раздел 2) подчеркивалось, что одной
из главных причин возникновения выбросов, чрезмерного вспенивания шлака,
вызывающих необходимость его промежуточного скачивания, в том числе при
переделе чугуна с повышенным содержанием кремния (свыше 0,9…1,0%) является
«холодное» начало процесса. Последнее вызвано повышенными присадками извести в
начальный период продувки. В условиях металлургического завода им. Г.И.
Петровского это усугубляется высоким уровнем недопала в извести.
Начальный период продувки необходимо организовать таким образом, чтобы
обеспечить баланс тепла, получаемого ванной от окисления кремния (главного
источника тепла в этот период) и расходуемого на усвоение присадок извести,
нагрев ванны до температуры начала активного обезуглероживания к моменту
окисления значительной части кремния чугуна.
Учитывая условия теплообмена в рабочем пространстве конвертера между металлом,
шлаком и газом, тепловой баланс рассчитывается с участием всех фаз.
Соответствующее уравнение динамического теплового баланса периода
преимущественного окисления кремния имеет вид:
QSi+Qшл•обр= Qизв + ДQм , (3.39)
где QSi- тепло, выделившееся при окислении кремния чугуна к текущему моменту
продувки, кДж;
Qшл.обр- тепло шлакообразования при офлюсовании образовавшегося кремнезёма
оксидом кальция шлака, кДж;
Qизв.- тепло, затрачиваемое на усвоение присадок извести, кДж;
ДQм – тепло, необходимое для нагрева металла, шлака и газа до температуры
начала интенсивного обезуглероживания к моменту окисления значительной части
кремния чугуна, кДж;
В развёрнутом виде уравнение (3.39) можно представить следующим образом:
0.01·Д[%Si]·MЧУГ·(25600+4920) = МИЗВ··qИЗВ+
+АМЧУГ·СРчуг·(Т1 -ТЧУГ), (3.40)
где Д[%Si] – количество окислившегося кремния чугуна к данному моменту продувки
ф, %. ,
Используя ранее полученную модель (3.37), имеем:
Д[%Si] = [Si]ЧУГ – ([Si]ЧУГ? - 0,038·ф· JO2./МЧУГ·)2 , %;
МЧУГ – масса чугуна на плавку, т;
JO2 – минутный расход кислорода, м3/мин.;
t - время продувки, мин.;
25600 и 4920 – тепловые эффекты окисления кремния и офлюсования образовавшегося
кремнезёма, кДж/кг Si;
МИЗВ – масса присадок извести к данному моменту продувки ф, т;
qИЗВ – охлаждающий эффект извести, кДж/кг.
А – коэффициент, учитывающий долю теплосодержания шлака и газов в общем балансе
тепла ванны:
А = МЧУГ·СРчуг(1 + М шл·Ср/ МЧУГ·СРчуг + Мг·Ср г/ МЧУГ·СРчуг )
ТЧУГ и Т1– соответственно температура жидкого чугуна и ванны,С
На основании экспериментальных данных (Табл.3.1) для Т1 принята линейная
апроксимация в первой половине продувки:
Т1 = Тчуг + 20 ф,
Значения Т1 приняты в расчетах одинаковыми для всех фаз.
Охлаждающий эффект извести складывается из затрат тепла на нагрев компонентов
извести до температуры ванны, затрат тепла на эндотермические реакции
диссоциации карбоната кальция, выделившейся двуокиси углерода СО2 при
диссоциации СаСО3 по реакции {CO2} = {CO} + Ѕ{O2} со степенью (1–КС), где КС –
степень окисления углерода до СО2 в конвертерной ванне (Кс=0,1-0,15).
Уравнение баланса тепла при усвоении единицы массы извести конвертерной ванной
имеет вид:
qИЗВ=0,01•(100 - %СО2ИЗВ)•СРсао•ТВ + 0,01%CO2ИЗВ•СРсо2•ТВ+
+0,01•%CO2•QdCaCO3 + 0,01•%CO2ИЗВ•QdCO2(1 – KC) , (3.41)
где: %СО2ИЗВ- содержание СО2 в извести. Выражая %СО2 через недопал %Н, получаем
%СО2=0,44·%Н
СРСаО и СРСО2 – удельные теплоёмкости оксида кальция и двуокиси углерода при
заданной температуре ванны Тв, кДж/кг.град.;
QdCaCO3 и QdCO2 –теплота диссоциации СаСО3 и СО2, кДж/кг СО2;
QdCaCO3 и QdCO2 соответственно равны 40400 и 64500 кДж/кг СО2
Используя литературные данные об удельных теплоёмкостях СаО и СО2 [75-78], на
основе уравнения (3.32) получено выра -жение, определяющее полный охлаждающий
эффект извести:
qИЗВ=0,01(100 - %Н) 1,24 ТВ +5,2 10-3·%Н•ТВ+
%Н( 17,8+28,4(1 – KC) , кДж/кг ( 3.42)
где: ·%Н- недопал извести ,%
На рисунках 3,2 и 3.3 приведены зависимости величины qИЗВ
от величины недопала в ней и температуры ванны.
При температуре ванны 1400 0С, соответствующей началу интенсивного окисления
углерода, и с учетом обычной для конвертерной ванны Кс=0,1-0,15 охлаждающий
эффект извести с различным уровнем недопала для практических расчетов можно
определять по выражению:
qизв =2200+26.81%Н, кДж/кг (528+6,4%Н, ккал/кг) (3.43)
Рис.3.2. Зависимость охлаждающего эффекта извести от уровня
в ней недопала при температуре ванны 1300-1 и 1600 оС-2.
Y1 = 35.92H + 1612, Y2 = 35,843Н + 1984.
Рис.3.3. Зависимость охлаждающего эффекта извести от
температуры ванны при недопале в извести 0 –1; 50 –2 и 100% -3.
У1 = 1,24 Т, У2 = 1,226Т + 1814,3 , У3 = 1,214Т + 3625,7.
Решая уравнение (3.41) относительно МИЗВ, получено выражение для определения
массы присадок извести, допустимых тепловым состоянием ванны к текущему моменту
продувки в период обескремнивания чугуна:
Мизв тепл=Мчуг[0,01(Siчуг-(Siчуг1/2-0,038·ф ·JO2./МЧУГ·)2 ) ··30520-
-А··0,84(Т1-Тчуг)]/(2200+26,81%Н), т (3.44)
По выражению (3.44) рассчитана масса присадок извести с различным уровнем
недопала, соответствующая динамическому тепловому балансу периода окисления
кремния. Расчёты выполнены для режима продувки в условиях завода им. Г.И.
Петровского. В расчётах принято: МЧУГ=60т ; Расход кислорода в минуту
JО2=200/170 м3/мин; ТЧУГ=1280 ?С . Массы присадок извести определяются по
накопленому итогу для 2, 4, 6 и т. д. минут продувки. Расчет заканчивается для
времени полного окисления кремния ( табл. 3.2 ). В этом случае квадратичный
член в круглых скобках правой части уравнения превращается в нуль. Последний
результат принимается за величину Мизв те