Исследование эффективности электроплавки окатышей в дуговой печи при дожигании оксида углерода топливно-кислородными горелками

Введение. Производство стали в дуговых сталеплавильных печах — современная технология плавки высокого уровня [1–2]. Эффективность технологии электроплавки железорудных металлизованных окатышей (ЖМО) в дуговой сталеплавильной печи (ДСП) зависит от теплового состояния ванны жидкого металла, метода загрузки и скорости плавления ЖМО в ней, окисленности шлака и металла, степени обезуглероживания расплава [3–5]. Известно применение в реальных производственных условиях плавки ЖМО в ДСП топливно-кислородных горелок (ТКГ) для подачи кислорода, газа и угольной пыли с целью интенсификации процессов шлакообразования, нагрева и обезуглероживания в рабочем пространстве печи [6–8].

Машиностроение и машиноведение

Цель настоящей работы — исследование особенностей дожигании оксида углерода в ДСП топливнокислородными горелками и установление их влияния на эффективность электроплавки ЖМО.

Результаты и их обсуждение . Исследования, выполненные в лабораторных и производственных условиях, показали, что подача ЖМО в расплав ванны дуговой печи, в зону воздействия электрических дуг, интенсифицирует технологические процессы электроплавки стали за счет повышения скорости нагрева и плавления окатышей в расплаве [9-10]. При этом установлено, что быстрый и экономичный нагрев ЖМО в значительной мере определяется скоростью загрузки окатышей в ванну жидкого металла.

Выбор скорости загрузки ЖМО ( V_ок , кг/с) осуществляется с учётом текущего теплового состояния ванны, которое зависит от тепловой мощности печи и скорости плавления порций окатышей ( V_пл , кг/с) в агрегате. При этом общая продолжительность нагрева и плавления окатышей (т К , , с) зависит от общей тепловоспринимающей поверхности слоя ЖМО ( F_0K , м²) и его массы (2 т ок , кг).

В работе использовалось следующее обобщающее выражение для расчетов:

Т OK = ( F ok • П -Р ок "  Г к )Ф^),                                          (1)

где F _ок = 4 п - г о ,; г_ок — радиус окатыша; 2 т_ок = n • т_ок ; n — количество окатышей; т _ок = (4 / 3) п - г ок • р _ок ; р _ок — плотность материала окатыша, кг/м 3 .

Учитывая, что поверхность порций ЖМО за некоторое время достигает температуры плавления (Тпл(пов), оС), а внутри каждого окатыша сохраняется пониженная температура (Ток(в), оС), то суммарное время нагрева и плавления окатыша то, будет равно ок τ∑

^р ок " ^{[ С} ок ⁽ Тпл ( пов )   Т ок ( в ) ) + ^ Н пл ^] ‘ r ок

ср qок где №пл — удельная теплота плавления окатыша, Дж/кг; Сок — удельная теплоёмкость окатыша, Дж/ (кг К); qссрк — усреднённый тепловой поток на поверхность слоя ЖМО при нагреве его от Ток(в) до Тпл(пов), который равен пл ( пов )

Ч ср = J ^а эф • ^{( Т}р ^- Т ок ( в ) ) d Т

Т ок ( в )

где а _э ф — эффективный коэффициент теплоотдачи, Вт / (м² К); Т _р — температура расплава в печи, К .

Анализ приведённых выражений показывает, что при постоянстве физических свойств ( рок , Сок , ^Нпл ) и массы окатышей (ток), суммарное время ток и скорость их загрузки (Vок ) в ДСП зависит от факторов теплового состояния ванны (Тр ,оС) и эффективности теплообмена (аэф ) в системе «окатыш — расплав». На рис. 1 представле ны результаты расчётов значений т^к в зависимости от Тр и аэф для разных данных по r ок при условиях подачи ЖМО в зону высоких температур под электроды в печи и вне этих электродов.

ок т s ,c

3100     2900    2700    3100    23 00   2100   1900     T p , K

*                    ■                   ■                  ■                  ■                 ■                ■                            0

40-

30-

20-

10-1

ь io ток, c

5,5

a , кВт/(м²К)

Рис. 1. Зависимость суммарной продолжительности плавления единичного окатыша т ок от эффективного коэффициента теплоотдачи а эф (кривые 1-3) и температуры расплава Т (кривые 4-6): 1, 2, 3 — т ОК ЖМО радиусом 6, 8, 10 мм при T_p =1873 K , соответственно; 4, 5, 6 — т ОК ЖМО радиусом 6, 8, 10 мм и коэффициентом теплоотдачи 1, 4 и 10 кВт/(м² • К)

Из полученных данных следует, что продолжительность плавления окатыша снижается (т ОК ^ min) при увеличении α _эф и уменьшении r , причём при подаче ЖМО под электрические дуги (кривые 4, 5 и 6) общее время τ ^ок в 2-3 раза ниже (кривые 1, 2 и 3), чем при условии подачи окатышей вне зоны непосредственного влияния дуг.

В лабораторных условиях для оценки влияния степени обезуглероживания ванны на скорость плавления ЖМО, металлизованные окатыши расплавляли в тигле с жидким металлом, при этом перемешивание осуществляли продувкой азотом. Оценивали зависимость скорости плавления ЖМО ( V_пл , кг /с) от степени перемешивания расплава ( V_N , м³ /с) и содержания углерода в окатышах. Из полученных данных (рис. 2) можно сделать вывод о заметном влиянии на скорость плавления окатышей в металло-шлаковой ванне содержания в них углерода и интенсивности продувки расплава газообразным азотом, что можно соотнести со скоростью обезуглероживания ванны.

В производственных условиях при подаче потока ЖМО через полые электроды в подэлектродное пространство совместно с сыпучими добавочными материалами (известь, коксик) наблюдается повышение вспениваемости шлака, что позволяет повысить эффективность работы ДСП. При этом снижение расхода электроэнергии составило 8,878 ГДж или 16,4 кВт ч/т стали, что согласуется с данными [10]. При подаче кислорода через сопла ТКГ на шлак и металл часть О2 расходуется на дожигание СО , а остальная часть — на окисление углерода в металле, т.е. Vc = К1 • q0 = f (А[O]), где К1 — стехиометрический коэффициент; q0 — скорость поступления О2 в расплав, с-1 . При этом окисленность металла А[O] = [O]ф - [O]р , где [O]ф и [O]р — фактическое и равновесное содержание О2 в объёме металла соответственно. Равновесное с углеродом содержание кислорода в металле равно [O]р = рсо / (КС •[C] • fC • f0), где рсо — давление выделения пузырей СО , H/м2; КС — константа равновесия реак ции окисления углерода; [C] — содержание углерода в расплаве, % ; fC и f} — коэффициент активности углерода и

Машиностроение и машиноведение

кислорода.

О 1, T = 1300 °C К 2, T = 1400 °C 0 3, T = 1475 °C

Расход азота на перемешивание расплава V n _z '10 6 м³/с

а)

• 4, V n_z = 6,2^10⁶ м³/с ▲ 5, V n_z = 3,5^10 " ⁶м³/с ф 6, V n_z = 0 м³/с

1,5     2,0      2,5       3,0       3,5        4,0

Содержание углерода в расплаве [C], %

б)

Рис. 2. Зависимость коэффициента массоотдачи от расхода азота при различных температурах его нагрева (а) и влияние содержания углерода в расплаве на скорость плавления окатышей при различных расходах азота (б)

Из анализа приведённых выражений следует, что чем выше содержание [ C ], тем меньше значение [ O ] , а следовательно выше перепад А [ O ], что приводит к повышению скорости обезуглероживания металла, т.е. У_с ^ max . Это обстоятельство показывает, что вспенивание шлака и погружение электрических дуг в шлак интенсифицирует процессы нагрева и плавления окатышей в ванне дуговой печи [5, 7-9, 10].

Эффективность энергосберегающих условий электроплавки ЖМО в ДСП определяется взаимосвязью уровня теплопитания ванны ( А q_e , Вт ) и фактическим расходом окатышей ( У_ок , кг/с в соответствии с выражением:

Аqe = GT- Cm (dT) = ( Go + Vok - t) - Cm - V (4) d t где Gt = G0 + Vok - t — текущая масса металла в печи по ходу загрузки ЖМО в ванну, кг; G0 — начальная масса в пе чи от расплавления скрапа, кг; Cm — средняя теплоёмкость металла в печи, Дж/(кг^оС); т — время загрузки ЖМО в печь, с; Vt — скорость нагрева металла в ДСП, оС/с.

После преобразования выражения (4) формула расчёта расхода окатышей по ходу электроплавки имеет вид:

V ok = (/ q _; - G o )/ t .                                                (5)

С т ⁺ V t

Эффективность электроплавки ЖМО в ДСП определяется необходимостью соблюдения оптимального соотношения между показателями расхода окатышей ( Уок , кг / с) и скоростью их плавления (Упл , кг /с) в ванне агрегата, т.е. Уок < Упл = ток - n / т , где ток — масса окатышей, кг; n — количество одновременно плавящихся окатышей на поверхности металла под дугами; т — время плавления окатыша, с. При попадании порций ЖМО в расплав на поверхность испарения металла (менисков под дугами) значение n = 0,9069 - (3 - Sмен)/ Sok , где 0,9069 — коэффициент размещения окатышей в слое при их наилучшем заполнении поверхности менисков (3 - Sмен, м2 ); SMeH = 2п(Lg + гэ) - h , где Ld — длина дуги, м; r — радиус электрода в печи, м; SOK = п-r2К — поверхность, которую занимает один окатыш, м2; r0K — средний радиус окатышей, м.

С учётом вышеизложенного оптимальное соотношение для электроплавки окатышей в печи имеет вид:

Уок / Vпл = К0(хэ), где К0(хэ) — критерий оптимального хода плавки стали в ванне ДСП. С учётом преобразований и при т = п- r -р значение К     имеет вид:

ок з ок ок                      ( А . Э .)

К 0( х . э .) = ( =q- - ^ о )/( ⁴ п- d - n ). (6) С т ^{- V} t ³

Из анализа выражения (6) следует, что если критерий оптимальности больше единицы, то снижается скорость плавления ( У л ^ min), а если К ₀( _{х э} ) <  1, то скорость загрузки окатышей повышается ( У_ок ^ max ), но при этом падает значение У_пл по ходу процесса плавки. По ходу электроплавки ЖМО теплоусвоение ванны A q_e = О в - т / G _T , а загрузку окатышей в дуговую печь осуществляют в зависимости от теплового состояния ванны ( Q_B ,Вт • ч/т) с учётом погружения тепла от электрических дуг ( Q ^g ,Вт • ч/т) и дожигания ( Q_c0 , Вт • ч/т) оксида углерода ( СО ) струями кислорода ТКГ во вспененном шлаке агрегата, то есть

Q _e = ( б д + Q Ж ) - ( Q Ифзл + О Ш ), (7) где Q ^g — тепловая мощность всех электрических дуг в печи, Вт - ч / т ; О ф, и О ШЛ — потери тепла через футеровку и шлаком, Вт^ч/т.

Струи кислорода из сопел ТКГ по ходу движения до поверхности шлака и в объёме шлака взаимодействуют с потоком СО , выделяющегося из ванны, с последующим его дожиганием по реакции СО + 0,5 - О ₂ ^ СО ₂ с выделением тепла около 12,5 МДж/м³. Объём выделяющегося СО из ванны печи определяется по формуле:

У СО = 28/12( У_с - G т + У ок - [ C ]) /( G о - 100 - р _со ), (8) где V c — скорость обезуглероживания металла в ванне ДСП, %[ C ]/ c ; р _co — плотность газа пузырей, кг/м³ . Значение О ДО = V _co - Q _co -т / G _T , где Q_co — тепловой эффект реакции дожигания 1 м ³ СО до СО ₂ , равный ® 12500 кДж / м ³ .

Эффективность режима дожигания СО струями ТКГ во вспененном шлаке оценивается двумя параметрами: КПД дожигания СО , равным п со = СО₂ / ( СО₂ + СО ) и эффективностью теплопередачи К_эф = A ц С / О ДО. , где A ^ СО — доля энергии дожигания СО , переданная шлаковой ванне.

а)

Машиностроение и машиноведение

Рис. 3. Зависимость количества выделяемой энергии ( а ) при дожигании СО ( О СО , МДж/м ³ ) от скорости его выделения из ванны ( V_c о , м ³ /с) при различных значениях массы металла в печи по ходу загрузки ЖМО в расплав ( G_T , кг); влияние Q ^ ⁰ ( б ) на коэффициент эффективности теплопередачи от газов к шлаку ( K _эф ) при различных долях энергии дожигания СО , передаваемой шлаковой ванне ( A q EO , % ) в ДСП

Из полученных данных следует, что с увеличением объёма выделяемого из ванны СО ( V_C0 ^ max ), количество образуемой энергии ( О СО ,МДж/м³) в печи возрастает по мере увеличения массы металла ( G _т ^ max ) в ванне. При этом по мере возрастания величины теплоты дожигания О СО коэффициент эффективности теплопередачи ( К эф ) от потока дожигаемого газа к ванне в печи возрастает при создании условий увеличения Δ q ECO . Установлено, что эти условия выполняются при, например, вращении топливно-кислородного факела от ТКГ, повышении скорости его истечения из горелки или увеличении угла её наклона к поверхности ванны.

При организации дожигания СО струями О ₂ от ТКГ в условиях заглубления факелов дожигания во вспененный шлак механизм теплопередачи соответствует условиям при погружном горении, которое отличается высокой эффективностью теплообмена ( К эф ^ 1). Шлаковая ванна нагревается со скоростью 5-10 ° С / мин и за счёт интенсивной её циркуляции от обезуглероживания и плавления ЖМО тепло передаётся металлу. Теплообмен между шлаком и ванной металла ускоряется за счёт V_C ^ max и выбрасывания капель металла в шлак с последующим их оседанием в металл с более высокой температурой. Поскольку скорость поступления в шлак тепла от дожигания СО составляет О ш = Vt ' G _ш ' с ш , где V_t — скорость нагрева шлака; С_ш и с _ш — масса шлака и его удельная теплоёмкость соответственно. При массовой скорости поступления капель (брызг) металла в шлак V k их массовая доля в шлаке будет К , тогда масса металлических капель в шлаке составит G k = С ш • К . При этом продолжительность пребывания капель металла в шлаке будет т к = G k / V_k , а уровень нагрева их за это время равно A t_k = V_k -т _k , °С Перенос тепла при оседании капель в ванну металла составит Q_k = V_k ■ т _k ■ c m , где c m — удельная теплоёмкость капель металла, Дж/(кг • ^ОС).

На основе совместного рассмотрения равенств для О_ш и Q_k получим соотношение:

О ш / Q _k = ( c _k - к )/( c m. к + (1 - к ) . c m ). (9)

Экспериментально установлено, что с увеличением расхода О ₂ , идущего на дожигание СО значения О ССОж , Q_k и V_C возрастают, что интенсифицирует теплопередачу в системе «шлак — металл» за счёт стремления К эф и A q 1 ° ^ max. При этом коэффициент полезного теплоиспользования в дуговой печи равен:

П КПТ = 1 - [( О^г ух + Ч пот -т пл )/( О^ кз + О О + О к )], (10) где О у — потери тепла с уходящими газами и пылью; q_nom — удельные потери тепла через футеровку агрегата; О Рз — тепловой эффект реакции окисления углерода и других составляющих химсостава ЖМО.

Анализ выражений (5), (7)–(10) показывает, что при использовании режима дожигания СО в шлаке струями О2 от ТКГ параметры Vt , QСдоОж , Qk и ηКПТ  существенно возрастают, что в целом интенсифицирует теплообмен между шлаком и металлом, а это способствует улучшению показателей процесса ∆qCO , Кэф и τ , что приводит к повышению производительности печи и снижению удельного расхода электроэнергии на процессы плавки ЖМО в агрегате.

Расходы кислорода от ТКГ на сжигание топлива и дожигание СО не только интенсифицируют нагрев шлака в печи, но и влияют на окисленность шлака ( ∑ FeO , % ), режимы обезуглероживания и нагрева металла в ДСП при различных расходах окатышей в агрегате.

Выводы . Теплоэнергетические условия электроплавки ЖМО в ДСП при подаче их через трубчатые (полые) электроды с применением ТКГ и дожиганием СО в шлаке являются более выгодными по сравнению с типовым режимом плавления окатышей, когда используются сплошные графитизированные электроды, т.е. при непрерывной подаче металлизованных окатышей в печь вне зоны воздействия на окатыш электрических дуг, так как температура шлакового расплава в этой зоне существенно ниже, чем в расплаве под дугами. При использовании топливнокислородных горелок в дуговой печи необходим избыток О 2 на дожигание СО в шлаке и вне его, что интенсифицирует нагрев и плавление окатышей в системе «шлак — металл», а это обстоятельство, в свою очередь, способствует улучшению технико-экономических показателей процесса электроплавки стали.