автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Развитие теории и практики струйно-плазменной ковшовой обработки стали с целью повышения эффективности производства

КОНТРОЛЬНЫЙ Э К ЗгііїМАДіІиР

АГАПИТОВ ЕВГЕНИЙ БОРИСОВИЧ

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ И ТЕХНОЛОГИИ СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННОЙ КОВШОВОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛИ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОИЗВОДСТВА

Специальность 05.16.02 - Металлургия черных, цветных и редких металлов

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

005061569

13 ГС,'! 2013

Магнитогорск - 2013

005061569

Работа выполнена в ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова».

Научный консультант - доктор технических наук, профессор Бигеев Вахит Абдрашитович.

Официальные оппоненты: Шешуков Олег Юрьевич, доктор технических наук,

профессор, Институт металлургии Уральского отделения РАН, заведующий лабораторией пирометаллургии черных металлов;

. Шалимов Александр Георгиевич, доктор технических наук, профессор, Институт металлургии РАН им. А.А. Байкова, старший научный сотрудник;

Торопов Евгений Васильевич, доктор технических наук, профессор, Южно-Уральский государственный университет (национальный исследовательский университет), заведующий кафедрой промышленной теплоэнергетики.

Ведущая организация - ФГБОУ ВПО «Сибирский государственный индустриальный университет».

Защита состоится 25 июня 2013 г. в 15 ч на заседании диссертационного совета Д 212.111.01 при ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова» по адресу: г. Магнитогорск, пр. Ленина, 38, малый актовый зал.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова».

Автореферат разослан «¿2^» мая 2013 г.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Технологические требования к процессам обработки стали в агрегатах ковшовой металлургии, таких как ковш-печь (АКП), вакууматор непрерывно повышаются и комплексно выполнить их в рамках существующих технологий в полной мере не удается. Необходимы новые подходы, позволяющие стабилизировать температуру и состав расплава, сократить время технологических операций и повысить качество выплавляемых сталей. Одним из путей решения может быть технология струйно-плазменной обработки, развитие которой позволит эффективно использовать её в производстве.

Цель работы. Совершенствование ресурсосберегающих технологий производства стали с помощью струйно-плазменной ковшовой обработки, улучшающей технико-экономических показатели производства. Эта цель достигается на базе решения следующих задач:

1. Теоретические и технологические исследования процессов при струйно-плазменной ковшевой обработке жидкой стали.

2. Разработка физических и математических моделей для изучения гидродинамики ванны расплава стали, усреднения её по химическому составу и температуре при струйно-плазменной обработке.

3. Теоретическое и технологическое обоснование ковшового струйно-плазменного азотирования стали.

4. Разработка оборудования для проведения струйно-плазменной обработки стали в АКП и вакууматоре.

5. Внедрение результатов теоретических и экспериментальных исследований в опытно-промышленных условиях.

Научная новизна работы:

1. Теоретическое и экспериментальное обоснование технологии и режимов ковшовой струйно-плазменной обработки стали, обеспечивающее повышенное качество металлопродукции.

2. Впервые экспериментально исследовано распределение газовой фазы в восходящем газожидкостном потоке при взаимодействии заглубленной плазменной струи с жидкой ванной, обнаружены и исследованы резонансные гидродинамические процессы.

3. Разработаны математические модели, позволяющие оценивать теплотехническую и технологическую эффективность использования струйных электродуговых подогревателей для внепечных технологий обработки стали.

4. Установлена связь скорости расплавления и разогрева шлака на поверхности металлической ванны с параметрами электрической цепи струйного плазмотрона при использовании нового технологического приема - включения шлака в эту цепь в качестве дополнительного сопротивления.

5. Установлены закономерности, связывающие степень десульфурации и обезуглероживания расплава с изменением полярности дуги постоянного тока при струйно-плазменной обработке в вакууматоре, обоснованы режимы обработки, составы применяемого шлака и выбор мощности используе-

мого оборудования. На основе проведенных исследований разработана установка, обеспечивающая достижение улучшенных характеристик процесса вакуумирования (пат. РФ № 21915).

6. На основе использования нечетких критериев и численного моделирования гидродинамики разработана методика оценки качества перемешивания расплава в ковше, позволяющая прогнозировать состояние жидкой ванны и совершенствовать режимы продувки.

7. На основе теоретических и экспериментальных исследований обоснованы технологические параметры струйно-плазменного газового азотирования стали в ковше.

8. На основе установленных закономерностей струйно-плазменной обработки больших масс металла в ковшах разработаны технологические режимы выплавки сталей различных марок в условиях промышленного производства.

Практическая ценность работы:

1. Основные научные положения диссертации могут являться основой для создания новых и совершенствования существующих ковшовых технологий, дополнительно оборудованных струйно-плазменными устройствами нагрева.

2. Разработаны конструкции струйно-плазменных устройств для ковшовых агрегатов - АКП, вакууматора, исследована их работа в опытно- промышленных установках. На основе проведенных исследований разработаны перспективные конструкции (а.с.СССР №902468,1300038,1540282).

3. Технологический прием струйно-плазменного нагрева шлака внедрен в установке переработки металлосодержащих отходов в НПО РАДОН.

4. На основе усовершенствованных режимов перемешивания расплава в большегрузных ковшах разработан проект технологической инструкции для условий ККЦ ОАО «ММК», позволяющий согласовать режим продувки с характером проводимой технологической операции, снизить расход электроэнергии на 3-7%, время обработки и затраты аргона. Ожидаемый экономический эффект составил 1,7 млн. руб./год в ценах 2006г.

5. Технология струйно-плазменного азотирования стали 110Г13Л успешно испытана в условиях Востокмашзавода.

6. На основе экспериментальных исследований обоснованы технологические параметры обработки стали в установках ковш - печь, обеспечивающие снижение расхода электродов и интенсификацию ковшовой обработки при использовании стабилизированных газом дуг (пат.РФ № 62048).

7. В условиях кислородно-конвертерного цеха ОАО «ММК» проведено внедрение струйно-плазменной технологии в опытно-промышленный образец агрегата ковш-печь, оснащенный полыми электродами. Обработано 120 тыс.т стали различного сортамента и получен экономический эффект 1,8 млн.руб.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Физические закономерности процессов струйно-плазменной обработки стали и их математические модели.

2. Методика расчета параметров струйно-плазменных устройств для агрегатов типа ковш-печь и вакууматор.

3.Результаты экспериментальных исследований по технологии плавления ишака и нагрева его расплава с помощью плазменных устройств дм ускорения обработки стали в ковше.

4. Методика оценки эффективности перемешивания ванны расплава при ковшовой обработке, основанная на численном моделировании гидродинамики, и новые режимы подачи газа.

5. Технология вакуумирования стали с использованием плазменного нагрева, обеспечивающая проведение глубокого обезуглероживания и десуль-фурации стали.

6. Технология струйно-плазменного азотирования стали в ковше.

7. Новая технология ковшовой обработки стали в агрегате ковш-печь с подачей газа в полые электроды.

Апробация работы. Выполнены исследовательские работы в рамках гранта правительства Челябинской области 2004 г. Часть работы выполнялась в рамках гранта Министерства образования РФ за 2001 г. Материалы диссертационной работы докладывались на всесоюзных научно-технических конференциях «Плазменные процессы в металлургии и технологии неорганических материалов» (Москва, 1983 г.), Всесоюзной научно-технической конференции «Теория и практика внепечной обработки стали» (Москва, 1985 г.), «Тегаюмассообменные процессы в ваннах сталеплавильных агрегатов» (Жданов, 1986 г.), международной научно-технической конференции «Современные проблемы металлургического производства» (Волгоград, 2002 г.), ежегодных всероссийских научно-технических конференциях студентов, аспирантов и молодых ученых (Магнитогорск, 20042006 гг.), международной научной конференции «Образование. Наука. Производство и управление в XXI веке» (Ст. Оскол, 2004 г.), всероссийской научно-технической конференци «Энергосбережение и энергоэффективные технологии» (Липецк, 2004 г.), 9 международном конгрессе сталеплавильщиков (Ст. Оскол, 2006 г.), международной научно-технической конференции «Энергетика и энергоэффективные технологии» (Липецк, 2006 г.), международном промышленном форуме-выставке «Реконструкция промышленных предприятий - прорывные технологии в металлургии и машиностроении» (Челябинск, 2007 г.), 65-68 научно-технических конференциях МГТУ им. Г.И.Носова по итогам научной деятельности (Магнитогорск, 2007-2010 гг.), всероссийском конгрессе металлургов (Ст. Оскол, 2007 г.), международном конгрессе металлургов (Варна, Болгария, 2007 г.).

Основное содержание работы отражено в 51 публикации, 14 из которых в изданиях по списку ВАК, новизна работы подтверждена 7 патентами.

Объем и структура работы Диссертационная работа общим объемом 402 страниц состоит из введения, 6 глав и выводов, таблиц, рисунков, библиографического списка из 430 наименований и 15 приложений.

Содержание работы

Во введении обоснована актуальность диссертационной работы, определены цели и задачи исследования, показана научная новизна и практическая значимость работы. Отражены основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе проводится аналитический обзор современных ковшовых технологий в таких агрегатах, как агрегат ковш-печь (АКП), вакуу-матор. Показано, что режим работы электродугового устройства полностью определяет скорость протекания технологических операций, характер и эффективность нагрева расплава. В свою очередь, на работу электродуговых устройств (ЭДУ) влияют различные факторы, которые можно определить как внутрисистемные и внесистемные. К внутрисистемным относятся характеристики электродов, источника питания, аппаратные возможности управления его электрическим режимом, а к внесистемным - организация шлакового режима, газодинамика зоны горения дуг, давление в рабочем пространстве агрегата. В реализованных и разрабатываемых в этом направлении установках связь между этими факторами жестко определена. Для удовлетворения новых технологических требований ковшовой обработки желательно снизить роль внесистемных факторов на работу ЭДУ, что повысит эффективность их применения. Эта задача может быть выполнена с помощью струйно-плазменных устройств.

Активное использование плазменной техники в ковшовых технологиях сдерживается недостаточной изученностью процессов взаимодействия высокотемпературной струи с расплавом, отсутствием новых технологических идей для крупнотоннажных процессов. Расширение марочного состава сталей, повышение требований по загрязнениям и скорости проведения операций вызывают необходимость разработки новых современных технологических решений в этом направлении.

Применение струйно-плазменного нагрева стали при RH-обработке в вакууматоре, когда снижение температуры металла находится в пределах 60100°С, создает возможность получения сталей с содержанием С и N на уровне тысячных долей процента, минуя АКП, при вводе в агрегат удельной электрической мощности 0,05-0,087 МВт/т. Перспективность этого направления подтверждена работами таких фирм, как Финкл Mop, Brymbo Steel Works, ABB, CLECIM, IRS ID, USINOR, Daiwa, Voest-Alpine.

Интенсификация массообмена между шлаком и расплавом стали во многом определяет скорость ковшовой обработки. Струйно-плазменный нагрев и плавление шлака позволяет не только улучшить массообменные процессы, но и ускорить рафинировочные процессы за счет использования механизма электрохимической обработки. Эксперименты по плавлению шлака, проведенные в ходе выполнения данной работы, показали, что мак-

симальная скорость плавления достигается при дуговом варианте нагрева. После появления ванны жидкого шлака оказалось возможным осуществлять его дальнейший нагрев включением в качестве дополнительного электрического сопротивления в цепь электродугового устройства (ЭДУ), изучены электрические характеристики такой системы. При таком способе нагрева шлака создаются условия для рассредоточения (диссипации) дугового пятна на расплаве, увеличения зоны нагрева, интенсификации электрохимических процессов и повышения эффективности использования электроэнергии в ЭДУ. При реализации этого приема в условиях крупнотоннажного производства маломощные струйные плазмотроны могут использоваться только в качестве «нерасходуемых», «незагрязняющих» токо-подводов к шлаку.

Для расширения технологических возможностей ковшовой обработки, снижения затрат, формирования над поверхностью шлака восстановительной атмосферы изучена работа ЭДУ при применении в качестве плаз-мообразующего газа воздуха с подмешиванием к нему пропана. Характер токоподвода к шлаку при этом был как диссипированным (размытым), так и дуговым. Переход из одного режима в другой определялся не только характеристиками струи, но и полярностью электродов. Для организации эффективного плазменно-джоулева нагрева оказалось необходимо использовать дуговые разряды с токами I > 100 А и стабилизацией одного дугового пятна внутри плазмотрона. При напряжении холостого хода Ц« = 670 В максимальная длина дуги за срезом сопла плазматрона достигала 0,1-0,2 м, что превышало длину дуги на азоте на 70-80%. Напряжение возникновения электрического пробоя на шлак определялось радиусом струи и расстоянием между струей и расплавом.

По длине плазменной струи её радиус вначале увеличивался, а затем резко уменьшался, что объяснялось процессами смешения струи с окружающим воздухом, а также явлениями переноса и рекомбинации. Температура струи с удалением от сопла плазматрона снижалась и, начиная с 0,15 м от среза, становилась неэлектропроводной.

Характер выделения тепла Джоуля (тепла сопротивления) в шлаке определялся соотношением сопротивлений в объеме шлака и в зоне контакта дуги со шлаком. Если сопротивление дуги (или двух дуг) значительно превышало сопротивление шлака, то основная доля тепловыделения приходилась на границу раздела дуга-шлак. Для подбора параметров плазмотрона, обеспечивающего стабильное горение дуг при заданном сопротивлении шлака, предложена методика, основанная на полученной совместной вольтамперной характеристике (ВАХ) системы плазматрон - шлак. По этой характеристике подбираются параметры источника питания плазмотрона.

Эксперименты показали, что для повышения устойчивости горения дуги на шлаке необходимо, чтобы напряжение источника питания без нагрузки (ита) приблизительно вдвое (1,5-2,5) превышало напряжение под нагрузкой.

Использование этого приема для ковшовых технологий позволяет

изменять температуру шлака, что повышает его подвижность, улучшает массообмен с расплавом стали, повышает эффективность рафинирования металла ишаком. Результаты работы, проводимые совместно с НПО «РАДОН», были внедрены в опытно-промышленную шахтную плазменную печь для комплексной переработки металлосодержащих отходов.

Во второй главе исследованы электродуговые устройства различных конструкций для струйно-плазменной ковшовой обработки стали. Плазматрон, системы его энергообеспечения и источник питания образуют сложную техногенную структуру, формирующую плазменную струю. Её характеристики во многом определяются поведением электрической дуги в плазматроне, исследования которой, проводимые совместно с ИТМО им. Лыкова и Институтом теплофизики СО АН СССР, частично представлены в работе. Они показали, что плазменной дуге присуща неустойчивость, подтвержденная теоретическими и экспериментальными исследованиями, сопровождающаяся непрерывным изменением её геометрических и электрических характеристик. Это приводило к генерированию колебаний широкополосного спектра частот в диапазоне от 100 до 50-10 Гц, вызывающих соответствующие пульсации плазменной струи и влияющих на процессы ковшовой обработки.

Известные конструкции струйно-плазменных устройств

Ю.В.Цветкова и С.А.Панфилова, Г.А.Кудинова, А.С.Полякова для использования их в обработке расплавов с заглублением струи не приспособлены для ковшовых агрегатов. В качестве концепции устройства была предложена конструкция, включающая плазматрон и фурменный блок на основе графита с защитным покрытием из огнеупорного материала, который заглублялся в расплав.

Исследования тепловой работы фурмы на математической модели показали, что в ковшовых технологиях при коротких нагревах (до 3-х мин) тепловое состояние фурмы может влиять на параметры струи. Расчеты проводили для графитовой втулки толщиной Д11ет=0,02 м при варьировании толщины внешней огнеупорной футеровки из шамота и магнезита в диапазоне Д11=0,02-0,04 м. Температура плазменной струи принималась равной Тж1=3000°С, коэффициент теплоотдачи со стороны струи а2=200 Вт/(м2-К). Для условий погружения фурмы в расплав стали стационарный тепловой режим наступал через 20-40 с продувки, что далее обеспечивало стабильность тепловых характеристик плазменной струи. Уменьшение толщины огнеупорной футеровки с 0,04 до 0,02 м ускоряло выход фурмы в стационарный режим, но приводило к перегреву огнеупорного слоя со стороны графитовой втулки.

Оценка термических напряжений, возникающих в слое огнеупорной футеровки, показала, что в наиболее опасных условиях работают внешние слои огнеупорной футеровки. Уменьшение толщины футеровки менее чем 0,035 м вызывало смещение максимума растягивающих напряжений влево от центра слоя, что провоцировало отслоение огнеупорной футеровки от графитовой втулки и возникновение сколов. Режим прогрева фурмы плазмотроном над расплавом, с точки зрения термических напряжений в футеровке, оказал-

ся хуже, чем прогрев в процессе погружения в расплав. Однако, с технологической точки зрения, проще вводить в расплав фурму с работающим плазмотроном. Поэтому на экспериментальном стенде была исследована тепловая работы фурмы в режиме термоударов при прогреве плазмотроном.

Фурма закреплялась на аноде плазмотрона ПРС-75 и имела размеры: длину 1ф=0,3 м, диаметр магнезитовой футеровки и графитовой втулки 0,11 и 0,052 м соответственно. Время нагрева фурмы изменяли от 0 до 20 мин.

Анализ полученных результатов показал, что зона максимальных температур была расположена на расстоянии 1/3 длины от среза сопла плазмотрона и соответствовала углу раскрытия плазменной струи. Несмотря на высокую осевую теплопроводность графита, сглаживание профиля температур по длине втулки происходило лишь через 150-180 с после начала работы плазмотрона. Увеличение мощности плазмотрона (с 37,5 до 40 кВт) приводило к более равномерному нагреву футеровки по длине при повышении скорости нагрева. Измерения энтальпии струи, проведенные при помощи плавящегося датчика тепловых потоков, показали, что в период прогрева фурмы (первые 2-3 мин) энтальпия понижалась на 40-50% за счет потерь тепла на аккумуляцию. Затем потери стабилизировались на уровне 13-16%. Наличие фурмы в среднем на 3-5% ухудшало показатели тепловой работы плазмотрона за счет увеличения теплоотдачи в анод от нагретой графитовой втулки. На основе проведенных исследований для продувки расплава стали была разработана опытно-промышленная фурма из сплошных цилиндрических элементов с водоохлаждаемым узлом крепления к плазмотрону.

Испытания фурмы предложенной конструкции были проведены на Восточно-Казахстанском машиностроительном заводе им. 50-летия СССР в режиме обработки расплава стали 110Г13Л в ковше с азотной плазмой. Использовался плазмотрон типа ПРС-75, расход газа составлял 2-2,5-103 кг/с. Серия из 15 нагревов показала удовлетворительную работоспособность фурмы. На основе проведенной работы был разработан и запатентован ряд конструкций продувочных устройств для малотоннажных установок.

Проведенные исследования показали, что применять огнеупорную защиту перспективно лишь для маломощных продувочных устройств (до 200 КВт) при организации коротких нагревов. Для более мощных плазмат-ронов - перевод огнеупорного слоя в стационарный режим без специальных приемов невозможен.

Для штатной двухпозиционной электродуговой установки переменного тока агрегата печь-ковш емкостью 370 т ОАО ММК со сборкой из двух электродов L = 3 м диаметром D=0,46 м было предложено выполнить электроды полыми, с подачей аргона от специальной системы газоснабжения. Сопоставительные оценки влияния теплового состояния сплошных и полых электродов на нагрев расплава в условиях периодических нагревов были выполнены путем трехмерного моделирования тепловых полей в пакете прикладных программ ППП Flow Vision, основанном на классических законах гидрогазодинамики и теплопередачи.

На рис. 1 представлена динамика изменения степени аккумулированного электродом тепла во время работы электродуговой установки (длительность нагревов по три минуты через каждые 7 мин работы).

10,00 . 9,00 8.00 7,00 г 6,00 I 5,00 > 4,00 і 3,00 : 2,00 ; 1,00 0.00

200

Время, с

Время нагрева, с

Рис. 1. Динамика изменения степени аккумуляции тепла сплошным (а) и полым электродами сі=20 мм (б) во времени. Для всех графиков: 1,2,3,4 - серии из одного, пяти, двадцати и тридцати нагревов соответственно

Поверхности расчетной области представляли собой совокупность плоских многоугольников - фасеток, на которых были определены граничные условия. В работе использовалась прямоугольная адаптивная локально измельченная сетка (АЛИС).

Расчетная суммарная продолжительность нагрева для двухпозицион-ной установки составляла 5-12 мин за цикл обработки (40 - 50 мин), что соответствовало средней продолжительности «штатного» нагрева металла на АКП. Степень аккумуляции тепла электродом оценивалась:

ла

а

100%

(1)

Овыд

где (2выд - тепловыделение от дуги, МВт; (¿а - тепло, аккумулированное электродом, МВт.

Для агрегатов ковш-печь потери тепла на аккумулирование электродами оказались существенными и составили 2 - 9 % от вкладываемой энергии.

Степень аккумуляции тепла у полого электрода была на 30-80% ниже, чем сплошного. Удельные потери тепла электродами, включающие потери тепла с поверхности электродов и аккумулированное тепло, у полых электродов диаметром 500 мм снижались на 0,5-3% (рис. 2).

6 ■

5

О.

£ 4

0

Ш

іі:3

ж

:

: ::

¡¡¡ІІ

1

30

1 5 20

Количество нагревов

Рис. 2. Гистограмма удельных потерь тепла для различных электродов в

зависимости от количества нагревов:

сплошной электрод;

і - полые электроды с диаметром отверстия 10, 20 и 30 мм соответственно

Степень аккумуляции тепла полыми электродами изменялась от 5,5% в начале эксплуатации до 1,5% после 20 нагревов.

Разработанная конструкция полых электродов и система управляемой подачи аргона в них была реализована в опытно-промышленном варианте в ККЦ ОАО «ММК» на агрегате ковш - печь.

Для условий нагрева металла в вакуум-камере была предложена специальная плазменная фурма, включающая дуговой плазмотрон постоянного тока прямого действия (с выносом анодного или катодного пятна на нагрева-

емый металл) и устройство дополнительной подачи газов. Как известно, вакуумная дуга характеризуется снижением напряжения холостого хода источника питания и уменьшением длины, а сам разряд отличается неустойчивым электрическим режимом и слабовозрастающей вольтамперной характеристикой (ВАХ). Катод плазматрона выполняли в виде термокатода из вольфрама, который обеспечивал на дуге ток от 0,3 до 45 кА. В теле плазмотрона выполняли специальные отверстия - сопла, которые позволяли использовать в качестве плазмообразующего газа аргон, и в качестве рабочих газов - кислород, природный газ. Исследование теплофизических характеристик плазменно-дуговых фурм проводилось на вакуумно-плазменном газодинамическом стенде при разряжении в вакуум-камере на уровне 133-1333 Па.

Было обнаружено, что при увеличении длины дуги или при повышении давления выше 2,6 кПа возникал режим объемной ионизации, когда ток дуги уменьшался, а напряжение возрастало на 10-15 В и пульсировало с повышенной частотой (до 1-6 кГц). В зависимости от давления в вакуум-камере, наблюдались три формы дугового разряда: диффузионный, контраги-рованный и разряд переходной формы. Стабильность горения вакуумной дуги повышалась при использовании магнитного соленоида, включенного последовательно в цепь дуги и установленного внутри электродного наконечника. При испытании электродов диаметром 5,10 и 15 см, работающих соответственно на токах 1, 5 и 10 кА, наблюдали устойчивое горение дуги в диффузионном режиме, когда дуга занимала значительную часть объема пространства вакуум-камеры. Площадь анодного пятна увеличивалась, и концентрация мощности в нем падала, росли потери тепла на нагрев вакуум-камеры.

Вольт-амперные характеристики (ВАХ) плазменных дуг были линейными, восходящими. Обнаружено, что наличие паров нагреваемого металла в столбе дуги приводит к снижению напряжения дуги, что объясняется увеличением ионной проводимости разряда. Потери мощности в электроде увеличивались линейно с ростом тока дуги, что было определено при калориметриро-вании электрода. Анализ составляющих мощности дуги показал, что при подведенной на электрод мощности 0,5-1,5 МВт, длине дуги в пределах 0,05-0,1 м и давлении в вакуум-камере 133 Па КПД нагрева металла достигает 75-85%, потери излучением составляют 5-8%, остальные потери - на катоде.

Обнаружено, что эффективность плазменного нагрева металла в вакуум-камере может регулироваться не только изменением электрической мощности источника питания, но и подмешиванием в плазмообразующий газ других газов (в том числе горючих). Так при введении в плазмообразующий аргон 20% азота мощность дуги повышалась на 12%; 20% С02 - на 70%; 3% СН4 - на 32%; 3% С3Н8 - на 62%. Повышение мощности дуг объяснялось увеличением сопротивления разрядного промежутка при присутствии высокомолекулярных газов в объеме вакуум-камеры.

Полная мощность, выделившаяся в разряде:

Рд=ид1д=(11к + иа + Ест1д)1д, (3)

а отношение тепловой мощности на катоде к полной мощности дуги равно Ркт _тк+^) + <Ро+кгЕст1д рд ик+иа+Ест1д

где ик - катодное падение напряжения, В\ ид, 1д - напряжение и ток дуги, В, А; - потенциал ионизации паров металла, В; 1д - длина дуги, м; <р0 - работа выхода, эВ; Р, ~ площадь поверхности катодного пятна, м2\ Еа„ - градиент напряжения в столбе дуги, В/см; к - коэффициент, зависящий от марки нагреваемой стали (для среднеуглеродистых £=4'10"3; для ультранизко-углеродистых к = 2103).

При плазменно-дуговом нагреве стали в вакуум-камере ЯП-установки с использованием нерасходуемого электрода отношение

Р /

/Р ~ сот1 и скорость нагрева стали пропорциональна току дуги. Поэтому экспериментальные зависимости можно с достаточной степенью точности экстраполировать на токи дуги 1д =10-50 кА.

Дуговой разряд при ИН-обработке заметно отличался от обычной электрической дуги при атмосферном давлении. Высокая эффективность нагрева расплава, находящегося при потенциале анода была обусловлена тем, что падение напряжения на нем составляло А иа = 15 - 20 В при полном напряжении на дуге 25-50 В. Анодное пятно на расплаве имело диффузный характер и занимало всю поверхность жидкой ванны под электродом при сопротивлении неконтрагированного столба дуги 10 3— ] О 4 Ом. При изменении полярности, когда расплав находился под потенциалом катода, тепловыделение на расплаве сосредотачивалось в небольших по размеру катодных пятнах, плотность тока в которых достигала 5 ' 103 А/см , что вызывало сильный локальный перегрев металла с достижением температуры кипения. При этом создавалась среда, обеспечивающая стабильное горение дугового разряда в разреженных металлических парах.

В третьей главе приведены результаты теоретических и экспериментальных исследований поведения системы: плазменная струя - электрическая дуга с точки зрения возможностей использования их как инструментов воздействия на тепловые и барботажные процессы в ковшовых устройствах. Возможности интенсификации традиционных ковшовых технологий, использующих барботаж инертным газом, практически исчерпаны. Так, в малотоннажных и особенно в крупнотоннажных ковшах емкостью 350-375 т при сокращении времени обработки не удается полностью завершить рафинировочные процессы, сохраняется неравномерность свойств расплава вплоть до выпуска плавки. В этой связи получают развитие работы в направлении использования для обработки расплава акустических воздействий, ультразвука, вибраций и т.п.

При этом, даже в традиционной электродуговой обработке (например, в АКП), возмущения электрической дуги, которым она подвержена, приводят к колебательным изменениям её тепловой мощности. Анализ

электрических характеристик штатной электродуговой установки АПК при помощи дополнительной системы визуализации, архивации и обработки энергетических характеристик позволил обнаружить, что мощность дуги определяется её устойчивостью. Было обнаружено снижение КПД нагрева при возрастании несимметричности работы ЭДУ, под которой понималось различие фазных токов установки более чем на 10%, сопровождающееся резким, скачкообразным, изменением электрических параметров ЭДУ. Устойчивость горения электрических дуг оценивали по величине дисперсии тока для каждой фазы:

где / -действительное значение тока за период т; 1ср - среднее значение тока на интервале измерений тц.

Изменение электрических потерь оценивали по величине изменения значений мгновенной и средней мощности на вторичной стороне трансформатора, которые рассчитывали с помощью специальной программы. Эти потери и неэффективный нагрев приводили к тому, что несоответствие заявленного темпа нагрева реальному находилось в пределах от -47,4 до +20%. Максимальный темп нагрева 5°С наблюдался при минимальном изменении электрических параметров, когда значение дисперсии токов находилось на уровне 30-50-10"5 кА2. Работа на нестабильных дугах характеризовались дисперсией токов на уровне 200-400-10"5 кА2 и приводила к снижению КПД нагрева при повышении удельного расхода электроэнергии.

Струйно-плазменная обработка воздействует не только на тепловое, но и гидродинамическое состояние расплава, при этом следует ожидать реакции, отличной от других типов обработки.

Проведенные аналитические исследования показали, что газожидкостную смесь пузырьков с расплавом в ковшовых процессах можно рассматривать как некий газ, плотность которого близка к плотности жидкости, а сжимаемость определяется сжимаемостью газовой фазы. Вызываемые в этой среде периодические колебания от струйно-плазменной продувки распространяются в смеси со скоростью звука и приводят к возмущению плотности.

В работах Федотовского B.C. было предложено подобные изменения сжимаемости и вязкости газожидкостной смеси под воздействием пульсаций характеризовать величиной «вибровязкости» и «виброплотности». Если принять, что при распространении волн в газожидкостной среде массовое газосодержание не меняется и изменение плотности происходит только за счет сжимаемости пузырьков, то при начальных значениях параметров р=р0, р=р0, <р=<ро процесс распространения волны можно описать линейным волновым уравнением

(5)

dt р0(р0 8xz

Аналитическое решение этого выражения, преобразованного в каноническое уравнение Римана, имеет нелинейный вид. С течением времени нелинейность накапливается, происходит опрокидывание нелинейной волны и возникает ударная волна. Скорость ударной волны «отслеживает» скорость возмущения и при струйно-плазменной продувке в ковше газометаллического расплава там следует ожидать возникновение ударных волн широкого амплитудного спектра.

Процесс пульсации газового пузырька можно считать адиабатическим. Для пульсации одиночного пузырька записывается уравнение Херин-га-Флина, являющееся аналогом уравнения Рэлея для слабосжимаемой вязкой жидкости, которое в линеаризованном виде представляется

d2R 2ц dR 3]р0 Ар

—- + —L— + =--i^--n = rjR (7)

dt R0 dt PiR2q RqPx 1 11 0

Уравнение описывает колебания пузырька как линейного осциллятора с собственной (резонансной) частотой

«о = ^ypJ(PX)- (8)

Для импульсного возмущения его решение:

SR = Ае^'е"^^ = Ае^е^', где v^Jcol-nl (9)

Колебательное движение газовых пузырьков относительно жидкости в условиях возмущений широкополосного спектра может сопровождаться резонансными эффектами, впервые обнаруженными для водных систем Федотовским B.C.

Расчеты показывают, что при частоте поступательных колебаний среды, равной половине собственной частоты сфероидальных колебаний пузырьков, следует ожидать резонансного увеличения их амплитуды. Так как при ковшовых обработках расплава всплывающие пузыри имеют разный размер и генерируют собственные колебания некоторого спектра частот, в низкочастотной области 1-10 Гц в ковше может возникать резонансное увеличение амплитуды колебаний некоторых из них в поле возмущений от струйно-плазменной установки, что создает условия для улучшения процессов тепломассообмена.

В четвертой главе приведены результаты комплексного исследования влияния струйно-плазменной обработки на гидродинамику ванны расплава ковшовой установки, полученные на физических и математических моделях. Основываясь на теории продувки плавильных ванн направленной струей газа, разработанной И.Г. Казанцевым, В.И. Явойским, В.И. Баптиз-манским, Б.Л. Марковым и другими исследователями, одним из основных

15

параметров, определяющих процессы тепломассообмена в реакционной зоне, брызгоунос, является глубина проникновения струи. В работах Н.В.Алексеева, С.Х. Будыки и Н.А. Свидуновича отмечалось, что для струй-но-плазменной продувки известные зависимости дают завышенные результаты. Гидродинамику ванны изучали на водяной модельной установке при соблюдении основных положений теории подобия. Использовались плазматро-ны двух типов - ПРС-75 с расходом плазмообразующего газа 1,2-2,75 г/си ПРС-10 с расходом газа 0,3-0,6 г/с. На анодах плазмотронов крепили графитовые фурмы со сменными сопловыми головками с коническими, цилиндрическими соплами и соплами Лаваля.

Было установлено, что в процессе продувки реакционная зона пульсирует с частотой порядка 1-2 Гц и колеблется вокруг вертикальной оси. Отрывающиеся от струи крупные газовые массивы грибообразной формы всплывали на поверхность и разрушались на более мелкие пузыри, насыщающие ванну. Относительная глубина проникновения струи в жидкость увеличивалась с ростом числа Аг для струи, при этом рост относительной величины погружения фурмы в жидкость Нф/с1 приводил к уменьшению глубины проникновения струи. Абсолютная величина глубины проникновения струи в жидкость для сопла Лаваля оказалась ожидаемо выше, чем для конического и цилиндрического сопла.

Скорость всплытия пузырей, измеренная с помощью двух пар зондов - электродов, при плазменной продувке достигала 10-15 м/с и практически не зависела от заглубления фурмы в жидкость и расхода газа (рис. 3). При сопоставительной холодной продувке скорость изменялась в диапазоне 0,21,2 м/с и определялась глубиной погружения фурмы (могла измениться в 45 раз) и расходом газа.

14 12 10

1,2 1,6 2,0 Gr, г/с

Относительная глубина погружения фурмы: •H/dc =15,5; AH/dc=Z Рис. 3. Зависимость скорости всплывающего пузыря от режима высокотемпературной продувки. Цилиндрическое сопло dc= 0,008 м

Wn, м/с

£ а

1 • -Ж-

А

L/d

При заглублении фурмы наблюдались как ударные волны, так и резонансные явления, вызывающие низкочастотные колебания продувочной емкости и раскачивание жидкости, которые исчезали при изменении местоположения фурмы. Связь глубины проникновения плазменной струи в жидкость с режимом продувки представлена на рис. 4. Как и при «холодной» продувке, увеличение глубины проникновения струи в жидкость происходило при уменьшении погружения фурмы под уровень свободной поверхности.

Зависимость глубины проникновения струи от относительного заглубления фурмы для плазменной продувки была более слабая. 1 - H/d=6 Для цилиндрических сопел она аппроксимировалась зависимостью

/ //г0'445

- =-—_ (10)

d г и.....

V У 3

/ / 4

/

/

А г

Ш6

г

Рис. 4. Зависимость относительной глубины проникновения высокотемпературной струи в жидкость от числа Аг . Относительное заглубление фурмы: 1 - Ш=0; 2 - HJd=5; 3 - Ш=10-4 - НМ=14; 5 - Ш=17; 6 - Ш=4,5;

1 +

с коэффициентом множественной корреляции г = 0,78.

Часть экспериментальных результатов была представлена в виде зависимости относительной глубины проникновения струи в жидкость от электрической мощности плазмотрона

I _з,09-а°'2б-(1+лдОД2

d

с коэффициентом множественной корреляции г= 0,876.

Процессы в фурменной зоне влияли на работу плазматрона, образуя с зоной горения дуги единую систему. Анализ осциллограмм тока и напряжения показал, что при барботаже на дугу накладывались дополнительные высокочастотные пульсации, причем максимальные значения амплитуды пульсаций тока наблюдались при минимальном заглублении фурмы в жидкость и

(И)

максимальном расходе плазмообразующего газа. Пульсации не сказывались на устойчивости работы плазмотрона, форма вольтамперной характеристики плазмотрона была крутопадающей, не зависела от типа применяемого сопла и не имела существенных отличий от незаглубленного режима работы.

Было установлено, что на участке проникновения струя передает жидкости лишь 20-30% своей тепловой мощности, остальное тепло передается всплывающими пузырями. С ростом числа Аг теплоотдача от струи к жидкости увеличивалась.

Перемешивающее воздействие плазменной струи и газа, подаваемого

через пористую пробку (время перемешивания 7), оценивали по измерению падения напряжения между плоскими электродами в ванне, после введения в модельную жидкость электролита в область фурменной зоны. Для продувки использовался плазмотрон типа ПДС-3 мощностью 75 кВт-с графитовой фурмой. В качестве плазмообразующего газа применяли азот, расход которого изменяли в диапазоне от 4,25 до 7 м /ч.

При продувке наблюдался струйный режим истечения, слияние нижней струи из пористой пробки и пульсирующей верхней не происходило. Зависимость связи интенсивности перемешивания с расходом газа носила экстремальный характер и определялась изменением структуры фурменной зоны при варьировании расхода газа. Характер горения дуги в плазматроне при заглублении фурмы также менялся, о чем косвенно свидетельствовало изменение тепловых потерь в электроды плазмотрона. Сопоставление результатов «горячего» моделирования с «холодным» показало, что продувка жидкости высокотемпературным газом значительно ускоряла перемешивание при прочих равных условиях.

Влияние соотношения чисел Архимеда (для верхней и нижней струи) на время перемешивания представлено на рис.5.

Экстремальный характер перемешивающего воздействия плазменной струи на обрабатываемую ванну жидкости создает предпосылки использования маломощных плазматронов для улучшения перемешивания расплава в ковше.

В производственных условиях персонал для оценки качества перемешивания расплава в ковшах часто использует терминологию «нечеткой логики» - «пробка дует хорошо/плохо», «перемешивание идет хорошо/плохо». Отсутствие количественных критериев оценки степени перемешивания и усреднения расплава не позволяет определять их эффективность. Понятия «перемешивание» и «усреднение» расплава не идентичны. Так, «хорошее перемешивание» означает лишь возможность достижения заданного усреднения расплава за меньшее время, чем при «плохом перемешивании». Опыт эксплуатации агрегатов ковш - печь ОАО ММК показал, что при различиях в состоянии продувочных пробок при одном и том же расходе перемешивающего газа усреднение расплава происходит с различной интенсивностью.

з

4

5

(Агв/Агн)-10"1

Рис. 5. Зависимость времени перемешивания от соотношения Агв/Агн (горячая модель). Заглубление фурмы: ж - Нп = 0 мм; ▼ - Нп = 20 мм; • - Нп = 40 мм; ■ - Нп = 60 мм

Для агрегата ковш-печь ККЦ ОАО «ММК» емкостью 375 т эффективность перемешивания оценивали с помощью численное моделирование гидродинамики продувки на 3-мерной модели по скорости смещения элементарных объемов расплава при его сеточном разбиении (рис.6). Расчетный объем расплава разбивали трехмерной неравномерной сеткой на 15-104 ячеек. Шаг по времени определяли серией пробных вычислений, наблюдая за характером изменения скоростей и температур в объеме.

Рис. 6. Изменение скорости расплава в секущих плоскостях (цветовая градуировочная шкала скорости, м/с)

Объем ковша равномерно рассекали на N условных горизонтальных и вертикальных плоскостей таким образом, что две вертикальные плоскости проходили через центральную ось ковша и обе пробки. В каждой условной

19

горизонтальной плоскости рассчитывался безразмерный параметр перемешивания:

V,

Е =

(12)

У2

где VI - суммарный объем элементарных ячеек в слое, обладающих скоростью, превышающей характерную заданную скорость расплава (0,45 м/с); У2 - суммарный объем всех ячеек в слое. Количество ячеек в различных слоях расчетного пространства изменялось от 1500 до 2200.

Для каждой условной плоскости определялось количество элементарных объемов, движущихся с превышением этой скорости. Считали, что чем больше в слое объемов, движущихся с высокой и умеренной скоростью, тем интенсивнее происходит перемешивание в данном слое.

В расчетах использовалась полуэмпирическая к-е модель турбулентности. Исследуемые уравнения гидродинамики и тепломассообмена решались численным методом с использованием теории разностных схем.

В зависимости от расхода продувочного газа зона наиболее интенсивного движения расплава смещается относительно днища ковша, что хорошо иллюстрируется рис. 7.

При расходе аргона 300 л/мин на каждую пробку образовывались застойные зоны и зоны активного движения металла, которые формировали не-

-Ы 0,6 г

2 0,5

<13

ч

| 0,4

О. К

1 0,3

О) 1

г 0,2

ч

Л

Ь од

Л К

4 V * \ У

0,45

* 0,4

го

£ 0,35 с;

5 о.з

го

* 0,25

1 0,2

О)

1 0,15

5 од

§ 0,05

6 0

I П

4 У,

■ -ЦУ I 1 \ллН N /

ч V

4 5 6 Высота ковша, м

4 5 6 Высота коаша, м

а б

Рис. 7. Изменение скорости расплава по оси ковша через 3 мин. продувки. Расход аргона: а - 300 л/мин на каждую пробку; б - 600 л/мин на каждую

пробку

Для оценки качества перемешивания пользовались терминами «нечеткой логики», такими как «хорошо», «удовлетворительно», «неудовлетворительно», и вводили численные эквиваленты ДЛЯ данных терминов: расплав перемешивается «хорошо» при Е > 0,9, «удовлетворительно» при Е > 0,70 и «неудовлетворительно» при Е < 0,70, означающие долю ячеек в слое, движущихся с превышением характерной скорости.

Для оценки качества перемешивания всего объема расплава в ковше был введен параметр Ек:

где N - количество секущих плоскостей

Для ковша емкостью 375 т принимали число секущих плоскостей N. равное 12. Считали, что расплав перемешивается «хорошо» при Ек > 0,98, «удовлетворительно» при Ек> 0,935 и «неудовлетворительно» при Ек < 0,935.

Эффективность усреднения металла по температуре оценивали по коэффициенту температурной неравномерности для каждого слоя и всего объема:

у ^ макс ^ _ слоя

СЛОЯ тер

Г

(14)

По аналогии с оценкой перемешивания считали, что усреднение «хорошее» при 5СЛ0Я > 0,9, 5коаша > 0,98 и перепаде температур в слое +/-5°С. Усреднение считали «удовлетворительным» при 5СЛ01, > 0,7, 5ковша > 0,935 и «неудовлетворительным» при 5СЛ011 < 0,7, §ковша < 0,935.

На рис.8 представлено изменение параметра перемешивания «Е» во времени для некоторых плоскостей в зависимости от расхода продувочного аргона СЛг, подаваемого на пористые пробки.

Е .

1

0,8 0,6 0,4 0,2 0

Е

1

0,8 0,6 0,4 0,2

50

100 150 200 250 300

Время продувки, с Расстояние от днищз -»-ОД -*-1 -»-2 5 ковша да плоскости, м -»-4 -<-5

О 50 100 350 200 250 300

Время продувки, с Расстояние от днщцз -»-ОД -и-1 -t-2,5 ковша до плоскости, м -«- 4 s

Рис.8. Динамика изменения во времени параметра перемешивания расплава в ковше Е для нескольких секущих плоскостей при расходе аргона на пористые пробки: а - 0^=1200 л/мин; б - 0^=100 л/мин

Выявлено, что периодическое (раз в 60-90 с) изменение местоположения зоны наиболее интенсивного перемешивания позволяет снизить время перемешивания и усреднения расплава. Постоянный режим продувки не дает «хорошего» усреднения расплава в ковше. Даже при высоком расходе аргона - 1000 л/мин на пробку - эффективность перемешивания оказывает-

ся «удовлетворительной», а эффективность усреднения «неудовлетворительной», что объясняется образованием «пробоя» и возникновением канального'течения газа в расплаве с формированием застойных зон. Полученные данные согласуются с результатами Кодяка A.B. в ДонНИИЧМ, полученными при периодическом изменении расхода продувочного газа.

Расчеты эффективности перемешивания при ступенчатом графике изменения расходов аргона на пробки (1000, 600, 300 л/мин) показали предпочтительность такого режима по сравнению с режимом работы на постоянном расходе. Разработаны технологические режимы, обеспечивающие «хорошее» усреднение расплава в течение 3-5 мин после проведения технологической операции.

Эффективность ковшовой RH-обработки в основном определяется скоростью циркуляции. Нагрев стали с помощью ЭДУ постоянного тока в этих условиях характеризуется большими размерами зоны нагрева и меньшей величиной перегрева, по сравнению с нагревом дугой переменного тока.

Оценку влияния плазменного нагрева на циркуляцию проводили по уравнению Т. Кувабары для массовой скорости циркуляции Q4, полученному на основе материального и энергетического баланса RH-установки и при учете температуры реакционной поверхности Т\

Q4=vGll3d%T[]n(Pa/PBKf\ 05)

где Ра, Рвк - давления соответственно в узле подвода транспортирующего газа и газов в вакуум-камере; G? - расход транспортирующего газа, л/мин; dnT - диаметр погружных патрубков, м; //=7,44 ■ 103- константа.

Экспериментальное подтверждение положительного влияния подогрева расплава на его циркуляцию через вакуум-камеру проводили по методике ввода в поток над всасывающим патрубком вещества-индикатора (медь). По результатам измерения содержания меди-индикатора в тигле под сливным патрубком за время RH-обработки определили, что нагрев приводил к росту скорости циркуляции, которая фиксировалась более быстрым снижением

концентрация меди.

Сравнение величин массовой скорости циркуляции, полученной по уравнению (15), и экспериментальных данных показало их удовлетворительное совпадение между собой и данными других авторов, что подтвердило возможность повышения скорости циркуляции расплава при плазменном нагреве.

В пятой главе исследован процесс комплексного применения струйно-плазменной обработки стали в циркуляционных вакууматорах на физических и математических моделях, изучены закономерности обезуглероживания и десульфурации. Плазменно-дуговой нагрев металла в вакуум-камере RH-установки обеспечивал локальный перегрев металла в реакционной зоне с последующим быстрым выравниванием температур за счет интенсивного перемешивания в процессе циркуляции расплава. Измерения показали, что перегрев металла в центральной части ванны, расположенной под дугой, составлял 700-900°С. Подача в плазменную фурму кислорода с расходом

0,15 г/с вызывала рост максимума температур и значительное расширение области перегрева. Коэффициент использования энергии в КН-установке достигал 60-80%, в отличие от АПК, где этот коэффициент был на 15-30% ниже. Средний удельный расход электроэнергии при плазменном нагреве в КН-установке составил 30-50 кВтч/т стали. Пересчет удельных расходов электроэнергии в установленную мощность печного трансформатора Мтр показал, что по сравнению с установками УАБ организация плазменного нагрева в 11Н-установках позволяет снизить необходимую мощность трансформатора в 1,5-2 раза при сравнимых скоростях нагрева. Для промышленной 350-тонной Ш 1-устаповки рекомендуемая мощность трансформатора составила N„,,=15 МВт при токе дуги /¿=55 кА и напряжении £/¿=270 В.

При содержании углерода в стали менее ОД % текущие концентрации при его окислении определяются массопереносом углерода и могут быть описаны уравнением

с-[сР]Лс,]-[фкЛР'¥\ (16)

где [СД [Со] - равновесная и исходная концентрации углерода в стали, %; кс - константа скорости обезуглероживания, мин"1; Р/У - отношение поверхности металла к его объему, м"1.

По ходу обезуглероживания резко снижается доля вводимого в ванну кислорода и растет окисленность металла и шлака.

Изучение кинетической зависимости обезуглероживания при обработке полупродукта стали 08Ю с исходным содержанием углерода 0,1% в плазменно-вакуумно-индукционной установке показало, что начальная скорость удаления углерода 0,09 %/мин значительно превосходит скорость обезуглероживания при традиционной обдувке поверхности кислородом. Скорость абсорбции кислорода возрастала с увеличением парциального давления кислорода и описывалась кинетическими уравнениями первого порядка. Повышение температуры металла приводило к улучшению кинетических условий обезуглероживания, снижению вязкости расплава, ускорению диффузионных и химических процессов, улучшению условий зарождения и всплывания пузырей СО.

Для условий промышленной реализации 1Ш-обезуглероживания с плазменным нагревом были проведены расчеты равновесного содержания углерода и кислорода в металле по уравнениям Д.Я. Поволоцкого, полученным для условий вакуумирования в ковше с перемешиванием. В частности, для углерода:

[С], = +1|о,75^[И°-0275^ ' <17>

Расчеты производились дня ковша МСц=350 т и вакууматора МВк=50 т при 2,=100 т/мин. Внутренние диаметры патрубков - 0,7 м, расход транспортирующего газа - 1000 л/мин, расход плазмообразующего газа -300 л/мин, исходная концентрация в стали углерода [С]=0,05%, кислорода [0]=0,01%. Физические свойства стали и кинетические показатели процесса

обезуглероживания принимались: при традиционной ЛН-обработке - при 1600°С, а при плазменном нагреве - при 2000°С. Некоторые результаты представлены на рис.9.

За счет организации плазменного нагрева металла и вдувания на поверхность металла нагретого газа с активным перемешиванием поверхностного слоя ванны создаются условия для повышения скорости обезуглероживания на начальном и конечном этапах обработки.

При нагреве дугой обратной полярности, когда ванна является катодом

(рис. 10,а), отрицательные ионы (о 2, ОН 2 ,N0 , БЮ44 ) должны диффундировать к границе шлак - вакуум и загрязняющие сталь анионы разряжаться и удаляться при вакуумировании. С учетом электрохимической подвижности ионов прежде всего должны удаляться кислород и сера.

Проверка возможности электролитической десульфурации проводилась на модельной установке при плазменно-дуговой обработке низкоуглеродистой стали марки 08Ю дугой прямой и обратной полярности при токах 0,5-1,5 кА. Исходное содержание серы в стали составляло [8]=0,016-0,004 %. В качестве рафинирующих флюсов использовались смеси с максимальной электропроводностью состава (%): 75 СаР2 и 25 СаО (чистая по БЮ2 и А1203), а также 50 СаО и 50 А1203.

(0]-Ю,% 8 6 4

W<3-

¿А -i

7 Vi

к — Г

ао-10,%

10 [С]-102,%

N

И

а'э

И

10 [С] -10,%

Рис. 9. Изменение содержания углерода [С] и кислорода [О] в системе Fe С О в зависимости от парциального давления СО РСо и температуры стали Тст (а) и изменение активности кислорода а0 от концентрации углерода [С] (б) при различных схемах RH-обработки: 1 - линия, характеризующая стехиометрииеское соотношение углерода и кислорода; равновесные значения соответственно при РСо (Па) и Тст (°С): 2 - 105, 1600; 3 - 133, 1600;

4 - 105, 1600-1800; 5— 105, 1800; 6 133, 1800; 7 - RH-обработка;

8 - RHO-обработка; 7, 8; ■

то же, с плазменным нагревом

При обратной полярности степень десульфурации возрастала (рис.10, б) в 2-2,5 раза по сравнению с дугой прямой полярности. Предполагаемый механизм направленного электрохимического перехода серы в газовую фазу подтверждался повышенной концентрацией сернистых соединений в газах, удаляемых из вакуум-камеры.

&//1Э к

СТЗ/1Ь -¡3«

© 1

А - % 80 60 40 20 0

2

10

15 Т

, мин

Рис. 10. Схема плазменно-электролитического рафинирования на обратной

полярности (а) и влияние полярности дуги на степень десульфурации /?, за время т КН-обработки (б) при полярности дуги: 1 - прямая; 2 - обратная

Коэффициент распределения серы при обработке дугой обратной полярности оказался в 8-10 раз выше, чем с дугой прямой полярности. Десульфурация под шлаком системы СаО-СаР2 происходила полнее, чем под шлаком СаО-АЬОз,, причем в последнем случае влияние полярности дуги на десульфурацию было незначительным.

В шестой главе рассмотрены технологические аспекты струйно-плазменной ковшовой обработки, которые разрабатывали на основе результатов комплексных исследований, проведенных на модельных и опытно-промышленных установках.

Работы по использованию струйных плазменных технологий для ковшового газового азотирование стали 110Г13Л выполнялись МГМИ им. Г.И.Носова и Белорусским технологическим институтом (БТИ) им. С.М.Кирова.

Расчетная теоретическая растворимость азота в этой стали для условий струйно-плазменной обработки, при содержании марганца 12,7-13,7%, составила 0,06-0,065%. Расчеты показали, что растворимость азота в металле незначительно снижается с повышением температуры расплава, причем с увеличением содержания марганца кривая изменения растворимости идет круче. Увеличение давления в реакционной зоне при росте глубины погружения фурмы в расплав благоприятно сказывалось на повышении содержания азота.

Исследования азотирования стали 110Г13Л в лабораторных условиях на опытной установке, созданной на базе индукционной печи типа ИСТ с модифицированным плазмотроном ПРС-75, показало перспективность этой технологии. После расплавления шихты и раскисления расплава алюминием отключали индуктор и обрабатывали расплав струей азотной плазмы при погружении фурмы плазмотрона на глубину до 0,008 м. Расход газа изменяли в диапазоне 1,5-2,5 г/с, время продувки варьировали от 0 до 30 мин. Связь усвоения азота с удельным расходом газа представлена на рис.11.

Ык

у

/ л

20

60

Кпр-10

Рис. 11. Зависимость относительного усвоения азота расплавом стали 110Г13Л от удельного расхода газа: Г4к - содержание азота в пробах по ходу продувки, %; К - исходное содержание азота, %

Полученная зависимость описывалась линейной функцией

N к , „_.„ , коэффициент корреляции г = 0,847.

—— = 1 + ъА К „

N Р

N

Под удельным расходом газа принималась величина

йт (18)

К =

пр М '

р

где - расход плазмообразующего газа, кг/с; т„р- время продувки, мин; Мр — масса расплава, кг.

Сравнение полученных результатов с известными данными по азотированию расплава в ходе плазменно-дуговой плавки показало, что струйно-плазменная продувка обеспечивает достижение сопоставимых результатов. В рассмотренном случае растворимость азота достигала 0,0350,061%, т.е. практически предельных равновесных показателей по усвоению азота. Такая технология позволяет организовать обработку в ковше без выноса электрического потенциала на ванну и соответственно без подового электрода.

Опытно-промышленные испытания технологии струйно-плазменного азотирования стали 110Г13Л проводили на Восточно-Кзахстанском машиностроительного заводе при производстве литых деталей горнообогатительного оборудования. Содержание основных элементов в стали поддерживали в пределах, %: С 1,05-1,15; Мп 12,8-13,2; 81 0,754),95; Б до 0,02; Р 0,05-0,06. Конечное содержание азота в образцах 0,025-0,065%. По механическим и эксплуатационным характеристикам полученная сталь значительно превосходила сталь электродуговой выплавки. На основе проведенных исследований Магнитогорским ГИПРОМЕЗом разработан проект опытно-промышленной установки струйно-плазменного легирования.

Другим перспективным направлением технологического применения струйно- плазменной ковшовой обработай является обезуглероживание в RH-установке. Технологию отрабатывали на модельной RH-установке с плазменным нагревом при остаточном давлении газа 133 Па для стали марки 08Ю с исходным содержанием углерода не выше 0,1%. Расплавление стали осуществляли в индукционной печи, температура металла перед

вакуумированием 1600- !640°С. Расход кислорода да для RH-O и RH-O-PAP

обработки определяли по расчету материального баланса плавки. Электрическую мощность плазменной фурмы регулировали в диапазоне 2030 кВт'ч/т. Перед вакуумированием сталь раскисляли ферромарганцем марки MHO. Укрупненная модель RH-установки с плазменным нагревом имела емкость 160кг. Общее количество плавок - 16, длительность вакуумирования -15 мин, коэффициент циркуляции - 4, при скорости циркуляции 0=45 юг/мин.

Начальная скорость удаления углерода составила 0,09 %/мин, что значительно превосходило скорость обезуглероживания при традиционной обработке металла с обдувкой поверхности кислородом (рис. 12, а). Скорость окисления углерода повышалась при увеличении парциального давления кислорода (рис. 12, б).

Рис. 12. Зависимость между содержанием углерода [С\ и кислорода [О] в стали (а) и изменение концентрации [С] во времени г (б) при обдувке металла аргонно-кислородной плазмой, с содержанием кислорода в %: 1 - 0; 2 - 20

Обработка результатов плавок показала, что связь конечного содержания углерода [С]кон с начальным [С]н описывалась линейными уравнениями (рис.13, а) и определялась способом обезуглероживания.

Зависимость скорости обезуглероживания Ус стали (рис.13, б) с исходной концентрацией [С]„=0,05% от температуры металла при плазменном нагреве в К11-камере (по замерам температуры стали Тст на выходе из сливного патрубка) описывалась уравнениями регрессии: для 1Ш-РАР:

Ус = 16 ■ 10~4 +0,47 ■ Ю-5(Тст-1600)+ 0,98 ■ 10~9 (Тст-1600)2, (19) для 11НО-РАР:

Ус=19-10~4 + 0,95- 10~5(Тст -1600) + 1,51 ■ Ю-9(Тст - 1600/. (20)

Рис. 13. Влияние способа обезуглероживания на конечное содержание углерода [С]к (а) и скорость обезуглероживания Vc (б) при различных начальных содержаниях углерода [С]„ для: 1 - RH; 2 - RH-PAP; 3 - RHO;

4 - RHO-PAP; при среднем времени вакуумирования 12,5 мин и продувке кислородом 7,5 мин

При повышении температуры стали с 1600 до 1900°С скорость обезуглероживания возрастала почти вдвое с 0,002 до 0,004-0,005 %/мин. Содержание кислорода в процессе RHO-PAP обработки возрастало до 0,018%, но после прекращения подачи кислорода и выдержке под вакуумом в течение 5 мин снижалось до 0,005%. Плавки с плазменным нагревом обеспечивали условия, более близкие к равновесным.

Средняя скорость падения температуры в тигле до начала RH-обработки достигала JVcpt=4,5 К/мин и увеличивалась при вакуумном обезуглероживании до 14 К/мин (зависимость 1 на рис.14, а). При организации кислородной продувки W, снижалась до 0,3 К/мин в конце 15 мин обработки (линия 2 на рис. 14, а), а дополнительный плазменный нагрев с удельной мощностью 30 кВт'ч/ г позволял нагревать металл со скоростью 2 К/мин (линия 3 на рис. 14, а).

Полученные скорости изменения температуры стали W, при RH, RHO и RH-PAP-обработке аппроксимировались уравнениями:

W, = 0,575т + 4,5; Wt =-0,225тпр +4,5, W, =-0,545тпр + 4,5;

где тпр - время продувки кислородом, мин.

Результаты визуальных наблюдений за зоной продувки с плазменной дугой при RH-обработке, схематично показаны на рис.14, б.

При продувке ниже уровня начального участка плазменной дуги формировалось кольцевое облако более темных, с пониженной температурой, рециркуляционных газов, которые уменьшали радиационное излучение от ванны расплава и плазменной дуги. Доля эффекта чистого нагрева оценивалась величиной 0,32 К/мин. Тепловой баланс установки (при продувке расплава кислородом в течении 8 мин) показал, что доля вклада от дожигания отходящих газов в общий эффекта нагрева составляет 6%, за счет прямого излучения на сталь - 50% и за счет отражения излучения на футеровку - 44%. Струйно-плазменный нагрев создает условия для проведения ковшового вакуумирования без обработки в АПК.

wt, К/мин

Рис. 14. Скорость изменения температуры стали W, за время обработки т (а) и схема тепловых потоков при плазменном нагреве металла в вакуум-камере (б):

1 - обычная RH- обработка; 2 - RHO-обработка; 3 - RH-PAP-обработка; 4 - облако рециркулируемых газов, отражающих излучение от дуги и зеркала расплава; 5 - вклад в нагрев за счет дожигания газов; 6 - вклад в нагрев за счет косвенного отражения излучения на футеровку; 7 — вклад в нагрев за счет прямого отражения излучения на сталь

В условиях крупнотоннажного производства с ковшами вместимостью более 100 т в ближайшее время вряд ли произойдет массовое внедрение плазматронов постоянного тока с нерасходуемыми электродами. Поэтому объектом разработки промышленной технологии струйно-плазменной обработки расплава был выбран двухпозиционный агрегат печь-ковш вместимостью 370 т фирмы «VAI-Fuchs» кислородно-конвертерного цеха ОАО «ММК», оснащенный полыми электродами.

Зажигание дуг осуществляли при минимальной подаче газа в электроды через регулируемые клапаны типа «Samson». Контроль и архивацию параметров работы электродуговой установки проводили с помощью специально созданной системой регистрации и анализа электрических и технологических характеристик. Затем расход газа в электроды доводили до номинального, контролируя пульсации тока по осциллограмме. Подачу аргона не прекращали и при выключении электропитания установки, при «переходе» электродов на вторую позицию.

Из общего числа обработанных 311 плавок для сопоставительного анализа были отобраны данные по 100 плавкам стали марки 08. Удельный расход электроэнергии (рис. 15) снизился на всех ступенях работы трансформатора на 1,75-6,63%.

При работе на полых электродах угар происходил из центра электродов, что свидетельствовало о привязке дуги к полости в электроде. Угар электродов уменьшился в среднем на 90% и составил 30-32 г на тонну обработанного расплава, при этом общий расход аргона увеличился не более, чем на 5%.

8 9 10 11 12 13 14 15 16

номер ступени трансформатора

Рис. 15. Сравнение среднего удельного расхода электроэнергии на различных ступенях печного трансформатора при работе на полых (белый) и сплошных (черный) электродах

Была обнаружена связь устойчивости горения дуг и низкочастотных вибраций электродов на каждой ступени печного трансформатора с расходом газа в полые электроды. Для оценки КПД нагревов и динамики изменения среднемассовой температуры расплава была создана программа расчета теплового баланса ковша в ППП МАТЬАВ, которая позволила прогнозировать температуру выпуска к концу обработки. Адекватность модели была подтверждена сопоставлением расчетных температур с измеренными. Максимальная погрешность вычисления температуры составила 0,3°С.

При работе агрегата с полыми электродами происходило повышение кпд нагревов в среднем на 5%, снижались потери с охлаждающей водой и на аккумуляцию тепла электродами, что создает резервы для интенсификации темпа обработки.

При проведении опытно-промышленной серии струйно-плазменной обработки задача глубокой десульфурации не ставилась. Производился рядовой сортамент сталей и содержание (РеО) + (МпО) не доводили до уровня менее 1,5%. Подача шлакообразующих материалов в ковш осуществлялась в два приема: при выпуске металла из конвертера в ковш и во время обработки его на АКП. Для условий ККЦ ОАО «ММК» расчетное количество шлака с высокой серопоглотительной способностью <Ъз> 100), определенное по известной формуле А. М. Бигеева, должно быть не менее 4-5% (40-50 юг/т). Анализ состава шлаков опытных плавок показал, что он был не оптимален и, как следствие, степень десульфурации металла составляла в среднем 25-35%. Высокие значения содержания РеО (до 24%) объяснялись невозможностью блокирования попадания конвертерного шлака в сталеразливочный ковш на выпуске, что неизбежно сказывалось на составе ковшевого шлака в начале обработки на АКП.

30 I

Влияние струйно-плазменной продувки на степень десульфурации в АКП можно отнести к «слабым воздействиям», эффект от которых можно наблюдать лишь при анализе большого массива плавок. Традиционные двумерные факторные зависимости оказываются в этом случае малопредставительными. Поэтому были построены трехпараметрические графики, отражающие зависимость степени десульфурации стали от двух параметров. В качестве этих параметров были приняты: время обработки расплава на агрегате, удельный расход аргона на перемешивание расплава или удельный расход извести. Изменение степени десульфурации металла в зависимости от данных параметров приведено на рис. 16.

Результаты обработки массивов плавок для работы агрегата в базовом режиме и в режиме работы с полыми электродами показали, что при работе с полыми электродами степень десульфурации металла более 30-35% достигалась на 1-1,5% чаще, чем в базовом режиме, более 40% на 2-2,5% чаще, а более 50% на 3-5% чаще.

Время обработки металла, мин Время обработки металла, мин

Рис. 16. Изменение степени десульфурации расплава стали на агрегате ковш-печь в зависимости от удельного расхода извести и времени обработки расплава на агрегате при работе в базовом режиме и на полых электродах

При работе на полых электродах визуально снижалась длина дуги (при поддержании сопротивления электрической цепи системой автоматики на прежнем уровне).

Исследование степени десульфурации металла при работе в базовом режиме и работе с полыми электродами показало, что достижение степени десульфурации более 35^0% достигается при работе с полыми электродами с меньшим удельным расходом извести. При этом области со степенью десульфурации стали более 35^Ю% при работе с полыми электродами шире (на 30-35%), чем при работе в базовом режиме. При работе с полыми электродами создаются условия для снижения расхода извести на 25-30%, либо снижения времени обработки на 20-25% для достижения указанной степени десульфурации металла.

На основании проведенных исследований утвержден проект технологической инструкции «Обработка расплава стали на установке ковш -печь с полыми электродами» и предложена новая конструкция АКП с усовершенствованной конструкцией элеюродов, защищенная патентом.

Заключение и общие выводы по работе

Показана перспективность использования струйнсышазменной обработки в ковшевых технологиях.

1. Исследование особенностей горения обдуваемых газом дуг в плазменных устройствах показало, что формируемая при этом плазменная струя генерирует колебания широкого спектра частот, и при взаимодействии с газожидкостной средой может вызывать в ней резонансные явления. На основе проведенных исследований для ковшовой обработки стали в АКП и вакууматоре разработаны конструкции струйно-плазменных устройств. Для промышленного использования разработана конструкция элекгродуговой установки с подачей газа в полые электроды.

2. Установлена связь геометрических размеров продувочной зоны с параметрами струйно-плазменной продувки. Экспериментально доказано, что нагрев газа позволяет снизить время перемешивания ванны обрабатываемой струей. Обнаружен экстремальный характер перемешивающего воздействия, что подтверждает выводы о волновой природе барботажных процессов. Разработана математическая модель для оценки перемешивания и усреднения расплава стали в ковшах, на которой были проведены численные исследования, показавшие, что при традиционном режиме обработки удовлетворительное перемешивание не достигается. Предложены критерии для количественной оценки эффективности перемешивания и усреднения расплава стали, а также предложены улучшенные режимы перемешивания расплава стали в ковше.

3. Теоретические и экспериментальные исследования струйно-плазменной обработки расплава в вакууматоре показали, что скорость циркуляции при этом повышается подобно воздействию увеличенного расхода транспортирующего газа. Доказана высокая эффективность обезуглероживания и десульфурации при КН-обработке с плазменным нагревом металла.

4. Показана перспективность применения предложенной струйно-плазменной технологии азотирования стали, в частности 110Г13Л. Темп азотирования позволяет за 15-20 мин обработки достигать величин, соответствующих расчетным предельным концентрациям. Экспериментально подтверждены теоретические выводы о возможности управления азотированием расплава путем изменения параметров продувки электрической мощности плазмотрона и расхода газа.

5. Разработаны основы технологии струйно-плазменной обработки стали в вакуум-камере, позволяющие достигать более низких концентраций углерода, по сравнению с традиционной 1Ш и КНО-обработкой.

6. Разработана опытно-промышленная технология струйно-плазменной обработки расплава в агрегате ковш-печь при подаче аргона в полые электроды, позволяющая повысить КПД нагрева до 5%, снизить расход электроэнергии на 1,5-6,6%, а расход электродов до 90%.

7. При работе с полыми электродами на АКП обнаружена тенденция улучшения протекания десульфурации, создание условий для снижения расхода извести на 25-30%, либо уменьшения времени обработки расплава на 20-25% - при достижении степени десульфурации металла более 35-40%;

8. На основе проведенных исследований разработаны струйно-плазменные установки для различного технологического использования, разработан проект технологической инструкции струйно-плазменной обработки стали в АКП ККЦ ОАО ММК, получен реальный экономический эффект.

Основные положения диссертации представлены в следующих публикациях

Монографии

1. Морозов АП., Агапигов Е.Б. Совершенствование комплексной обработки стали в циркуляционных вакууматорах / МГТУ. - Магнитогорск, 2002. - 74 с.

2. Морозов А.П., Агапитов Е.Б. Интенсификация комплексной обработки стали при циркуляционном вакуумировании с плазменным нагревом // МГТУ. -Магнитогорск, 2003. - 140 с.

3. Тепломассообменные процессы в расплаве стали при использовании электродуговых устройств с полыми электродами / Агапитов Е.Б., Бигеев В.А, Ерофеев М.М., Покатаева М. А, Бигеев A.B. / МГТУ. - Магнитогорск, 2009. - 189 с. Научные статьи, опубликованные в изданиях по списку ВАК:

4. Агапитов Е.Б., Литвинов В.К. Взаимодействие погруженной высокотемпературной струи с обрабатываемой жидкостью // Изв. вузов. 4M - 1983 - № 10 -С. 147-148

5. Развитие системы управления электродуговой установкой печь-ковш с целью повышения эффективности нагрева / Агапитов Е.Б., Корнилов Г.П., Николаев A.A., Ерофеев М.М, Журавлев Ю.П., Мусиенко А.П. // Изв. вузов. Электромеханика. - 2006. - № 4. - С. 81 - 84.

6. Управление тепловым и электрическим режимами агрегата ковш-печь / Агапитов Е.Б., Корнилов Г.П., Храмцгин Т.Р., Ерофеев М.М., Николаев A.A. // Электрометаллургия. - 2006. - № 6. - С. 11-16.

7. Способы управления электрическим режимом электродуговых печей /Журавлев Ю.П., Корнилов Г.П., Храмшин Т.Р., Николаев A.A., Агапитов Е.Б. // Изв. вузов. Электромеханика. - 2006. - № 4. - С. 76 - 80.

8. Результаты обработки расплава стали на агрегате ковш-печь с полыми электродами / Бигеев В. А., Агапитов Е.Б., Ерофеев М.М. и др. // Вестник МГТУ им Г.И.Носова.-2007.-№ 1 (17).- С. 36-37.

9. Процессы десульфурации в агрегате ковщ-печь с полыми электродами / Агапитов Е.Б., Бигеев В.А., Ерофеев М.М, Покатаева М.А // Сталь. - 2008. - № 8 -С. 37-40.

10. Агапитов Е.Б., Покатаева М.А. Разработка программы - поисковика для совершенствования режима обработки стали в агрегате ковш - печь // Сталь -2008.- № 11.-С. 54 -56.

11. Ерофеев М.М., Агапитов Е.Б. Математическое моделирование нестационарного перемешивания стали в агрегате ковш-печь // Электрометаллургия -2008,-№8,- С. 32-36.

12. Регулирование окисленности шлака по ходу плавки в современной дуговой сталеплавильной печи / Бигеев В.А., Агапигов Е.Б., Малофеев А.Е., Валиахме-тов А.Х., Алексеев Л.В. // Сталь. - 2009. - № 3. - С. 89.

13. Erofeev M.M., Agapitov E.B. Mathematical Simulation of Non stationary Mixing of Steel in a Ladle // Furnace Unit. Russian Metallyrgy (Metally). - Vol. - 2009, - № 7. -pp. 571-575.

14. Агапигов Е.Б. Энергосбережение при струйно-плазменной ковшовой обработке расплава стали // Вестник МГТУ им. Г.И.Носова. - 2011. -№ 4 (36). - С. 88 - 90.

15. Оценка энергоемкости стали, выплавляемой в дуговых сталеплавильных печах / Михайловский В.Н., Агапитов Е.Б., Бигеев В.А., Каблукова М.С. // Электрометаллургия. - 2011.-№ 9.-С. 17—18.

16. Агапитов Е.Б. Болкунова В.А., Шутов К.В. Численное моделирование теплового состояния водоохлавдаемой доменной фурмы при налипании расплава шлака на её поверхность // Вестник МГТУ им. Г.И.Носова. - 2011. -№ 4 (36). -С. 73 - 74.

17. Агапитов Е.Б., Бигеев В.А., Лемешко М.А. Оценка влияния нечетко контролируемых параметров на десульфурацию в АКП // Электрометаллургия. — 2011. — № 11.-С. 7-9.

Публикации в других изданиях:

18. Литвинов В.К., Иванов Н.И., Агапитов Е.Б. Процессы тепломассообмена при высокотемпературной обработке расплава стали погружной струей азотной плазмы // Теплофизика технологических процессов: сб. науч. тр. 1 Всесоюзной конференции. Т.З. — Ташкент, 1984. - С. 86-88.

19. Литвинов В.К., Иванов Н.И., Агапитов Е.Б. Исследование и математическое моделирование высокотемпературной глубинной продувки расплава // Плазменные процессы и аппараты: сб. науч. тр. - Минск, 1984. - С. 94-97.

20. Агапитов Е.Б., Фисенков М.В. Математическая модель теплового состояния сталеразливочного ковша при продувке расплава струей высокотемпературного газа // Теплотехника процессов выплавки стали и сплавов: сб. науч. тр. -Свердловск, 1984. - С. 45-49.

21. Агапитов Е.Б. Влияние параметров газового потока на гидродинамику процесса продувки сталеразливочного ковша // Теплотехника процессов выплавки стали и сплавов: сб. науч. тр. - Свердловск, 1984. - С. 62-65.

22. Литвинов В.К., Агапитов Е.Б. Плазменные и плазменно-дуговые фурмы и устройства для продувки расплавов // Теплотехнические вопросы применения низкотемпературной плазмы в металлургии: сб. науч. тр. - Свердловск, 1985. -С. 107-111.

23. Литвинов В.К., Агапитов Е.Б. Плазменные и плазменно-дуговые устройства для обработки расплавов // Перспективы применения плазменной технологии в металлургических процессах и машиностроении: сб. науч. тр. - Миасс, 1986. - С. 82-86.

24. Влияние подогрева продувочного аргона на тепловой баланс ковша в процессе внепечной обработки стали / Агапигов Е.Б., Сеничкин Б.К., Бессмертных АС., Бессмертных О.Н. // Автоматизация технологических и производственных процессов в металлургии: межвуз. сб. науч. трудов. - Магнитогорск, 2001. -С. 84-87.

25. Агапитов Е.Б., Бессмертных A.C., Бессмертных О.Н. Создание технологии сверхглубокого обезуглероживания стали продувкой аргоном // Теория и технология металлургического производства. Вып. 2: Межрегион, сб. науч. трудов. - Магнитогорск, 2001. - С.55 - 60.

26. Морозов А.П., Агапитов Е.Б. Применение плазменного подогрева как энергосберегающей технологии для процесса циркуляционного вакуумирования стали // Автоматизированные печные агрегаты и энергосберегающие технологии в металлургии: материалы 2-й междунар. науч.-практ. конф. -Москва: МИСиС. -С.498 —499.

27. Агапитов Е.Б., Бессмертных A.C., Бессмертных О.Н. Резервы продувки аргоном как способа глубокого обезуглероживания стали // Современные проблемы металлургического производства: сб. тр. междунар. науч. -техн. конференции. - Волгоград: РПК Политехник,2002. - С. 153 - 156.

28. Агапитов Е.Б., Бессмертных A.C., Бессмертных О.Н. Сравнение энергозатрат на производство if-сталей вакуумированием и ринг-продувкой аргоном в ковше // Энергосбережение, теплоэнергетика и металлургическая теплотехника: сб. науч. трудов. - Магнитогорск, 2003. - С. 75 - 79.

29. Агапитов Е.Б., Ерофеев М.М. Азотирование расплава марганцовистой стали в процессе высокотемпературной плазменной обработки // Литейные процессы: межрегион, сб. науч. тр. / под. ред. В. М. Колокольцева. Вып.4. - Магнитогорск: МГТУ, 2004. - С. 108 - 112.

30. Агапитов Е.Б., Корнилов Г.П., Храмшин Т.Р., Ерофеев М.М. Влияние режимов работы дугового устройства установки печь-ковш на её энергетические характеристики // Энергосбережение и энергоэффективные технологии. 4.1: сб. докл. всерос. науч.-техн. конференции. - Липецк, 2004. - С. 94 - 99.

31. Агапитов Е.Б., Ерофеев М.М. Концепция энергосбережения при производстве азотированной стали // Энергосбережение и энергоэффективные технологии. 4.1: сб. докл. всерос. науч.-техн. конференции. - Липецк, 2004 - С. 90 - 93.

32. Потенциал энергосбережения при обработке расплава стали в установке печь-ковш / Агапитов Е.Б., Корнилов Г.П., Ерофеев М.М., Самойлин С.А. II Образование. Наука. Производство и управление в XXI веке: материалы междунар. науч. конференции. Т.2. - Ст. Оскол, 2004. - С. 15-17.

33. Агапитов Е.Б. Управление процессом плазменной ковшевой обработки расплава стали как объектом с распределенными параметрами // Автоматизация технологических процессов и производственных процессов в металлургии: межвуз. сб. науч. тр. - Магнитогорск, 2004. - С. 221 - 226.

34. Перспектива применения технологии внепечной обработки стали на агрегате ковш-печь при подаче аргона в полые электроды / Агапитов Е.Б., Корнилов Г.П., Ерофеев М.М., Самойлин С.А // Энергосбережение и энергоэффективные технологии: сб. докл. всерос. науч.-техн. конференции. Ч. 1.-Липецк, 2004.-С. 99.

35. Определение энергетических параметров установки печь-ковш ККЦ на основе экспериментальных данных / Агапитов Е.Б., Ерофеев М.М., Николаев АА., Корнилов Г.П., Храмшин Т.Р. // Электротехнические системы и комплексы: межвуз. сб. науч. тр. Вып. 10 / под. ред. С.И. Лукьянова. - Магнитогорск" МГТУ, 2005. - С. 150-154.

36. Ерофеев М.М, Агапитов Е.Б. Математическое моделирование продувки полого электрода // Энергетики и металлурги настоящему и будущему России: материалы 7-й всерос. науч.-практ. конф. студентов, аспирантов и специалистов / под. общ. ред. Б. К. Сеничкина. -Магнитогорск: ГОУ ВПО МГТУ, 2006. - С. 98-101.

37. Ерофеев М.М., Агапитов Е.Б., Николаев A.A. Исследование перемешивания расплава в ковше на основе пространственной математической модели // Энергетика и энергоэффекгивные технологии: сб. докл. междунар. науч.-техн. конференции. 4.2. - Липецк, 2006. - С. 76 - 81.

38. Перспектива применения технологии внепечной обработки стали на агрегате ковш-печь при подаче аргона в полые электроды / Агапитов Е.Б., Ерофеев ММ, Самойлин С.А и др. // Теория и технология металлургического производства: межрегион, сб. науч. трудов. Вып. 6. - 2006. - С. 115 -120.

39. Освоение технологии обработки расплава стали в агрегате ковш-печь с полыми электродами / Бигеев В.А., Агапитов Е.Б., Ерофеев М.М. и др. // Международный промышленный форум-выставка «Реконструкция промышленных пред-

приятий - прорывные технологии в металлургии и машиностроении». - 2007. -С. 86-87.

40. Агапитов Е.Б., Ерофеев М.М., Бигеев A.B., Покатаева М.А. Обработка стали на агрегате ковш-печь при подаче аргона в полые электроды // Материалы 65-й научно-технической конференции по итогам научно-исследовательских работ за 2006-2007 гг.: сб. докл. Т.2 - Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ», 2007,-С.168.

41. Агапитов Е.Б., Покатаева М.А., Ерофеев М.М. Разработка программы-сортировщика для совершенствования режима обработки стали в агрегате ковш-печь // Материалы XII1 Международной конференции «Современные проблемы электрометаллургии стали». 4.2. - Челябинск: ЮУрГУ, 2007. - С. 202-205.

42. Агапитов Е.Б., Покатаева М.А. Совершенствование технологии обработки расплава в установке ковш-печь // Материалы международного конгресса металлургов. - Болгария, Варна, 2007. - С. 63 - 68.

43. Динамический распад газового пузыря при продувке металла газовой струей / Ибрагимов Ф.Г., Агапитов Е.Б., Бигеев AB., Брусникова A.B. // Теория и технология металлургического производства: межригион. сб, науч. трудов. Вып. 9. -2009.-С. 56-65.

44. Лемешко М.А., Агапитов Е.Б. Моделирование десульфурации стали в АКП на основе теории нечеткой логики // Сб. трудов международной конференции с элементами научной школы для молодежи «Энергосберегающие технологии в металлургической промышленности». - 2010. С.453 - 457.

Авторские свидетельства и патенты

45. Литвинов В.К., Иванов Н.И., Агапитов Е.Б., Скворцов Л.А. Устройство для обработки расплава: а.с. 902468 СССР.

46. Литвинов В.К., Иванов Н.И., Агапитов Е.Б. Способ обработки расплава: а.с. 1042353 СССР.

47. Агапитов Е.Б., Литвинов В.К., Иванов Н.И.Коптев А.П., Морозов А.П., Петрук Ю.А Устройство для легирования расплава: а.с. 1300038 СССР.

48. Литвинов В.К., Иванов Н.И., Агапитов Е.Б., Морозов А.П. Устройство для нагрева расплава: а.с. 1540282 СССР.

49. Агапитов Е.Б., Литвинов В.К., Пылаев А.И., Губадеев Р.Ш. Устройство для подогрева расплава в промежуточном ковше: а.с. 1570840 СССР.

50. Морозов А.П. , Агапитов Е.Б. Установка для производства низкоуглеродистой стали: пат. 21915 РФ.

51. Агапитов Е.Б., Бигеев В.А., Ерофеев М.М., Самойлин С.А Установка печь-ковш: пат. 62048 РФ.

Подписано в печать 06.05.2013. Формат 60x84/16. Бумага тип. № 1.

Плоская печать. Усл.печ.л. 2,00. Тираж 100 экз. Заказ 264.

455000, Магнитогорск, пр. Ленина, 38 Полиграфический участок ФГБОУ ВПО «МГТУ»

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И.Носова»

На правах рукописи

05201351471

АГАПИТОВ ЕВГЕНИИ БОРИСОВИЧ

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ И ПРАКТИКИ СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННОЙ КОВШОВОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛИ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОИЗВОДСТВА

Специальность 05.16.02 - Металлургия черных, цветных и редких металлов

диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук

профессор Бигеев В.А.

Магнитогорск - 2013

ОГЛАВЛЕНИЕ

Введение.......................................................................................................................6

Глава 1. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛОМАССООБМЕНА В ТЕХНОЛОГИЯХ КОВШОВОЙ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ РАСПЛАВОВ С ПОМОЩЬЮ

СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННЫХ УСТРОЙСТВ ......................................................9

1.1 Анализ опыта использования электродуговых устройств в технологиях внепечной обработки расплавленной стали. Оценка эффективности управления тепловым состоянием расплава в ковшах....................................12

1.1.1 Влияние режимных характеристик работы электродуговой

установки на энергоэффективность обработки расплава в АКП................23

1.1.2 Проблемы использования традиционных способов подогрева расплава

в вакууматорах. Перспективы струйно-плазменной обработки..................35

1.2 Анализ потенциала интенсификации тепломассообменных процессов

при струйно-плазменной обработке расплава стали......................................46

1.2.1 Растворение и удаление газов из расплавов металлов

при плазменной обработке ..............................................................................50

1.3 Нагрев сопротивлением шлакометаллического расплава

при струйно-плазменной обработке..................................................................53

1.3.1 Влияние теплофизических характеристик шлака и размеров токопроводящего шлакового слоя на его электрофизические характеристики ................................................................................................61

1.3.2 Эффективность плавления шлака «сопротивлением»

при плазменном токоподводе..........................................................................67

1.4 Перспективы применения струйно-плазменной обработки стали

в промышленных ковшовых технологиях .......................................................71

1.5 Цели и задачи исследования...............................................................................76

Глава 2. РАЗРАБОТКА СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННЫХ ЭЛЕКТРОДУГОВЫХ УСТРОЙСТВ ДЛЯ КОВШОВОЙ ОБРАБОТКИ РАСПЛАВА СТАЛИ .... 78

2.1 Исследование влияния режима горения электрической дуги

на энергетические характеристики плазменной струи..................................79

2.2 Разработка конструкции погружного элемента высокотемпературной фурмы и исследование её тепловой работы....................................................97

2.2.1 Исследование тепловой работы струйно-плазменной

продувочной фурмы ...................................................................................100

2.3 Комплексное исследование тепловой работы полых электродов

в струйно-плазменном режиме на агрегате ковш-печь..............................108

2.4 Разработка струйно-плазменных устройств для вакууматоров

и исследование их характеристик..................................................................127

2.5 Выводы по главе.............................................................................................135

Глава 3. АНАЛИТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ

И ГИДРОДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В КОВШЕ

ПРИ СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННОЙ ОБРАБОТКЕ.........................................136

3.1 Ковшовая установка как объект воздействия на неё струйно-плазменной обработки....................................................................136

3.2 Динамика изменения теплового состояния расплава в ковше

при импульсном нагреве................................................................................138

3.3 Распространение импульсов возмущений от струйно-плазменной продувки

в газожидкостной среде ................................................................................150

3.3.1 Ударные волны в газожидкостной среде..................................................159

3.4 Теоретическое исследование динамики движения газовых пузырей в расплаве под воздействием импульсов давления широкополосного спектра частот................................................................................................165

3.4.1 Гидродинамика газовых пузырей на участке всплытия............................165

3.4.2 Динамика газового пузырька при пульсационном возмущении..............172

3.5 Распространение низкочастотных пульсаций от струйно-плазменной продувки в газонасыщенной жидкости ...................................................

3.6 Выводы по главе..........................................................................................

178 188

Глава 4. КОМПЛЕКСНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ ВАННЫ ВНЕПЕЧНОЙ УСТАНОВКИ ПРИ СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННОЙ

ОБРАБОТКЕ НА ФИЗИЧЕСКИХ И МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЯХ 189

4.1 Влияние нагрева газа на геометрию реакционной зоны

и гидродинамику жидкой ванны......................................................................192

4.2 Исследование перемешивающего воздействия струйно-плазменной продувки на жидкую ванну.............................................................................227

4.3 Оценка эффективности перемешивания расплава стали в ковше путем математического моделирования с привлечением нечетких критериев ....234

4.4 Влияние струйно-плазменного нагрева расплава стали в RH-установке

на скорость циркуляции....................................................................................258

4.5 Выводы по главе................................................................................................264

Глава 5. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННЫХ ЭЛЕКТРОДУГОВЫХ УСТРОЙСТВ В RH-ВНЕПЕЧНЫХ УСТАНОВКАХ..............................................................265

5.1 Комплексное рафинирование стали при вакуумном струйно-плазменном нагреве...........................................................................265

5.2 Исследование теплофизических процессов в RH-установке

с струйно-плазменным нагревом.....................................................................276

5.2.1 Влияние плазменно-дугового нагрева на энергетический баланс RH-установки..................................................................................................281

5.2.2 Анализ эффективности струйно-плазменного нагрева

при RH-обезуглероживании..........................................................................291

5.2.3 Моделирование кинетики обезуглероживания в условиях

вакуумного струйно-плазменого нагрева....................................................297

5.3 Исследование потенциала интенсификации десульфурации

за счет электрохимического воздействия плазменного нагрева..................314

5.4 Выводы по главе................................................................................................317

Глава 6. РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ КОВШОВОЙ СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛИ....................................319

6.1 Разработка технологии газового азотирования расплава марганцовистой стали при струйно-плазменной обработке ....................................................320

6.2 Разработка и исследование технологии обезуглероживания стали

в КН-установке струйно-плазменного нагрева............................................332

6.3 Исследование и разработка технологии обработки стали в агрегате печь-ковш емкостью 370 т с струйно-плазменной электродуговой установкой при подаче аргона в полые электроды......................................343

6.3.1 Разработка технологии десульфурации расплава стали на АКП

с подачей газа в полые электроды................................................................352

6.4 Выводы по главе................................................................................................360

Заключение.............................................................................................................363

Список использованных источников................................................................367

Приложения............................................................................................................386

ВВЕДЕНИЕ

Бурный интерес к низкотемпературной плазме и применению стабилизированных газом струй в отечественной металлургии 70-х - 80-х годов сменился далее определенным пессимизмом. Причина во многом кроется в специфике развития отечественной металлургии, которая в основном шла по пути крупнотоннажного производства. Попытка заменить электродуговой нагрев и переплав в традиционной электрометаллургии на плазменный - постепенно (за исключением дорогостоящей спецэлектрометаллургии) зашла в тупик из - за отсутствия аналогичных по мощности плазмотронов, дороговизны источников питания, сложности эксплуатации оборудования. Уникальные свойства плазмы, как поставщика ионизированных и активизированных частиц, управляемость процессов обработки и т.д. были отодвинуты на второй план как несущественные. В эти годы все виды металлургической обработки стремились провести в одном плавильном аппарате, и добавка плазменного оборудования на фоне отсутствия систем автоматики высокого уровня действительно неоправданно усложняла процесс.

Развитие процессов внепечной обработки расплавов стали с конца 80-х годов - заставило по-новому взглянуть на весь спектр внепечных процессов с точки зрения возможности использования в них высокотемпературных струйных электродуговых устройств. При наличии в ковше расплава, который должен пройти дообработку, в частности подогрев на 20 - 70°С, в сложных технологических и временных условиях, появились возможности для использования плазменных устройств ограниченной мощности, работающих в импульсном режиме.

Первоначально внепечные процессы стремились специализировать на одной - двух технологических операциях, однако по мере развития средств автоматизации, систем АСУП - агрегаты всё более усложнялись, вплоть да создания универсальных аппаратов, объединяющих функции нескольких. Так, например, в 2003г. ЦНИИТМАШ разработал и освоил технологию и

оборудование внепечной обработки в агрегатах типа "ковш-печь"(АКП), позволяющую производить весь спектр ковшевых металлургических операций :

- скачивание шлака с помощью специальной машины,

- электродуговой подогрев металла трехфазным переменным током со скоростью нагрева до 5 град/мин,

- вакуумирование металла и продувку кислородом в вакууме,

- перемешивание металла в ковше с помощью электромагнитного индуктора и продувку аргоном через дно ковша,

- введение добавок с помощью специальной системы.

Такой агрегат, снабженный современной системой АСУТП, по сравнению с существующими, обладает повышенными технико-экономическими показателями: более высокой производительностью - на 20-30(%), меньшим на - 5-2 5 (кг/т) расходом легирующих и раскислителей, сниженным на 5-10(%) расходом электроэнергии.

Подобные энергонасыщенные, автоматизированные агрегаты могут быть перспективными объектами для применения плазменных устройств.

Несмотря на то, что в современной электрометаллургии дискутируется вопрос о прекращении деления плазменной и электродуговой обработки на отдельные области металлургии, в отечественной технической литературе -плазменная обработка воспринимается лишь как обособленный раздел специальной электрометаллургии. Исторически это объясняется узкой направленностью попыток промышленного использования плазмы и относительно малой мощностью отечественных плазменных устройств традиционных конструкций, неудачным опытом массового внедрения плазмотронов, которые в плавильных технологиях так и не смогли составить конкуренцию электродуговым плавильным установкам переменного тока.

Эффективность применения плазменных устройств в современной вне-печной обработке далеко не однозначна. Бесспорным является возможность нагрева расплава без существенного его загрязнения, но, т.к. опыта применения плазматронов для крупнотоннажных объектов нет, то оценить эконом и-

ческую эффективность этого приема не представляется возможным. При этом, проведенные многочисленные исследовательские и опытно - конструкторские работы показали, что использование плазменных нагревателей, как простой альтернативы традиционному электродуговому нагреву - малоэффективно, а концептуальный подход к стратегии практического использования плазменных устройств в современной отечественной металлургии не был сформирован.

В зарубежной же практике, начиная с 90-х годов, постепенно накапливался опыт промышленного применения различных модификаций плазменных или в более общей классификации - струйно-плазменных электродуговых устройств для обработки ковшей емкостью 20 - 150т. К этим устройствам можно отнести любое дуговое устройство, в котором электрическая дуга, хотя бы на каком - либо её участке, взаимодействует с искусственно поданным газовым потоком, что приводит к некоторой степени его ионизации. Нужно отметить, что массового распространения это направление пока так и не получило, хотя считается одним из перспективных в технологиях будущего. По информации из открытых источников до настоящего времени в Россию не поставлено ни одной внепечной установки зарубежного производства со струйно-плазменным обогревом.

Сдерживающим фактором является и то, что, будучи интенсификато-ром протекающих при обработке стали тепломассообменных процессов, низкотемпературная плазма может оказывать, в том числе и негативное воздействие, например, усиливая процесс насыщения азотом, который неприемлем для многих сталей, что вынуждает корректировать технологию обработки расплава в последующих звеньях.

Таким образом необходима комплексная оценка возможности и эффективности применения струйно-плазменной ковшовой обработки стали и технологию встраивания этого процесса в современные металлургические комплексы.

ГЛАВА 1. ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛОМАССООБМЕНА В ТЕХНОЛОГИЯХ КОВШОВОЙ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ РАСПЛАВОВ С ПОМОЩЬЮ СТРУЙНО-ПЛАЗМЕННЫХ

УСТРОЙСТВ

На большинстве металлургических комбинатов полного цикла, как, например - на ОАО «Магнитогорский металлургический комбинат» (ММК), вся сталь, выплавляемая в кислородных конвертерах, проходит внепечную обработку и разливается на МНЛЗ. Увеличение стадий ковшовой обработки ведет к увеличению тепловых потерь и падению температуры расплава. Необходимость обеспечения высокого уровня качества металлопродукции в значительной степени вынуждает сочетать различные технологические приемы внепечного рафинирования жидкого металла, что неизбежно приводит к увеличению продолжительности его пребывания в ковше [1]. Ковшевые процессы глубокого рафинирования на всех этапах сопровождаются существенным снижением температуры металла.

Как показывает практика работы ряда металлургических предприятий [2], общее снижение температуры металла в ходе внепечной обработки стали массового сортамента составляет 50-60°С и более, а при производстве сталей специальных марок с технологией вакуумирования - от 150 до 250-300°С. В целом величина потерь тепла при внепечной обработке зависит от многих производственных факторов и колеблется от плавки к плавке.

Обобщение промышленных данных [3] по изменению температуры стали, выплавляемой в 350-тонных конвертерах, показало, что в процессе выпуска, доводки, дегазации и разливки падение происходит со скоростью 2°С/мин (рис. 1.1,а). Здесь: 1 - выпуск из конвертера; 2 - легирование; 3 - дегазация; 4 - транспортировка; 5, 6 - максимальная и минимальная температура в стали; 7 - температура в следующем ковше; 8 - температура в промковше; 9 - минимальная температура в промковше (1540°С); 10 - температура солидус (1525°С). Для создания стабильных условий разливки необходимо обеспечи-

вать перегрев стали над температурой ликвидус не менее 25°С в течение 95 % времени ее пребывания в промковше. Для обеспечения этих условий температура стали на выпуске из конвертера должна составлять 1650-1770 °С, что приводит к удлинению процесса плавки, переокислению стали и повышению износа огнеупоров конвертера. Использование печи - ковша в этом случае является безальтернативным выходом из ситуации., который позволяет Подогрев стали осуществляется со скоростью 3 - 4К/мин [4], однако, даже при этом -не удается существенно компенсировать падение температуры на участке ЯН-установка - промковш (рис. 1.1,6). Так, в частности, при разливке со скоростью 2т/мин, снижение температуры в промковше составляет около 1,3К/мин, а в случае подогрева в печи-ковше - 1,1 К/мин. Изменение температуры расплава в процессе разливки приводит к нестабильности условий кристаллизации стали и затрудняет формирование структуры слитков с большой зоной равноосных кристаллов.

а б

Рис. 1.1 Изменение температуры стали Тст за время т после выпуска из конвертера, в процессе внепечной обработки и разливки на МНЛЗ без дополнительного нагрева (а) и с дополнительным нагревом (б): 1-10 - пояснения в тексте; 11 - выпуск из конвертера

и транспортировка; 12 - отбор проб, нагрев в печи-ковше и десульфурация; 13 - транспортировка к ЯН-установке; 14 - дегазация, обезуглероживание, легирование на ЯН-установке; 15 - начало разливки; 16 - нагрев и обработка в ЯН-установке

с плазменным нагревом

При обработке чистых низкоуглеродистых сталей с помощью печи-ковша, по данным Окорокова Г.Н. [5], появляется проблема науглероживания, т.к. при токах дуги 10-25 кА средняя скорость изнашивания графитовых элек-

тродов достигает 0,4-1,9 мм/мин, что соответствует расходу 1,1-5,4 г/(кВт ' ч), а общий расход электродов при продолжительности обработки стали от 10 до 30 мин изменяется от 0,3 до 1,1 кг/т. При этом, науглероживание стали идет со скоростью (3-5) ' 10"4 %/мин, в зависимости от состава шлака и интенсивности перемешивания расплава инертным газом. Поэтому, примене