Особенности окисления углерода в кислородном конвертере при разных способах подачи дутья
Особенности окисления углерода в кислородном конвертере при разных
способах подачи дутья
К настоящему времени
кислородно-конвертерный процесс приобрел главенствующее положение среди
существующих способов массового производства стали во всех странах мира.
Исключительно большое практическое значение этого процесса объясняется его
высокой производительностью, пригодностью для переработки чугунов практически
любого состава и металлолома в количествах до 30% от массы металлошихты,
возможностью получения широкого сортамента сталей, включая легированных,
большой гибкостью технологии и высоким качеством получения продукции.
Сущность всех классических вариантов
конвертерных процессов получения стали примерно одинакова: в агрегате
(конвертере) проводят окислительное рафинирование металла, используя в качестве
основного реагента газообразный кислород и нагрев металла без подвода тепла из
внешних источников за счёт физического тепла жидкого чугуна и тепла
экзотермических химических реакций.
Реакция окисления углерода в
конвертерных процессах имеет настолько важное значение, что управление
кислородно-конвертерной плавкой прежде всего сводится к управлению процессом
окисления углерода. Результат взаимодействия струи кислорода с металлом
происходит в конечном счёте по суммарным реакциям:
[C] + 
{O2} = {CO},
[C] + {O2}
= {CO2}.
Преимущественно развитие
получает первая реакция, и в газах, выделяющихся из ванны, обычно содержится 80
- 95% СО и 5 - 20% СО2[1]. Высокое содержание СО2
наблюдается при низкой температуре и высокой окисленности ванны, что имеет
место в начале плавки, в конце плавки очень высокая окисленность ванны
возможна, если концентрация углерода низкая (≤0,05%). Кроме указанных выше
основных реакций, в конвертере с верхней продувкой получает то или иное
развитие реакция частичного окисления (дожигания) СО до СО2 над
ванной:
{CO} + {O2} = {CO2}.
конвертерный
газ углерод
Протекание этой реакции зависит от
параметров дутьевого режима: положения фурмы и расхода кислорода. Это осложняет
управление реакцией окисления углерода и тепловым состоянием ванны.
Многочисленные определения состава газов, выделяющихся из горловины конвертора,
показывают, что содержание СО2 в нём высокое и обычно составляет
более 15%. В результате преднамеренного дожигания СО до СО2 над
ванной содержание СО2 в конвертерном газе может увеличиваться в два
раза и более.
В настоящее время отсутствуют
способы прямого измерения состава конвертерного газа, образующегося в
реакционной зоне, степени дожигания СО до СО2 в газовой фазе и доли
тепла от дожигания СО в тепловом балансе плавки. Эти параметры можно определить
расчётом по математической модели периода продувки конвертерной плавки при
различных режимах подачи дутья. С этой целью разработана математическая модель
периода продувки, составленная на основе уравнений материального и теплового
балансов параметров плавки, включающих массу, состав и температуру металла,
шлака и газа.
В математической модели расчет всей массы извести производится по балансу шлакообразующих
компонентов: CaO; SiO2 и P2O5 для заданной основности шлака В:
В = CaO/ (SiO2+ P2O5),
где CaO; SiO2 и P2O5 - концентрации
соответствующих компонентов в шлаке, %.
При расчете массы шлака учитывается
поступление компонентов из всех неметаллических материалов и образующихся при
окислении элементов металлошихты.
Масса металла, образующегося в
конвертерной ванне в конце продувки, определяется по балансу железа.
Расход кислорода дутья производится
с учетом его потребности на окислительные процессы и поступления кислорода с
оксидами железа из различных источников.
Выход газов (как образующихся при
окислении углерода и серы, так и при разложении карбонатов и испарения влаги)
определяется по соответствующим химическим реакциям.
Для расчета температуры металла
учитываются все статьи прихода и расхода тепла (составляется уравнение
теплового баланса).
Ниже приведены формулы для расчета
массы материалов, полученные из балансовых уравнений, составляющих основу
математической модели.
Расход извести определяется по
формуле:
где 
-
масса извести на плавку, кг/100 кг металлошихты, %;
- основность шлака;
,
-
суммарное поступление в шлак соответствующих оксидов из неметаллических
материалов, кг/100 кг, %;
, 
-
соответственно содержание CaO
и SiO2 в извести, %.
Количество шлака
рассчитывается по соотношению:
где 
-
масса образующегося шлака, кг/100 кг металлошихты, %;
- суммарное поступление
в шлак всех компонентов из неметаллических материалов, кг/100 кг (%);
- содержание оксидов
железа в шлаке, %.
Выход металла
определяется по формуле:
где 
-
масса металла в конце продувки, кг/100 кг металлошихты (%);
- масса металлошихты
(чугуна и лома) без сопутствующих материалов, кг/100 кг (%);
, 
-
соответственно масса железа, восстановленного из оксидов и окислившегося за
время продувки, кг/100 кг (%);
- масса окислившихся
химических элементов, кг/100 кг (%);
- потери железа с пылью,
корольками, выносами и выбросами, кг/100 кг (%).
Температура металла
рассчитывается по балансу тепла:
где 
-
температура металла в конце продувки, ˚С;
- сумма статей приходной
части теплового баланса, включающей физическое тепло шихтовых материалов,
химическое тепло окисления элементов и шлакообразования, кДж;
- сумма статей расходной
части теплового баланса, включающей тепло на нагрев газов, разложение оксидов
железа и карбонатов, тепловые потери через кладку конвертера, с охлаждающей
фурму водой, с пылью, корольками и выносами, кДж.
Объемный расход
кислорода рассчитывается по соотношению:
где 
-
расход кислорода на продувку, м3/100 кг;
- потребность кислорода
на окисление примесей металлошихты, м3/100 кг;
- расход кислорода на
окисление железа, м3/100 кг;
- поступление кислорода
с оксидами железа неметаллических материалов, м3/100 кг.
Выход газа учитывает все
источники газообразования:
где 
-
выход газа за период продувки, м3/100 кг;
, 
,
,
,
-
поступление в газ соответствующих компонентов из различных источников, м3/100
кг.
Расчет массы
раскисляющих или легирующих добавок производится по формуле:
где 
-
масса ферросплава, используемого для раскисления или легирования, кг/100 кг
(%);
, 
-
соответственно содержание химического элемента в готовой стали и в металле
перед подачей ферросплава, кг/100 кг, %;
- содержание в
ферросплаве вводимого в металл химического элемента, %;
- угар элемента при
раскислении или легировании, %.
В качестве базового
варианта были использованы усредненные параметры производственных данных выплавки
стали марки 08Ю в условиях кислородно-конвертерного цеха ОАО «Магнитогорский
металлургический комбинат» в четвертом квартале 2011 г. для регламентированных
технологической инструкцией параметров дутьевого режима (интенсивности продувки
и положения фурмы).
Расчеты производились в
электронных таблицах Microsoft Excel путем совместного решения балансовых уравнений методом итераций
[2].
Расчеты по такой
математической модели можно производить после адаптации ее к конкретным
производственным условиям. В этом случае неконтролируемые параметры плавки
(например, степени окисления углерода и дожигания СО до диоксида, потери железа
и тепла, др.) можно определить путем минимизации отклонений фактических и
расчетных значений контролируемых производственных показателей (например,
количеств чугуна, лома, извести, доломита, кислорода и др. на плавку, составов
металла и шлака и пр.) [3].
Исходные данные и
результаты расчетов базового варианта технологии приведены в таблицах 1 - 4.
Таблица 1 - Состав
металлических материалов, %
|
Химические
|
Чугун
|
Лом
|
Сталь
|
FeMn
|
FeSi
|
|
|
до раскисления
|
готовая
|
|
|
|
Углерод
|
4,3
|
0,2
|
0,035
|
0,045
|
7
|
0,1
|
|
Кремний
|
0,7
|
0,15
|
0,005
|
0,005
|
1
|
65
|
|
Марганец
|
0,4
|
0,4
|
0,040
|
0,250
|
75
|
0,4
|
|
Фосфор
|
0,065
|
0,04
|
0,009
|
0,015
|
0,45
|
0,05
|
|
Сера
|
0,025
|
0,04
|
0,023
|
0,020
|
0,03
|
0,02
|
|
Хром
|
0,035
|
0,07
|
0,015
|
0,013
|
0
|
0
|
|
Ванадий
|
0,1
|
0
|
0,011
|
0,010
|
0
|
0
|
|
Алюминий
|
0
|
0
|
0,000
|
0,047
|
0
|
0
|
|
Медь
|
0
|
0,15
|
0,041
|
0,040
|
0
|
0
|
|
Никель
|
0
|
0,08
|
0,022
|
0,020
|
0
|
Таблица 2 - Параметры дутьевого режима
|
Параметры
|
Значение
|
м3/т
|
|
Расход дутья, м3
|
20470
|
57,7
|
|
Интенсивность продувки, м3/мин
|
1136
|
|
|
Продолжительность продувки, мин
|
18,0
|
|
Таблица 3 - Расход материалов на
плавку
|
Материал
|
т
|
%
|
|
Чугун жидкий
|
300,674
|
74,97
|
|
Лом металлический
|
100,367
|
25,03
|
|
Масса металлошихты
|
401,041
|
100,00
|
|
Известь Доломит ожелезненный ФМБУЖ Ферромарганец Алюминий
|
18,349 18,047 1,404 1,243 0,521
|
4,58 4,50 0,35 0,31 0,13
|
|
Всего, т
|
439,24
|
Таблица 4 - Дополнительные данные
|
Масса жидкого металла в конвертере, т
|
355
|
|
Температура жидкого чугуна, оС
|
1385
|
|
Удельная интенсивность продувки, м3/(т*мин)
|
3,2
|
|
Заданная температура металла, оС
|
1660
|
Результаты расчётов некоторых
параметров плавки в зависимости от содержания СО2 в газе из
реакционной зоны, степени дожигания СО в газовой фазе и доли поступления тепла
на нагрев металла от этого дожигания представлены на рисунках 1 - 4.
Список литературы
1. Бигеев А.М., Бигеев
В.А. Металлургия стали. Теория и технология плавки стали. Учебник для вузов,
3-е изд. Перераб. И доп. Магнитогорск: МГТУ, 2000. 544 с.
. Колесников Ю.А. Расчет
расхода лома на плавку стали в конвертере с использованием электронных таблиц
// Теория и технология металлургического производства. Межрегиональный сб.
научн. трудов / Под ред. В.М. Колокольцева. - Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ им.
Г.И. Носова», 2006. Вып. 6. С. 34 - 39.
. Современные
возможности развития расчетов плавки стали на персональных компьютерах / В.Н.
Селиванов, Ю.А. Колесников, Б.А. Буданов и др. // Теория и технология
металлургического производства. Межрегиональный сб. научн. трудов / Под ред.
В.М. Колокольцева. - Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ им. Г.И. Носова», 2003. Вып.
3. С. 51 - 58.