкости, приложенная к уровню л=0.

Величину критического значения для давления (Рс), при котором нарушается гидростатическое равновесие в ребре дерева и начнётся развиваться процесс разрушения вспененного шлака, можно определить по выражению:

Pc=\n2j[22-lt 2 -Р0„-0,48-Р0„, (7)

Здесь Л», - нагрузка, приходящаяся на рёбра n-го уровня, равная:

где Ph=2-afr0 - давление газа в смежном пузырьке; г0 - средний радиус пузырьков, образующих вспененный шлак; а- коэффициент поверхностного натяжения шлака; ¿/-коэффициент пропорциональности, характеризующий структуру вспененного шлака.

Используя полученные при моделировании вспененного шлака нагруженным фрактальным деревом результаты и экспериментальные факты, можно с уверенностью сказать, что существует некоторая высота вспененного шлака APF начиная с которой (АН < AI Г) стекание шлака отсутствует, так как почти во всех ребрах фрактального дерева и на всех его уровнях дополнительное

давление Р„, а соответственно, и вероятность разрушения р„ меньше критических. Другим словами во всех ребрах устанавливается гидростатическое равновесие. По мере роста высоты вспененного шлака при АН"<ЛН<ЛН° увеличивается содержанием в нем газа и как следствие, происходит увеличение дополнительной нагрузки на рёбра фрактального дерева. Это приводит к нарушению гидростатического равновесия в части ребер, и как следствие, начинается процесс вытекания шлака. Однако на этом этапе давление высоты вспененного шлака недостаточно для того, чтобы Р„ превысило критическое давление в наибольшей части рёбер. Начиная с определённой высоты вспененного шлака равной АН0, дополнительной нагрузки создаваемой его высотой, оказывается, достаточно, чтобы превысить критические значения давлений в рёбрах фрактального дерева. Это говорит о том, что при АН>АН° процессы стекания больше не зависят от высоты вспененного шлака, другими словами, достигается предельная высота вспенивания шлака Другими словами, устанавливается равенство скоростей стекания шлака и выделения газовых пузырей из его объёма.

Для расчёта критической высоты вспенивания сталеплавильного шлака (условие равенства скоростей вытекания шлака и выделения газовых пузырей из объёма вспененного шлака) примем, что дисперсность во всём его объёме не меняется, в этом случае радиус пузырьков г0 и возникающее в них давление газа Рь будут постоянны и не зависеть от координаты : (ось г направлена вертикально вверх). Пусть на п-м уровне дерева установилось гидростатическое равновесие, в этом случае:

°Ро„/& + Рх'8 = 0, (9)

Используя (В) в (9), можно получить дифференциальное уравнение следующего вида: к, ■ а ду

3„~+Р'8 = 0, (10)

5-Го-у ' &

решением, которого является зависимость объемной плотности вспененного сталеплавильного шлака от высоты п-го уровня:

Уп -2.5-r.lk, -а))"2, (11)

где у - средняя объёмная плотность пены.

Подставляя (11) в (8), получаем уравнения, позволяющие рассчитать давление в пенном канале и высоту на уровне л:

Ро„ = рь~ (к, ■ ст/{2,5 ■ г0 ))[(//#)- (Р8АН„-2,5т0/кга)\_ (, 2)

(.3)

2,5->~о'Р'£ т]у Р ё

Если предположить, что Р„ стало равным критическому, то есть: РС=Р-со^(в/2)12" , (14)

Приравняв (7) и (14) и выразив давление гоп, ПОЛуЧИМ! Р0„=Р-со*{в/2)/{0,48-г), (15)

Р = 2-{ст/г0), (16)

Это позволяет получить формулу для расчёта критической высоты вспенивания шлака (условие равенства скоростей вытекания шлака из столба пены и выделения газовых пузырей из объёма пены), которая адекватно описывает характер изменения уровня вспененного шлака:

к,-ст 1 2-ег =-'----=•---

2,5-г0-р^ ^у р-г-г0

На основе полученной формулы были определены значения коэффициента к1 для условий ДСП (к,=15). Результаты расчёта высоты вспененного шлака для условий выплавки стали в ДСП хорошо согласуются с производственными данными, что подтверждается данными представленными на рис. 9.

Таким образом, на основе полученного выражения можно оценить характер изменения высоты вспенивания шлака, что позволяет его применять для проектирования систем автоматического управления технологическим процессом выплавки стали в современных сталеплавильных агрегатах, а также при проектировании и реконструкции новых сталеплавильных агрегатов.

В четвёртой главе рассмотрены физико-химические закономерности плавления металлизованных окатышей в ванне дуговой печи, из которых следует, что в процессе непрерывной загрузки металлизованных окатышей в ванну ДСП в результате протекания тепло- массообменных процессов при нагреве и плавлении происходит окисление углерода металлизованных окатышей с образованием оксида и диоксида углерода. Это связано в первую очередь с тем, что метаплизованные окатыши обладают развитой пористой структурой, что способствует формированию мелких пузырей оксида углерода в объёме шлака. Другими словами, по ходу непрерывной загрузки окатышей в ванну ДСП присутствуют основные факторы, обеспечивающие формирование пены и стабилизирующие её: достаточное количество углерода и кислорода; развитая пористая структура металлизованных окатышей; расположение фронта обезуглероживания в шлаке. В результате исследования роли металлизованных окатышей в процессе вспенивания шлака было установлено, что химический состав металлизованных окатышей, а именно содержание в них углерода оказывает значительное влияние на процесс вспенивания шлака.

Для оценки степени влияния химического состава металлизованных окатышей (содержания реакционного углерода) на процесс вспенивания шлака, необходимо выполнить анализ статей расхода углерода металлизованных окатышей в процессе их нагрева в ванне ДСП. Известно, что при скорости нагрева металлизованного окатыша до 10°С/мин практически полностью завершается процесс восстановления железа в твёрдом состоянии. В этом случае, концентрация

22

1-

со$

т

0,48-2"

(17)

Рис. 9. Зависимость изменения уровня вспенивания в ДСП от приведённого расхода газа. 1 - 150-т дуговая сталеплавильная печь; 2 - результаты расчёта по формуле (17).

реакционного углерода в окатыше (Ср, %) соответствует стехиометрическому по отношению к кислороду его количеству, т.е. Ср=[0]/1,33, а его зависимость от величины степени металлизации можно рассчитать из уравнения материального баланса:

+[0]„<+Со, + В = 100%, (18)

где В - содержание пустой породы, %; [0]„ - содержание кислорода в оксидах железа, %; -

содержание железа общего, %; Сск=Стр+С0^,б концентрация углерода в окатыше; Сш„,6 - содержание избыточного углерода в жидкости (шлаке), %.

Так как кислород, содержащийся в окатыше, связан с железом в виде (РеО)„„ то уравнение (18) можно представить в виде:

+(ГеО)т+Ст + В - 100%. (19)

гДе ~ содержание железа металлического, %; (РеО)ок - содержание вюстита, %. Обозначив ■.[о\,/Ст=К; В/РС = А; / = <р

Тогда, выразив из (19) (РеО)т, составим систему уравнений: \РеЦ +К-Сок +Ст + А- РеЦ = 100%

+ 4,49-КСт +Сок +А-Ре% =100%' (20)

Из первого уравнения системы (20) определим: Ре:'б={100-(К + 1).С,к)/(А + 1),% (21)

Подставляя Ре"'б в уравнение два, системы (20) с учетом того, что Л-0,058 получим:

Со*Р = [((/-<?)• 100)/(7.25-2,33-<р)¡% (22)

Анализ данных работы дуговой печи показал, что в реакцию с вюститом успевает вступить около 85% реакционного углерода окатышей, т.е.

Сок=Ш!-у)-85)1{7,25-2,33-<р)\% (23)

Непрореагировавший реакционный углерода окатышей С,„„ вместе с избыточным С„,„а переходит в металл. Непрореагировавший вюстит из внутренних слоев окатышей остается в шлаке.

Таким образом, зная количество реакционного углерода в металлизованных окатышах можно определить величину приведённой скорости газа, выделяющегося при вторичном восстановлении окатышей с помощью следующего выражения: ... {(ут-ты~Мт)/тм}-85-(1-<р)-22.4-Тр

100- 12-293-Ре-(7,25-2,33-у) ' <24)

где и„ - скорость непрерывной загрузки окатышей, кг/с; г„ - время плавления окатышей, с; Мик - масса монослоя окатышей, кг; Р, - площадь выделения СО, м2.

Для оценки относительной величины вспенивания сталеплавильного шлака в дуговой сталеплавильной печи при непрерывной загрузке металлизованных окатышей можно воспользуемся выражением (3).

Результаты расчёта позволили установить, что для обеспечения полного экранирования электрических дуг вспененным шлаком в период непрерывной загрузки металлизованных окатышей (длина дуги 400 мм) приведённая скорость выделения газа должна быть не менее 10 м'/мин на 1 мг площади ванны (рис. 10). Кроме того, в результате расчётов было установлено, что в зависимости от степени металлизации окатышей существует оптимальная скорость их загрузки в печь обеспечивающая эффективное вспенивание шлака. Так, в результате расчётов было установлено, что при степени металлизации <р= 89% и <р=92%, оптимальная скорость загрузки составляет к»=27 кг/с и к.<=35 кг/с соответственно.

Для обеспечения эффективного вспенивания шлака походу плавки кор-розионностойкой стали рекомендуется использовать отходы, получаемые при производстве металли-зованного сырья (шлам и металлизованную мелочь, образующиеся при производстве железа прямого восстановления от шахтных печей металлизации), при этом используется принцип протекания тепло- и массо-обменных процессов, происходящих при нагреве и плавлении металлизованных окатышей в ванне дуговой печи, описанный выше. Согласно предлагаемой технологии образующиеся отходы подвергаются холодному брикетированию с добавлением коксика. При этом можно получить брикеты различного химического состава и плотностью от 3900+4100 кг/м3. Удельная плотность полученных брикетов находится, между величиной плотности шлака и металла, что позволяет сказать о том, что при такой плотности брикеты плавают на границе раздела «шлак» - «металл». Такое расположение брикетов в ванне ДСП, согласно имеющимся данным о механизме вспенивания шлака, является достаточно оптимальным, что обеспечивает протекание необходимых реакций газообразования.

Для оценки степени влияния брикетов, полученных из отходов при производстве железа прямого восстановления на вспениваемость сталеплавильного шлака, были выполнены расчёты по методике, изложенной выше. Результаты расчета позволили установить, что для обеспечения полного экранирования электрических дуг вспененным шлаком (длина дуги 400 мм) приведённая скорость выделения газа должна быть не менее 12 м3/мин на 1 м2 площади ванны. Анализируя полученные данные, можно сказать, что в зависимости от степени металлизации брикетов существует оптимальная скорость их загрузки в печь, обеспечивающая эффективное вспенивание шлака, а именно при <р=66%, у6р,„т-14 кг/с; <р=12%, 16 кг/с.

0,3 -.-1-.-'-.-.

4 6 8 10 12 14 16

Приведенная скорость газа, мин

Рис. 10. Зависимость изменения уровня подъёма сталеплавильного шлака по ходу непрерывной загрузки металлизованных окатышей от приведённой скорости газа при <р=0,89.

В пятой главе произведена оценка степенн влияния высоты вспененного шлака на пы-лебрызгоунос из сталеплавильной ванны. Анализ научно-технической литературы показывает, что процесс осаждения пыли в шлаке достаточно сложен, так как на его эффективность влияет множество факторов. Поэтому для более точной оценки эффективности осаждения частиц пыли в слое вспененного шлака, предположим, что запыленный газовый поток в основном движется по каналам «свищам» и выполним расчет в соответствии со схемой на рис. 11 осаждения частиц на поверхность канала. За время Л частицы пройдут вдоль оси канала путь равный сЬ= и>,<й (где »'„ -скорость частицы). Тогда содержание частиц в газовом потоке изменится на величину а количество частиц, осевших, на поверхности канала составит:

dG = -W■d^■dt ,

где №=м<гпЯ .

(25)

За время Ж на поверхности могут осесть только те частицы, которые располагались от нее на расстоянии не более <1г=косаж<11, тогда на участке ск на стенке каната произойдет осаждение всех частиц, находящихся в объёме ¿V скошенного полого конуса высотой 2<к с толщиной стенки (¡г. Допуская, что с!г «Я, получим: dG = g■dV = g■2■n■R■dr■dz ,

, тогда

Рис. 11. Схема для расчёта эффективности осаждения частиц в объеме вспененного шлака.

Учитывая, что d: = н*ч • с/1 и dr = -й dG = g ■ dV = g ■ 2 ■ л ■ Я • и>„ • \мхажdl2 ,

Приравняв правые части уравнений (25) и (26), и учитывая, что IV = ■ п • Я2, получим:

Я

Я н>.

В результате интегрирования (27) с начальным условием g=Go при (=0 в интервале от (=0 до 1=1Лгч получим уравнение для расчёта численной концентрации частиц в запылённом газовом потоке при прохождении расстояния 1=АН (высота вспененного шлака) в виде:

41 » г -----I и

О ■ И- № J

а --1»

или при «'^„¿гсом!

41 и-

Сг=С„-еха - —

= С„ -ех)

(29)

(30)

где — среднее время пребывания частиц в канале, с.

Долю осевших частиц (эффективность осаждения) можно выразить величиной эффек-

тивности осаждения:

На основании (29) получим:

= 1-ехА~ —

О у/,

= 1-ехрI

О

В отличие от осаждения частиц за счёт диффузии, при увеличении скорости газа эффективность осаждения частиц пыли повышается, так как сокращается среднее время пребывания гср, но и значительно повышается скорость турбулентной миграции м>осаж. Так как для частиц большого размера безразмерная скорость осаждения определяется только скоростью газового потока, то для расчёта эффективности осаждения таких частиц можно принять:

">„саж=(0,034^0,04)-м,г-Яе~"

тогда уравнение (32) примет вид: „-/ « £

1-ехт*-К-Ие'

й

(33)

где ЛГ=0,136+0.160.

Общую эффективность осаждения частиц всех размеров, в объёме вспененного можно получить из принципа аддитивности проскоков в виде:

'-ехр\——

41

1 - ехр\-КЯе'

(34)

Графики зависимости эффективности осаждения частиц в объёме вспененного шлака от значения критерия Рейнольдса (йе) при разных размерах частиц представлены на рис. 12. Если допустить наличие между кривыми, рассчитанными по этим уравнениям промежуточной плавной переходной зависимости (пунктирные кривые на рис. 12), то станет очевидным, что для каждого размера частиц существует оптимальное значение критерия Рейнольдса, которое позволяет получить максимально возможную эффективность осаждения (так для частиц диаметром 10 мкм оптимальное значение числа Рейнольдса составляет 20000+40000, для частиц диаметром 3 мкм - 60000+80000, 1 мкм -более 200000). Анализ полученных формул показывает, что даже незначительное увеличение реального пути (¿) всплытия пузырьков СО с пылью, то есть повышение уровня вспененного шлака приводит к резкому падению концентрации пыли в отходящих газах.

Из анализа процессов осаждения пыли в объёме вспененного шлака с помощью выражения (34) видна значительная зависимость эффективности сепарации пыли через слой вспененного шлака от размера частиц. Поэтому одним из эффектив-

Рис. 12. Зависимость эффективности осаждения частиц в слое вспененного шлака от числа Рейнольдса газа и диаметра частиц.

ных методов интенсификации процесса и повышения эффективности осаждения пыли в слое вспененного шлака является создание условий для увеличения размеров частиц. Так, турбулиза-ция потока отходящих газов, приводит к усилению процессов коагуляции частиц пыли, и как следствие, к снижению ее выноса из рабочего пространства агрегата. Одним из наиболее эффективных способов, способствующих турбулизации потока отходящих газов, является создание над ванной газоструйной защиты из упругих струй (ГСЗ). Так, под воздействием энергии струй острого дутья, в объеме вспененного шлака возникают турбулентные пульсации, под воздействием которых происходит коагуляция частиц пыли.

В шестой главе изложены вопросы влияния вспененного шлака на процессы теплообмена в ДСП и выполнена оценка коэффициента использования тепла электрических дуг в зависимости от степени ее экранирования. Известно, что основным источником энергии в ДСП является электрическая дуга, на её долю приходится около 60% энергии, поступающей в печь. От величины коэффициента использования тепла (КИТ) электрических дуг зависит величина удельного расхода электроэнергии на тонну стали: чем больше величина КИТ электрическггх дуг, тем меньше удельный расход электроэнергии.

Величину коэффициент использования тепла электрических дуг () можно определить с использованием следующего выражения: _ 0.8-■ Ра.к + 0,05 ■ Р6 + ■ {Р„ - />„ - 0,05 ■ Рб)

i кит , (J-5)

г ó

где Рд - мощность электрической дуги, идущая на нагрев и расплавление металла; Р„.к - мощность, которая выделяется в анодном и катодном пятне; - средний угловой коэффициент излучения от электрической дуги на металл, характеризующий величину мощности, излучаемую электрической дугой на металлическую ванну.

Значение величины среднего углового коэффициента излучения электрической дуги на поверхность металлической ванны определяется как сумма локальных угловых коэффициентов излучения дуги на элементарные площадки:

п

Фд-м=ГФ|к. (36)

Величина локального углового коэффициента излучения d<j>lk с поверхности элементарного цилиндра (дуги) dLj на поверхность площадки определяется в соответствии с выражением: ,. cosa. ■ cos В, ■ F. ■ dLл

ф* --T^F,-• <37>

я h

где а - угол между нормалью N к оси цилиндра и направлением излучения тепла, град; Д - угол между нормалью N2 к центру площадки и направлением излучения тепла, град; Fc„ - площадь площадки, м2; I, - расстояние от цилиндра до площадки, м.

Локальный угловой коэффициент излучения линейного источника на поверхность площадки определяется шгтегрированием выражения (37) в пределах изменения угла а. В зависимости от расположения площадки в рабочем пространстве величина локального углового коэффициента может быть определена по выражениям, представленным в табл. I.

Таблица 1. Формулы для расчёта локальных угловых коэффициентов излучения от электрической

дуги на площадку.

№ п/п Описание схемы взаимного расположения электрической дуги и поверхности, подвергающейся нагреву Формула для расчёта величины локального углового коэффициент излучения от электрической дуги на площадку

1 2 3

1 Площадка расположена на горизонтальной плоскости, а электрическая дуга, образует с этой плоскостью острый угол = [Fk /(2л2г1д )|sin2 (ф+р) - sin2 <р|--tgp[p + cos(2rp+p)smp] }

2 Электрическая дуга и площадка, расположены на плоскости, которая наклонена вправо от вертикальной оси и находится напротив электрической дуги ф1к=[рк/(2я2Пд)]{со5ф[р + + sinpcos(p,-p2) ]--s^(sin2 р, -sin2 P2) }

3 Электрическая дуга и площадка, расположены на плоскости, которая наклонена вправо от вертикальной оси, при этом центр площадки расположен напротив верхнего среза электрической дуги Ф X к=Ы2*Ч)]* со5ф^р+-^-5т2р^зтф5т2 p

4 Электрическая дуга и площадка, расположены на плоскости, которая наклонена вправо от вертикальной оси, при этом центр площадки находится напротив нижнего среза электрической дуги Ф X cosф^p + Ys^n2pj + sinфsin2 p

5 Электрическая ду га и площадка, расположены на плоскости, которая наклонена вправо от вертикальной оси выше верхнего среза электрической дуги Ф1к=[рк/(2т[2г1д)}с05ф[р + + sinpcos(p, +P2)--s^(sin2 p, -sin2 p2) }

6 Электрическая дуга и площадка, расположены на плоскости, которая наклонена влево от вертикальной оси, напротив электрической дуги ф,к =Ы2*Ч)] {С05ф[р + + sinpcos(p, -p2) ]+ + s^(sin2 P, -sin2 p2) }

7 Электрическая дуга и площадка, расположены на плоскости, которая наклонена влево от вертикальной оси, выше среза электрической дуги ф,к =[рк/(2712Пл)}со5ф[р + + sinpcos(p, +p2)+ + s^(sin2p,-sin2p2) }

Результаты расчёта, характеризующие распределение плотности теплового потока от электрических дуг по поверхности металла, стен и свода, полученные с помощью математической модели позволяют выявить явно выраженные максимумы в области на поверхности ванны, которая расположена под электродами. Выполненные при различном значении степени открытости электрической дуги расчёты, показали, что с увеличением величины (/„,„,) происходит возрастание величины теплового потока, и как следствие доли теплового потока, излучаемого на поверхность свода и стен печи. Другими словами, работа на более высокой ступени трансформатора ДСП, приводит к возрастанию величины теплового потока, падающего на поверхность шлакового расплава, водоохлаждаемых стен и свода печи, за счёт увеличения длины электрической дуги и переходу к режиму открытого горения электрических дуг, что и вызывает повышенное облучение поверхности свода и стен. Поэтому при экранировании электрических дуг вспененным шлаком мощность, которая передается шлаку, а через его слой за счёт теплообмена конвекцией и металлической ванне, значительно увеличивается вследствие более интенсивного подвода энергии от электрических дуг, что способствует усилению процесса нагрева металла в дуговой печи. При этом одновременно происходит перераспределение величины падающего теплового потока между сводом, стенами и шлаком (металлом) в сторону последнего, что благоприятно сказывается как на работе футеровки, так и на нагреве и плавлении окатышей в шлаке. Поэтому при работе на более высоких ступенях, необходимо стремиться увеличить степень экранирования электрической дуги за счёт вспенивания шлака. Как показывают расчёты плотности тепловых потоков, падающих на стеновые водоохлаждаемые панели дуговой печи, при различной степени открытости электрической дуги, зоны, расположенные напротив электрода наименее экранированы от теплового излучения и плотность тепловых потоков, падающих на поверхность стен, достигает наибольших значений в этих зонах. Это, можно объяснить влиянием электромагнитного выдувания электрических дуг из-под электродов, что приводит к уменьшению степени экранирования электрических дуг электродами. Для второй и последующих зон электрод затеняет часть дуги.

Наличие в печи в данный момент вспененного шлака, позволяет снизить облученность кладки стен печи, за счёт лучшего экранирования дуги, что также даёт возможность работы при более высоком вторичном напряжении. Плотность потоков падающих излучений от электрических дуг на поверхность свода достигает максимальных значений на его периферии и снижается к центру печи. Это объясняется электромагнитным выдуванием дуг от центра печи к периферии и экранированием электродами центральной части свода от теплового излучения дуг. Таким образом, наличие в печи по ходу окислительного периода хорошо вспененного шлака и поддержание его уровня на заданном уровне позволяет существенного улучшить тепловую работу водоохлаждаемых элементов стен и свода дуговой сталеплавильной печи за счёт уменьшения величины облученности стен и свода на 100 кВт/м2 и 15 кВт/м2 соответственно. Это подтверждается результатами расчёта коэффициента использования тепла электрических дуг, которые показывают, что по мере увеличения степени экранирования электрической дуги вспененным шлаком его величина возрастает с = 0,40 практически до = 0,99 (табл. 2). Другими словами, при обеспечении полного экранирования электрических дуг по ходу всей плавки можно добиться максимальной степени использования тепла электрических дуг, что позволяет повысить долю тепла переда-

ваемой электрической дугой ванне на 2,5 МВг/м2, тем самым увеличить вводимую в ванну мощность, скорость нагрева металла и сократить удельный расход электроэнергии на плавку.

Таблица 2. Сравнительные данные тепловой работы дуговой сталеплавильной печи при различ-

ной степени экранирования электрической дуги вспененным шлаком.

Параметр Процент экранирования вспененным шлаком электрической дуги, %

0 20 40 60 80 100

Длина неэкранированной шлаком части дуги, мм. 450 360 216 86 17 0

Средний угловой коэффициент излучения электрической дуги на поверхность металла. 0.35 0,46 0,57 0,66 0,78 1

Коэффициент использования тепла электрической дуги. 0,4 0,5 0,6 0,68 0,79 0,99

Таким образом, исследованиями установлено, что при равных условиях проведения плавки стали для дуговых печей одинаковой мощности и вместимости, наибольший коэффициент использования тепла электрических дуг наблюдается при полном экранировании электрических дуг вспененным шлаком. Кроме того, за счёт экранирования электрических дуг шлаком и увеличения вводимой мощности можно добиться уменьшения длительности электроплавки и сократить удельный расход электроэнергии на тошгу выплавляемой стали, что свидетельствует об эффективности и перспективности применения технологии вспенивания шлака на ДСП.

В седьмой главе рассмотрены вопросы совершенствования энерготехнологического режима работы ДСП, направленные на разработку энергосберегающего режима электроплавки. Проблему разработки энергоэффективного режима электроплавки можно решить путём максимального экранирования электрических дуг, хорошо вспененным шлаком. Однако на процесс вспенивания шлака существенное влияние оказывает его фактическая температура и соответственно вязкость. Проведёнными исследованиями установлено, что по ходу электроплавки стали температура шлака на 80+100°С выше температуры металла. А в случае максимального экранирования электрических дуг хорошо вспененным сталеплавильным шлаком на протяжении всей плавки, величина перегрева шлака будет ещё выше. Повышенная температура шлака переводит шлак практически в гомогенное состояние, что ухудшает процесс его вспенивания. Для поддержания степени перегрева шлака на уровне, обеспечивающем поддержание шлака в гетерогенном

состоянии необходимо знать фактическую скорость нагрева металла в дуговой печи уФ0"" по ходу плавки, которую можно определить по изменению температуры металла по ходу плавки. Величина Г/'"""" , определяется главным образом количеством тепла, поступающего в ванну от электрических дуг, которую можно регулировать уровнем вспенивания шлака и тепловой мощностью печи, а также скоростью загрузки металлизованных окатышей в печь (к,»). Причём используя в процессе плавки металлизованные окатыши, с различной степенью металлизации и изменяя скорость их загрузки можно добиться эффективного вспенивания шлака.

В этой связи представляется необходимым разработать математическую модель изменения теплового состояния металлической ванны по ходу непрерывной загрузки металлизован-ных окатышей в печь. Под металлической ванной в данном случае будем понимать расплав металла и шлака, причем температуру металлической ванны примем равной во всех её точках.

Изменение температуры расплава с учетом изменения массы ванны можно представить в виде следующего уравнения:

{Св + V. • тК(<1Т1<1т)= дпол - - - Чрасп -Чхим-Ясо- Чпот , (38)

где Со - масса металла в ДСП до начала загрузки окатышей, кг; к» - скорость загрузки окатышей, кг/с; г- время, с; стм - теплоемкость металла, Дж/(кг-°С); Т- текущая температура металла, °С; Чпо, - полезный тепловой поток на ванну от внешних источников с учётом вспенивания шлака, Вт; - количество тепла, идущего на нагрев поверхности окатыша до температуры плавления, Вт; д™ — количество тепла, идущего на плавление окатышей, Вт; - количество тепла, идущего на нагрев образующегося расплава при его слиянии с ранее накопленным, Вт; дхил, -количество тепла, идущего на протекание физико-химических процессов, Вт; <?«, - количество тепла, теряемого ванной с отходящими газами, Вт; - количество тепла, теряемого через кладку в окружающую среду. /

АСУТП ««Дуговая сталеплавильная пе*-ь»

Расыет электрических характеристик

Мощность, длина дуги

Толщина шлака

Автоматический контроль тол лины шлака

Увеличение дины дуги

1. Уменьшение силы тока 2. Переход на более высокую ступень напряжения

Расчет коэффициента использования тепла электрических дуг

Блок сравнения

Расчет степени экранирования

электрической дуги

%

Расчет распределения тепловых потоков в рабочем пространстве дуговой сталеплавильнойпечи

Уменьшение дины дуги

1. Увеличение силытока

2. Переход на более низкую ступень напряжения

1. Гете рогениэация шлака

2. Загрузка металл изованных окатышей В. Увеличение расхода УСМ и кислорода

ч

Расче" величины полезного теплового пока от внешних источников

Расчет основных статей теплового баланса и количестватепла необходимого для расплавления окатышей

Расчеттекущей температуры металла

\

Расчет скорости загрузки Окончание процесса плавки окатышейсучетомтекущей с

температуры металла

Рис. 13. Блок-схема модели расчёта параметров энерготехнологического режима при выплавке стали в дуговой печи.

Для обеспечения оптимального энерготехнологического режима плавки металлизован-ных окатышей в ванне ДСП на основе полученных в ходе исследований данных был разработан

алгоритм расчёта теплового состояния ванны ДСП по ходу выплавки стали. Алгоритм основан на принципе учёта рациональной степени шлака, оптимальной скорости подачи металлизованных окатышей в печь, а также условии постоянного погружения электрической дуги в слой вспененного шлака ЛН>10 и представлен на рис. 13.

С помощью данного алгоритма было изучено влияние скорости подачи металлизованных окатышей в ванну печи на температуру металла. Результаты моделирования, представлены на рис. 14.

Анализ представленной на рис. 14 зависимости показывает, что с увеличением скорости загрузки металлизованных окатышей в печь происходит снижение конечной температуры металла, что говорит о снижении скорости нагрева металла. Это, в свою очередь, говорит о более низкой по ходу плавки температуре шлака, что создаёт более благоприятные условия для поддержания шлака в гетерогенном состоянии и как следствие создаёт условия для вспенивания шлака. Кроме того, повышенная скорость загрузки металлизованных окатышей приводит к увеличению объёма образующегося газа за счёт протекания процессов довосста-новления оксидов железа, содержащихся в окатышах и обеспечивающего развитие процесса вспенивания шлака.

С помощью данного алгоритма также было изучено влияние массы загружаемых металлизованных окатышей на степень снижения температуры металла. Результаты моделирования представлены на рис. 15.

Анализ данных представленных на рис. 15 показывает, что для снижения фактической температуры шлака на 60+80°С необходимо загрузить в печь от 4000 кг до 10000 кг. Это позволит поддержать шлак в гетерогенном состоянии и обеспечить эффективное вспенивание шлака.

Результаты расчёта тем-

Скорость загрузки металлизованных окатышей. кг/с

Рис. 14. Зависимость изменения конечной температуры металла в зависимости от скорости загрузки металлизованных окатышей в печь.

90 | 80

I 70 |

¡1«

о

£ 40

%

<5 зо 20

2000

4000 6000 8000 10000 Масса загруженных окатышей, кг

12000 14000

Рис. 15. Зависимость степени снижения температуры металла от массы загруженных окатышей.

пературы металлической ванны по ходу непрерывной загрузки металлизованных окатышей в ДСП представлены на (рис. 16 кривая 3). Сравнение полученных с помощью математической

32

модели данных с производственными данными по температуре металла в 150 т дуговой печи по ходу непрерывной загрузки окатышей, свидетельствует о хорошей их сходимости, что подтверждает адекватность предложенной математической модели.

Как показывают результаты математического моделирования организация энерготехнологического режима с экранированием электрических дуг хорошо вспененным шлаком, позволяет повысить скорость нагрева металла (рис. 16 кривая 5) и температуру металла по ходу непрерывной загрузки металлизованных окатышей в ванну дуговой печи. Это, в свою очередь, позволит увеличить скорость загрузки окатышей в печь.

Изменение графика скорости загрузки металлизованных окатышей, путем её увеличения к концу плавки с 44 кг/с до 47 кг/с и с 15 кг/с до 17 кг/с, позволит поддерживать шлак в гетерогенном состоянии в конце плавки и обеспечить его эффективное вспенивание. Это, в свою очередь, позволит сократить время плавки под током в среднем на 1,5 минуты, сократить удельный расход электроэнергии в среднем на 0,5% и повысить производительность дуговой сталеплавильной печи.

Рис. 16. График изменения температуры расплава в ДСП работающей по технологии с непрерывной загрузкой окатышей. 1 - график изменения скорости загрузки металлизованных окатышей без экранирования электрических дуг вспененным шлаком; 2 - график изменения скорости загрузки металлизованных окатышей с экранированием электрических дуг вспененным шлаком; 3 -изменение температуры расплава при ведении плавки без экранирования электрических дуг вспененным шлаком; 4 - изменение температуры расплава при ведении плавки с экранированием электрических дуг в объёме вспененного шлака с изменённым графиком загрузки металлизованных окатышей; 5 - изменение температуры расплава при ведении плавки с экранированием электрических дуг в объёме вспененного шлака; К - экспериментальные данные.

1720,00

1700,00-

1680,00

I 1660,00

й. %

S 1640,00

ь

3.

Щ 1620,00

I

1600,00

1580,00

1560,00 ]

О,'

50

te

+ 45 'S

I

405 о

35 1

<J

10 3000,00

500,00 1000,00 1500,00 2000.00 2500,00 Время загрузки металлизованных ока тышей, с

Таким образом, предложенный алгоритм (рис. 13) расчета энерготехнологических параметров выплавки стали в дуговой печи позволяет рассчитать основные параметры теплового состояния ванны ДСП, с учетом постоянного контроля положения электрической дуги в объеме вспененного шлака и оптимального уровня перегрева металлической ванны, с целью достижения заданной его температуры перед выпуском. Так, применение энерготехнологического режима работы 150-т ДСП, с нагревом шлака электрическими дугами, погруженными в объём вспененного шлака, позволяет достичь более высоких скоростей нагрева металла (рис. 16) и плавления металлизованных окатышей, что обеспечивает снижение энергоёмкости производства стали, и получение высоких технико-экономических показателей электроплавки стали, то есть при соблюдении стандартности технологического и шлакового режимов электроплавки металлизованных окатышей с учётом установленных закономерностей и полного экранирования электрических дуг (длина дуги 1о<АН) наблюдается уменьшение плотности тепловых потоков от электрических дуг на водоохлаждаемые элементы и огнеупорную футеровку печи, что способствует повышению уровня теплоусвоения ванны (Ац„, МВт), и как следствие, позволяет увеличить скорость загрузки металлизованных окатышей (уок, кг/с) в печь.

Другими словами, применение рационального энерготехнологического режима с преимущественным расположением электрических дуг в объёме вспененного шлака при соблюдении условий оптимального шлакообразования позволяет сократить продолжительность плавления окатышей за счёт увеличения (и„), а также снизить удельный расход электроэнергии и повысить к.п.д. агрегата. Это подтверждается опытными данными, полученными для условий работы 150-т дуговой сталеплавильной печи.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ ПО РАБОТЕ

В диссертации экспериментальными и теоретическими исследованиями установлены ранее не изученные закономерности вспенивания шлака, изучен механизм образования вспененного шлака, определено влияние температуры ликвидус и вязкости на вспениваемость сталеплавильных шлаков, а также установлены взаимосвязи между процессами вспенивания шлака, интенсивности нагрева и обезуглероживания металла, выполнена оценка эффективности осаждения пыли в объеме вспененного шлака, научно обоснована применимость теории перколяции и фракталов для математического описания процесса вспенивания шлака, разработана математическая модель теплового состояния ДСП, установлены рациональные режимы работы электродуговой печи при выплавке стали на основе вспенивания шлака, совокупность которых является инженерной основой для проектирования новых и эксплуатации существующих ДСП и представляет решение социально-экономически важной актуальной проблемы обеспечения снижения энергоёмкости производства стали. Внедрение результатов обеспечивает значительный вклад в развитие экономики России за счёт повышения производительности до 10%, снижения удельного расхода электроэнергии на 0,5%, снижения выноса пыли до 40% и опасных аварий, а также существенное развитие науки в области энергосберегающих технологий выплавки стали на основе вспенивания шлаков.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ ПО ДИССЕРТАЦИИ

1. На основе экспериментальных исследований, изучен характер изменения высоты вспененного шлака по ходу выплавки стали в дуговой сталеплавильной печи и получена зависимость изменения относительной толщины шлака от величины приведённого расхода Ч "г .

2. В результате экспериментальных исследований установлен механизм образования вспененного шлака, который состоит из двух стадий: 1) формирование в процессе объёмного обезуглероживания двухфазной области, представляющей собой систему, состоящую из корольков металла различной величины в шлаке и капелек шлака в жидком металле; 2) образование в двухфазной области большого количества мелких пузырьков газа, обеспечивающих вспенивание сталеплавильного шлака;

3. На основе исследований процесса шлакообразования при непрерывной загрузке металлизо-ванных окатышей в дуговую печь построена диаграмма, характеризующая агрегатное состояние шлака, на которой выделены три области его состояния: область слабо пенящихся шлаков (30^20%РеС), 40^55%СаО+М^О+МпО, область пенящихся шлаков (20+15%РеО, 55^60%СаО+МёО+МпО, 25% Л'О^; область не пенящихся шлаков (15+Ю%РеО, 60+65%СаО+Л^О+МпО, 25%5Ю

4. На основе полимерной модели определено влияние температуры ликвидус и вязкости шлака на процесс вспенивания шлака по ходу загрузки металлизованных окатышей в печь, установлены новые закономерности стабилизации процесса вспенивания шлака, путём регулирования его фактической температуры;

5. Разработана новая методика оценки способности сталеплавильного шлака к ценообразованию, позволяющая определить по физико-химическим свойствам шлака необходимую величину приведённого расхода газа (скорость образования вспененного шлака = а/¡л ), обеспечивающую эффективное вспенивание шлака.

6. Установлено, что загрузка металлизованных окатышей в ДСП оказывает существенное влияние на процессы вспенивания шлака, за счёт выделения реакционного оксида углерода в результате взаимодействия содержащихся в них оксидов железа и углерода в процессе нагрева и плавления.

7. Установлено, что в процессе непрерывной загрузки металлизованных окатышей в ванну дуговой сталеплавильной печи присутствуют основные факторы, обеспечивающие формирование пены и стабилизирующие её: I) достаточное количество углерода и кислорода; 2) протекание реакции обезуглероживания в шлаке; 3) развитая пористая структура металлизованных окатышей.

8. Установлено, что в зависимости от степени металлизации окатышей существует оптимальная скорость их загрузки в печь обеспечивающая эффективное вспенивание сталеплавильного шлака: 1) при степени металлизации (¡7=89%, скорость загрузки не менее 27 кг/с; 2) при степени металлизации ?>=92%, скорость загрузки не менее 35 кг/с.

9. Установлено, что устойчивое вспенивание сталеплавильного шлака обеспечивается при выделении реакционного СО с удельной скоростью не менее 10 м3/мин на 1 м2 площади ванны.

10. Получено новое уравнение, позволяющее определить высоту его вспенивания в зависимости от степени металлизации окатышей и скорости их загрузки в печь.

11. Предложена технология вспенивания шлака при выплавке коррозионностойкой стали в дуговой печи, заключающаяся в том, что отходы металлургического производства (шлам шахтных печей металлизации, металлизованная мелочь, окатина, известь, электродная крошка) брикетируются с мелкодисперсным коксиком и полученный брикет подается в печь для образования, вспененного шлака.

12. Сформулирован механизм осаждения частиц пыли в объеме вспененного шлака, согласно которому основными механизмами осаждения частиц в слое вспененного шлака, является турбулентная диффузия частиц, которая обеспечивает подпитку процесса частицами и поперечная турбулентная миграция.

13. Получено уравнение, позволяющее оценить эффективность осаждения технологической пыли в объеме вспененного шлака в зависимости от скорости движения газа, высоты вспененного шлака и размера частиц.

14. Впервые с применением теории перколяции и фракталов, предложена модель, описывающая механизм разрушения вспененного шлака.

15. Получено выражение, позволяющее рассчитать предельную высоту вспенивания шлака, в зависимости приведённого расхода вспенивающего газа и учитывающее основные параметры, определяющие процесс вспенивания шлака (диаметр пузырьков, поверхностное натяжение шлака, коэффициент характеризующий структуру вспененного шлака £/=15).

16. Разработана математическая модель расчета параметров энерготехнологических показателей выплавки стали в дуговой печи, отличающаяся от аналогов тем, что учитывает основные параметры теплового состояния ДСП в процессе непрерывной загрузки металлизован-ных окатыше в печь, включая контроль положения электрической дуги в объёме вспененного шлака и влияние массы загружаемых металлизованных окатышей на уровень перегрева шлака и высоту вспенивания шлака.

17. Разработана энергосберегающая технология электроплавки на основе поддержания рациональной степени перегрева ванны над линией ликвидус путём изменения скорости подачи металлизованных окатышей в ванну дуговой сталеплавильной печи, при постоянном контроле положения электрической дуги в объёме вспененного шлака, которая позволяет увеличить скорость загрузки окатышей в печь и сократить длительность плавки под током на 1,5 минуты, а также уменьшить удельный расход электроэнергии в среднем на 0,5%.

Даны научно обоснованные рекомендации по совершенствованию тепловых, технологических и энергетических показателей дуговой сталеплавильной печи с учётом факторов, отвечающих за тепловое состояние ванны, высоты вспененного шлака, параметров загрузки окатышей, которые позволяют существенно повысить энерготехнологические и технико-экономические показатели работы дуговых печей и повысить их эффективность.

Основные публикации по теме диссертации Публикации в рецензируемых журналах из списка ВАК

1. Кожухов А. А. Исследование поведения конвертерной ванны с применением газодинамической пылеочистки над зоной продувки в конвертере / А. А. Кожухов, Э. Э. Меркер, Г. А. Карпенко//Известия Вузов. Черная металлургия. -2000. - №9. - с. 16-19.

2. Кожухов А. А. Моделирование газодинамической пылеочистки над зоной продувки в конвертере / Э. Э. Меркер, А. А. Кожухов // Известия Вузов. Черная металлургия. - 2000. -№11. - с.52-55.

3. Кожухов А. А. Модель газодинамической пылеочистки для кислородно-конвертерного процесса / А. А. Кожухов, Э. Э. Меркер // Известия Вузов. Черная металлургия. - 2001. - №1. -с.50-52

4. Кожухов А. А. Исследование эффективности продувки конвертерной ванны двухъярусным потоком кислорода методом математического моделирования / А. А. Кожухов, Э. Э. Меркер // Известия Вузов. Черная металлургия. - 2001. - №7. - с. 17-20.

5. Кожухов А. А. Исследование аэродинамических характеристик системы встречных газовых потоков над зоной продувки в конвертере / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер //Известия Вузов. Черная металлургия. - 2002. -№1. - с. 1-14.

6. Кожухов А. А. Меркер Э. Э. Исследование процессов пылеосаждения технологической пыли в шлаке при продувке металла кислородом / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер //Известия Вузов. Черная металлургия. - 2002. - №2. - с. 74.

7. Кожухов A.A. Экологически чистая технология конвертерной плавки стали на основе применения газодинамической защиты в агрегате /A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер //Известия Южного федерального университета. - 2002. - Т.29. - №6. - с. 159-160.

8. Кожухов А. А. Исследование переходной зоны шлак-металл в ванне дуговой печи на холодной модели / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, В.В. Федина // Известия Вузов. Черная металлургия. - 2005. -№1. - с. 24-26.

9. Кожухов А. А. Исследование эффективности режима дожигания оксида углерода в конвертере /A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, Г.А. Карпенко // Известия Вузов. Черная металлургия. -2005,-№5.-с. 20-23.

10. Кожухов A.A. Теплофизика дожигания оксида углерода над зоной продувки в конвертере / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, Г.А. Карпенко // Фундаментальные исследования. - 2005. -№2. - с. 46-47.

11. Кожухов A.A. Математическая модель газоструйной пылеочистки в конвертере / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер//Современные наукоемкие технологии. -2005. -№1. - с. 24

12. Кожухов А. А. Исследование нагрева и плавления окатышей в зоне горения электрической дуги / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, A.B. Сазонов // Известия Вузов. Черная металлургия. -2008,-№7.-с. 13-15.

13. Кожухов А. А. Изучение режима нагрева метатлошихты электрической дугой в печи с применением электродов различной конструкции /A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, A.B. Сазонов // Вестник ЧерГУ. - 2008. -№3. - с.35-39.

14. Кожухов A.A. Анализ теплообмена в дуговой печи при плавке металлизованных окатышей / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, A.B. Сазонов // Известия Вузов. Чёрная металлургия». — 2010. — №5. - с. 37-40.

15. Кожухов A.A. Исследование эффективности утилизации технологической пыли в слое вспененного шлака кислородного конвертера /А. А. Кожухов // Металлург. - 2010. - №9. -с. 38-40.

16. Кожухов A.A. Моделирование газоструйной пылеочистки над зоной продувки кислородного конвертера /А. А. Кожухов, Э. Э. Меркер, А. А. Шевченко // Металлург. - 2010. -№9.-с. 41-44.

17. Кожухов A.A. Способы утилизации технологической пыли в слое вспененного шлаха кислородного конвертера/A.A. Кожухов //Сталь. -2011. -№12. - с. 71-75.

18. Кожухов A.A., Федина В.В., Меркер Э.Э. Исследование процесса вспенивания сталеплавильного шлака и его влияния на тепловую работу дуговой сталеплавильной печи /A.A. Кожухов, В.В. Федина, Э.Э. Меркер // Металлург. - 2012. - №3. - с. 42-44.

19. Кожухов A.A., Ткачев A.C., Рябинин И.В. Разработка системы управления температурным режимом дуговой сталеплавильной печи, работающей с непрерывной загрузкой металлизованных окатышей и вспениванием печного шлака /A.A. Кожухов, A.C. Ткачев, И В. Рябинин // Металлург. - 2012. - №1. - с. 34-38.

20. Меркер Э.Э., Кожухов A.A., Королькова J1.H., Карпенко Г.А. Анализ эффективности применения газоструйной системы для дожигания газов и пылеосаждения в конверторном процессе // «Международный журнал экспериментального образования», 2012г., №4, с. 97.

21. Кожухов A.A. Исследование роли металлизованных окатышей при вспенивании сталеплавильного шлака в современных дуговых сталеплавильных печах /A.A. Кожухов // Электрометаллургия. -2012. -№11. -с. 11-15.

22. Ткачев A.C., Кожухов A.A., Меркер Э.Э. Исследование облученности стен дуговой сталеплавильной печи с применением электродов различной конструкции// Известия ВУЗов. Черная Металлургия. 2012 г., №9, с.10-12.

23. Кожухов A.A. Оценка изменения уровня вспенивания сталеплавильного шлака в кислородном конвертере с точки зрения теории протекания и фрактальной геометрии / A.A. Кожухов // Металлург. - 2013. - №1. - с 46-51.

24. Ткачев A.C., Кожухов A.A., Меркер Э.Э., Рябинин И.В. Исследование энергетических режимов работы современных дуговых сталеплавильных печей при использовании различных типов электродов. // Известия ВУЗов. Черная Металлургия. 2013 г., № 1, с.6-9.

25. Ткачев A.C., Кожухов A.A., Меркер Э.Э. Оценка эффективности тепловой работы водоохла-ждаемых элементов дуговой сталеплавильной печи при работе на электродах различной конструкции. // Известия ВУЗов. Черная Металлургия. 2013 г., № 1, с.10-12.

26. Кожухов A.A. Влияние химического состава шлака на его способность вспениваться по ходу продувки ванны в кислородном конвертере. // Сталь, 2013 г., № 4, с. 20-22.

27. Кожухов A.A. Исследование влияния вязкости и температуры плавления конвертерного шлака на его вспенивание. // Сталь, 2014 г., №2, с. 15-19.

28. Кожухов А.А. Исследование влияния химического состава шлака на его способность вспениваться в дуговой сталеплавильной печи. // Электрометаллургия, 2014, №12, с.18-23.

29. Кожухов А.А., Ткачев А.С., Мельников Е.Н. Экспериментальное изучение влияния полого (трубчатого) электрода на характеристики горения электрической дуги в дуговой сталеплавильной печи. // Известия ВУЗов. Черная Металлургия. 2015 г., № 3, с.207-209.

30. Кожухов А.А. Оценка коэффищгагта использования тепла электрических дуг при плавке под вспененным шлаком в современных ДСП. // Электрометаллургия, 2015, №6, с.3-9.

Монографии

1. Кожухов А.А. Теория газоструйного пылеосаждения над зоной продувки в кислородном конвертере: монография / А.А. Кожухов, Э.Э. Меркер. - Старый Оскол: ТНТ, 2011.-207 с.

2. Кожухов А.А. Теория газоструйного пылеосаждения. Оптимизация дутьевого режима кислородного конвертера: монография / А.А. Кожухов. - LAP LAMBERT Academic Publishing, 2011.-129 с.

3. Кожухов А.А. Энергосберегающие технологии выплавки стали на основе вспенивания сталеплавильных шлаков: монография / А.А. Кожухов. - LAP LAMBERT Academic Publishing, 2011.-357 с.

Патенты

1. Меркер Э.Э., Кожухов А.А., Казаков С.В., Лузгин В.П., Карпенко Г.А. Способ пылеосаждения над зоной продувки в конвертере. //Патент № 2369641 Бюллетень открытий и изобретений №28 от 10.10.2009 г.

2. Меркер Э.Э., Кожухов А.А., Крахт В.Б., Гришин А.А., Сазонов А.В. Дуговая печь для выплавки стали с использованием металлизованных окатышей. // Патент № 2374582 Бюллетень открытий и изобретений №33 от 27.11.2009 г.

Публикации в других изданиях

1. Разработка модели газоструйной системы для дожигания СО и утилизации пыли над зоной продувки сталеплавильной ванны: материалы международной научно-практической конференции «Автоматизированный печной агрегат - основа энергосберегающей технологии металлургии XXI века» / А.А. Кожухов, Э.Э. Меркер, Г.А. Карпенко. - М.: МИСиС, 2000. -с. 187-189.

2. Энергосберегающий режим продувки конвертерной ванны кислородом: труды девятого конгресса сталеплавильщиков г. Старый Оскол 17-19 октября 2006 г. / А.А. Кожухов, Э.Э. Меркер, Г.А. Карпенко. - Москва, 2007. - с. 236.

3. Исследование поведения и состояния вспененной ванны с применением газоструйной пылео-чистки над зоной продувки в конвертере. Труды всероссийской электронной конференции «Современная металлургия» / А.А. Кожухов. - Липецк: ЛГТУ, 2001. - ч. 2. - с. 26-29.

4. Разработка математической модели и моделирование газоструйной пылеочистки для кислородно-конвертерного процесса: труды всероссийской научно-технической конференции «Современная металлургия начала нового тысячилетия» / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер. - Липецк: ЛГТУ, 2001. -4.2. - с. 118-120.

5. Исследование процессов пылеосаждения в шлаке при продувке металла кислородом: материалы 2-ой международной научно-практической конференции "Автоматизированный печной агрегат - основа энергосберегающей технологии металлургии XXI века" / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер. - М.: МИСиС, 2002. - с. 176-177.

6. Исследование применения двухъярусных кислородных фурм с целью синхронизации процессов нагрева и обезуглероживания конвертерной ванны: материалы международной научной конференции "Современные сложные системы управления" / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер. -Старый Оскол, 2002. - с. 221-223.

7. Математическая модель управления конвертерной плавкой на осггове применения двухъярусных фурм с отдувом. Труды научно-технической конференции с международным участием "Информационные технологии в инновационных проектах" / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер. -Ижевск, 2003. - с.36-38.

8. Совершенствование режима электроплавки металлизованного железорудного сырья в дуговой сталеплавильной печи: сборник материалов 4 Международной научно-технической конференции, посвященной 120-летию И.П. Бардина «Прогрессивные процессы и оборудование металлургического производства» / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, В.В. Федина. - Череповец: ЧГТУ,2003.-с. 48-51.

9. Исследование аэродинамических и теплофизических характеристик системы встречных газовых потоков над зоной продувки конвертера: труды международной научно-практической конференции «Нелинейная динамика металлургических процессов и систем» /A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер. - Липецк, 2003. - с. 52-57.

10. Разработка математической модели управления процессами нагрева и обезуглероживания конвертерной ванны: труды XXIII Российской школы по проблемам науки и технологии / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер. - Миасс, 2003. - с. 339-347.

11. О рациональном использовании природного газа в конвертерах с комбинированным дутьем: сборник тезисов международной научно-практической конференции «Рациональное использование природного газа в металлургии» / A.A. Кожухов, Э.Э. Меркер, Г.А. Карпенко. - М.: МИСиС, 2003.-с. 120-121.

12. Интенсификация плавления металлизованных окатышей в ДСП с применением вертикальной водоохлаждаемой фурмы: материалы международной научно-технической конференции молодых специалистов «Азовсталь-2005» / A.A. Кожухов. - Мореуполь, 2005. - с. 26.

13. Пути снижения пылеобразования в сталеплавильных агрегатах: сборник научных трудов международной научно-технической конференции «Современная металлургия начала нового тысячелетия» / A.A. Кожухов. - Липецк, 2008. - с. 105-110.

14. Алгоритм управления процессом вспенивания в конвертерной ванне: сборник научных трудов международной научно-технической конференции «Современная металлургия начала нового тысячелетия» / A.A. Кожухов. - Липецк, 2008. - с. 126-130.

15. Kozhukhov A. A. Cold modeling of slag—metal transition zone in an arc-furnace bath / E. E. Merker, A. A. Kozhukhov, A. I. Kochetov, V. V. Fedina, A. A. Grishin // Steel in Translation. - 2005. -T. 35.-№ l.-c. 514-516.

16. Kozhukhov A.A. Pellet heating and melting in the combustion zone of an electric arc / A.A. Kozhukhov, G.A. Karpenko, E.E. Merker, A.V. Sazonov // Steel in Translation. - 2008. - T. 38. -№7.-c. 514-516.

17. Kozhukhov A.A. Temperature distribution in electrodes of arc smelting furnace / A. A. Kozhukhov, G.A. Karpenko, E.E. Merker, A.V. Sazonov // Steel in Translation. - 2008. - T. 38. - № 9. -c. 703-705.

18. Моделирование газоструйной пылеочистки над зоной продувки кислородного конвертера: сборник научных трудов V научно-практической конференции «Энергосберегающие технологии в промышленности. Печные агрегаты. Экология. Безопасность технологических процессов» 27 сентября - 2 октября / А.А. Кожухов, Э.Э. Меркер, А.А. Шевченко. - Москва, 2010.-с. 99-107.

19. Исследование эффективности утилизации технологической пыли в слое вспененного шлака кислородного конвертера: сборник научных трудов V научно-практической конференции «Энергосберегающие технологии в промышленности. Печные агрегаты. Экология. Безопасность технологических процессов» 27 сентября - 2 октября / А.А. Кожухов. - Москва, 2010. -с. 93-99.

20. Кожухов А.А. Основные пути интенсификации процесса утилизации технологической пыли в объеме вспененного шлака. // Сборник научных трудов V научно-практической конференции «Энергосберегающие технологии в промышленности. Печные агрегаты. Экология. Безопасность технологических процессов» 27 сентября - 2 октября / А.А. Кожухов. - Москва, 2010. — с. 107-111.

21. Об особенностях электроплавки металлизованных окатышей в дуговой печи с полыми электродами: сборник научных трудов V научно-практической конференции «Энергосберегающие технологии в промышленности. Печные агрегаты. Экология. Безопасность технологических процессов» 27 сентября - 2 октября / А.А. Кожухов. - Москва, 2010. - с. 283-292.

22. Kozhukhov А.А. Modeling gas-jet dust-cleaning above the blowing zone in an oxygen converter / A.A. Kozhukhov, E.E. Merker, A.A. Shevchenko// Metallurgist. - 2010. - Volume 54. - Numbers 9-10.-Pages 585-590.

23. Kozhukhov A. A. Study of the efficiency of using process dust in a layer of foamed slag in an oxygen converter / A. A. Kozhukhov //Metallurgist. - 2010. - Volume 54. - Numbers 9-10. - Pages 580-584.

24. Kozhukhov A. A. System for controlling the temperature regime of an arc steelmaking furnace operated with the continuous charging of metallized pellets and foaming of the furnace slag / A. A. Kozhukhov, A.S. Tkachev, I.V. Ryabinin //Metallurgist. - 2012. - Volume 56. - Numbers 1-2. -Pages 17-22.

25. Ткачев A.C., Кожухов A.A., Меркер Э.Э., Рябинин И.В. // Разработка методики расчета и оценка рациональной скорости загрузки металлизованных окатышей в дуговую печь при ис-

пользовании различных типов электродов // "Бюллетень научно-технической и экономической информации "Черная металлургия", 2012 г., №10, с. 54-57.

26. Kozhukhov А.А. Role of Prereduced Pellets in the Slag Foaming in Modem EAFs// журнал Russian Metallurgy (Metally), 2013 г., №6, с. 406-409.

27. Оценка устойчивости процесса вспенивания сталеплавильного шлака с точки зрения теории протекания и фрактальной геометрии: сборник трудов XIII международного конгресса сталеплавильщиков 12 октября - 18 октября 2014 г. / А.А. Кожухов - Москва - Полевской, 2014. -с. 93-97.

Подписано в печать 09.09.15. Формат 60x84 1/16. Усл. печ. л. 2,0. Тираж 110 экз. Заказ № 168.

Отпечатано в типографии «Тонкие наукоемкие технологии» 309500, Белгородская обл., г. Старый Оскол, м-н Макаренко, д. 40. Тел./факс: (4725) 42-35-29,42-35-39, 32-25-29