Сравнительный анализ методик расчета материального и теплового балансов кислородно-конвертерной плавки

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

УДК 621.385.6:669

© Сущенко А.В.1, Фейерэйзен И.А.2

СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ МЕТОДИК РАСЧЕТА МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ КИСЛОРОДНО-КОНВЕРТЕРНОЙ ПЛАВКИ

Приведены результаты сравнительного анализа методик расчета материального и теплового балансов кислородно-конвертерной плавки, используемых в настоящее время на практике и в учебных целях.

Ключевые слова: кислородно-конвертерная плавка, материальный и тепловой балансы, методика расчета, сравнительный анализ.

Сущенко А.В., Фєйєрейзен І.О. Порівняльний аналіз методик розрахунку матеріального та теплового балансів киснево-конверторної плавки. Наведені результати порівняльного аналізу методик розрахунку матеріального та теплового балансів киснево-конвертерної плавки, що використовуються в даний час на практиці та в учбових цілях.

Ключові слова: киснево-конверторна плавка, матеріальний та тепловий баланси, методика розрахунку, порівняльний аналіз.

A. V. Sushchenko, I. О. Fieiiereizen. Comparative analysis of methods for calculation of material and thermal balances of oxygen-converter melting. The results of comparative analysis of different methods for calculation of material and thermal balances of the oxygen-converter melting currently used in practice and for educational purposes are presented.

Keywords: oxygen-converter melting, material and thermal balances, method for calculation, comparative analysis.

Постановка проблемы. Уровень и структура материальных и энергетических затрат на производство конвертерной стали характеризуют состояние технологии и техники процесса. Системный анализ этих затрат позволяет вскрыть резервы и наметить пути их реализации, улучшить технико-экономические показатели выплавки стали. Для этой цели зачастую выполняют подробные расчеты материального и теплового балансов плавки. Кроме того, такие вариативные расчеты позволяют получить дополнительную информацию о взаимосвязи выходных параметров процесса с его начальными параметрами и определить оптимальные значения последних в зависимости от задач производства. Однако, как справедливо отмечают авторы работы [1], используемые в настоящее время методики расчета материального и теплового балансов кислородно-конвертерной плавки (МиТБ ККП) устарели и требуют доработки применительно к современным условиям производства.

Анализ последних исследований и публикаций. Известные и наиболее используемые в настоящее время методики расчета МиТБ ККП [2-7] базируются на двух основных - А.М. Би-геева [2] и Г.Н. Ойкса, Х.М. Иоффе [7] (при условии заданного [7] - а или определяемого расхода металлолома [7] - б). Для всех методик общими исходными данными являются: химические составы жидкого чугуна, металлолома, металла после продувки, шлакообразующих материалов, футеровки, величина основности шлака, расход плавикового шпата или его заменителя, а также температуры исходных и конечных составляющих плавки. При этом в методиках [5 - 7] не учитывают приход с металлоломом мусора (причем только в [4] помимо SiO2 и Al2O3 учитывают содержание СаО и MgO в нем) и окалины; в [5 - 7] не учитывают приход миксерного шлака в тепловом, а в [7] - и в материальном балансах плавки; в [3] не разделяют потери металла на составляющие; в [6 - 7] не учитывают потери теплоты на разложение оксидов железа шихтовых материалов. Методики [2, 5] позволяют рассчитать расход лома с учетом окатышей, а также дополнительный приход теплоты от дожигания СО до СО2 в полости конвертера; в [6]

1 канд. техн. наук, доцент, ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», г. Мариуполь

2 аспирант, ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», г. Мариуполь

17

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

учитывают наличие операции факельного торкретирования футеровки перед плавкой.

Расчет МиТБ ККП по методикам [2 - 7] производится в следующей последовательности (см. рис.). На первом этапе задается температура металла в конце продувки и определяются расходы лома и чугуна на плавку. Для этого авторы [2 - 5] и [7] - б составляют предварительный тепловой баланс плавки, в методиках [6] и [7] - a указанными расходами задаются. На втором этапе расчета определяют предварительно расход всех шлакообразующих материалов, расход технического кислорода на плавку, количество образовавшегося шлака и конвертерного газа, выход годного металла. При этом авторы [6] производят уточнение всех рассчитанных параметров (за исключением расхода дутья и выхода конвертерного газа) путем циклического расчета до достижения заданной точности (0,5 %) выхода годного металла. А авторы [3] сравнивают полученное значение основности шлака с принятым в начале расчета: если отклонение не превышает ± 0,25, то считают что расчет произведен верно. После этого рассчитывают недостающие параметры: потребность в дутье, выход годного металла, а также количество и состав конвертерного газа. Третий этап включает составление уточненного теплового баланса плавки. Заключительным четвертым этапом является проверка точности расчета и корректировка (при необходимости) соотношения расходов лома и чугуна на плавку. Для этого в методиках [2, 5] на основе теплового баланса уточняют температуру металла в конце продувки. Если она отличается не более чем на ± 10 оС ( ± 5 оС) от предыдущего значения, считают, что расчет верен, в противном случае корректируют расход лома и чугуна и повторяют расчет. В соответствии с методикой [3] при невязке теплового баланса более 0,5 % (но не более 0,8 %) проводят пересчет и корректировку массы лома, однако перерасчет остальных параметров не производят. При невязке более 0,8 % изменяют исходные данные и повторяют расчет. В методиках [3, 4, 6 - 7] не производят повторный расчет параметров на основе уточненного теплового баланса плавки, т.е. четвертый этап отсутствует.

При составлении теплового баланса (для определения расхода лома G„, кг/100 кг металлошихты - МШ) наиболее полно учитывают его приходные и расходные составляющие в методике [2]:

G =

61,9 + 0,88 • +10 -

•(БАЯrF,o) + EAtf” -ХАЯГ)-0,7•

2

І

л

где Б А H чу" , Б, АН У" - количество теплоты, выделяющегося при полном окислении примесей 100 кг соответственно чугуна и лома, кДж/100 кг МШ;

QfFPe0 , Qm о - соответственно теплоты образования оксидов железа и шлакообразования, кДж/100 кг МШ;

ОсОЖ - теплота дожигания СО до СО2 в полости конвертера, кДж/100 кг МШ;

ефиз ґлфиз ґлфиз л

" , Ошл , QI - соответственно физические теплоты металла, конечного шлака и отходящих газов, кДж/100 кг МШ;

г\хим

Ом - химическая теплота, которая может выделиться при полном окислении при-

месей конечного металла, кДж/100 кг МШ;

Б АНБу-ео) - теплота, затрачиваемая на полное разложение оксидов железа, содержащихся в 100 кг лома, кДж/100 кг МШ;

Ічуг, Іл - соответственно температура заливаемого чугуна и металлолома, оС;

А - постоянный член, равный 6000 - 7000 кДж/100 кг МШ.

При этом автор [2] указывает, что величина коэффициента А включает в себя «тепловые потери и другие малозначительные статьи теплового баланса: разложение карбонатов, испарение влаги шихты и т. п. ». Это является не совсем корректным, т.к. при выводе уравнения (1) в величину А вошло и слагаемое 61,9 ' 102 из приходной части теплового баланса, т.е. фактическая величина указанных потерь в (1) составляет 12190 - 13190 кДж/100 кг МШ.

18

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ

2013р.

Серія: Технічні науки ISSN 2225-6733

Вип. 27

ния; [4] - фиолетовая линия; [5] - зеленая линия; [6] - желтая линия; [7] - а - голубая линия; [7] - б - оранжевая линия

19

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

В методиках [3, 4] уравнение теплового баланса существенно упрощают, учитывая только: теплоту полного окисления примесей чугуна, физические теплоты конечного металла и заливаемого чугуна, а также потери теплоты с неокислившимся углеродом металла. При этом в уравнение входит постоянный член А1 (с обратным знаком относительно А в уравнении (1)), значение которого соответствует разнице между суммами «неучтенных» статей приходной и расходной частей теплового баланса: от окисления железа и шлакообразования, на разложение оксидов железа и карбонатов, тепловые потери конвертера, с отходящими газами, конечным шлаком и физическими потерями металла (с выбросами и выносами, с корольками шлака и в виде пыли). Следует также отметить, что в [3] в знаменателе выражения типа (1) не учитывают слагаемое 61,9 из-за малости.

Авторы [5] для определения расхода лома используют эмпирическое уравнение

G, = 17,4 + 4,1-([С], -4,0)+9,5([Si], -0,5)+ 0,034•(t4 -1330)+3,2 (\Мп\ -0,2)+

+11-(0,2-\С]„)+0,05-(1650 -) ’

где [Е]ч - содержание соответствующего элемента в жидком чугуне, %;

[С] м , tM - содержание углерода в металле после продувки (%) и его температура, оС.

В методике [7] - б расход металлолома обозначают через Х и составляют материальный баланс, из которого получают два уравнения для определения массы шлака и извести, которые решают совместно с уравнением теплового баланса, получая искомое значение Х.

При определении массы футеровки конвертера, перешедшей за плавку в шлак, в [6] рассчитывают среднюю за кампанию скорость износа футеровки (через принятую массу изношенного слоя), а авторы [3] используют эмпирическое уравнение вида Оф = f (G4 ,[С]м ), где G4 -

масса чугуна. В других методиках величиной Оф задаются (в пределах от 0,2 до 1,3 кг/100 кг МШ).

В настоящее время при выплавке стали в конвертерах с переклазоуглеродистой футеровкой, как правило, используют шлакообразующие и другие материалы с высоким содержанием MgO, что существенно влияет на химический состав, основность и массу шлака, а также искомый расход извести Оизв. При этом только в методике [6] учитывают содержание MgO в исходных материалах:

G =

изв

100 \в(о8Юг + О,

у микс.шл. S-1

rSiO? + °РЮ.

)-(G

микс.шл. S-1

MgO + GMgO

)]

1

(%CaO)изв + (%MgO)изе - B - (%SiO2)изе Kyce - (1 - Knnn) ’

где В - основность конечного шлака с учетом MgO и Р2О5 в нем;

Gro , G’O0'™'' - масса соответствующего оксида в конвертерном и миксерном шлаках соответственно, кг;

(%ROx )изв - содержание соответствующего оксида в извести, %;

Кусв, Кппп - коэффициенты, учитывающие усвоение извести шлаком и потери ее массы при прокаливании.

Параметр Кусв используют также в методике [3], принимая его равным 0,9, в других методиках он не учитывается.

При определении расхода технического кислорода на плавку авторы [2, 5] не учитывают его затраты на окисление железа, теряемого с дымом, предполагая, что оно в отходящих газах находится в чистом виде. Авторы [6] не рассматривают затраты кислорода на окисление углерода расплава до его диоксида в ванне, считая что СО2 образуется только над ней за счет окисления СО неусвоенным кислородом дутья. В методиках [3 - 7] не учитывают дополнительный приход кислорода за счет разложения карбонатов, а в [6 - 7] - за счет разложения оксидов железа шихтовых материалов; в [3 - 6] также не учитывают затраты кислорода на переход части серы металлошихты в газовую фазу (в виде SO2).

Одним из ключевых параметров при расчете МиТБ ККП является содержание оксидов железа в шлаке, т.к. оно влияет на массу конечного шлака, выход годного металла, расходы кислорода, извести и других материалов. В [7] его величину принимают постоянной, в [5, 6] - задают с учетом параметра [С] м , а в [2, 3, 4] рассчитывают по выражениям соответственно:

20

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

(Е М,

= 12 +

(при [См] < 0,05 %);

(FexOy ) = ^

ЧВ ;

где

(Е FeO) = 4В + 703 +10 6 • tM +1,25

'шл

[с 1,

- общее содержание оксидов железа в шлаке, %;

К1, К2 - коэффициенты учитывающие тип продувки (при кислородном дутье сверху К1 = 1) и вид оксида (для FeO К2 = 5,15, а для Fe2O3 К2 = 2,34).

При расчете выхода жидкого металла составляется подробный баланс железа. При этом авторы [6 - 7] не учитывают приход железа, восстановленного из его оксидов, содержащихся в шихтовых материалах, а в [5] - потери металла с корольками в шлаке. Количество железа, теряемого с конвертерными газами, задается на основе экспериментальных данных по средним значениям запыленности отходящих газов и содержанию железа в пыли (без учета особенностей шихтовки, дутьевого, шлакового и температурного режимов плавки).

Определяя массу и объем отходящих газов, авторы [2, 5] пренебрегают неусвоенным кислородом дутья, а в [5] - также и содержанием N2 в них. Авторы [3, 5, 6] не учитывают наличие влаги в шлакообразующих материалах и, соответственно, переход ее в отходящие газы. Только в методике [4] рассчитывается процесс диссоциации водяного пара и образование газообразного водорода, в [2], [7] учитывают приход SO2 в газовую фазу.

При расчете физической теплоты жидких: чугуна, металла и шлака в методиках [4, 6 - 7] используют удельные теплоты фазовых превращений, а в [2, 3, 5] - они косвенно учитываются в зависимостях энтальпий соответствующих веществ от температуры.

При расчете теплоты экзотермических реакций в [2, 5] не учитывают окисление железа «в дым», а в [2 - 6] - окисление S с образованием SO2.

При расчете теплоты шлакообразования в методике [2] учитывают теплоту образования сложных веществ при взаимодействии оксида кальция с диоксидом кремния (2(СаО) ' (SiO2)) и с пентаоксидом фосфора (3(СаО) . (Р205) или 4(СаО) . (Р205)), а также теплоту образования алюминатов и ферритов кальция (m(CaO) . n(Al2O3) и m(CaO) . n(Fe2O3)). Причем, последнюю определяют не через «остаток», а по общему содержанию (СаО) в шлаке, что является некорректным. В [3, 4, 6 - 7] не учитывают теплоту образования алюминатов и ферритов, а в [5] - теплоту образования три(тетра)фосфата кальция.

Температура отходящих газов Тог в процессе продувки плавки изменяется сложным образом, в зависимости от шихтовых условий и хода процесса. Авторы [5, 7] величиной Тог задаются: [5] из диапазона 1900 - 2100 оС, а в [7] - 1450 oC. В остальных методиках ее принимают средней между температурами заливаемого чугуна и металла после продувки.

«Тепловые потери конвертера» в процессе плавки включают в себя: потери через футеровку стен и днища, излучением через горловину и на охлаждение фурмы. При этом потери теплоты через футеровку складываются из потерь на аккумуляцию ее активным тепловым слоем и от кожуха агрегата в окружающую среду. Потери излучением через горловину включают потери от разогретой футеровки во время межплавочного простоя и от ванны во время продувки. Для квазистационарных условий работы футеровки агрегата можно принять, что количество теплоты, затраченное на аккумуляцию футеровкой в процессе плавки примерно равно количеству теплоты, отданной излучением от внутренней поверхности футеровки в период простоя (учитывая, что запыленные конвертерные газы имеют степень черноты близкую к 1, потерями теплоты от ванны в процессе продувки можно пренебречь). В работах [2 - 5] и [7] - б величиной тепловых потерь конвертера задаются (в диапазоне от 1,5 до 5 % от суммарного прихода теплоты). Авторы [6] и [7] - а, потери теплоты через футеровку в окружающую среду определяют с использованием известных уравнений теплоотдачи для вынужденной и естественной конвекции и теплопередачи через многослойную стенку. При этом в [6] не определяют потери теплоты излучением через горловину конвертера. Потери теплоты на охлаждение фурмы рассчитывают через расход и перепад температуры охлаждающей воды [6] или приняв величину

21

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

плотности теплового потока на фурму [7] - а.

В соответствии с методиками [3 - 7] при расчете теплового баланса не учитывают: потери теплоты на испарение влаги из шихтовых материалов, в [2, 3, 5 - 7] - на ее диссоциацию, в [7] -на разложение карбонатов шлакообразующих материалов (извести), в [2, 5] - потери теплоты с корольками шлака, в [6] - с выбросами и выносами из конвертера, в [2 - 5] и [7] - затраты теплоты на испарение оксидов железа в реакционной зоне.

Цель статьи - выполнить сравнительный анализ известных методик расчета материального и теплового балансов кислородно-конвертерной плавки, используемых в настоящее время в практических и учебных целях, и оценить влияние принятых в них допущений и применяемых алгоритмов расчета на точность определения искомых параметров процесса.

Изложение основного материала. Для проведения сравнительного анализа результатов расчета МиТБ ККП, выполненных по указанным выше методикам, использовали промышленные данные по 10 плавкам, проведенным на 350-т кислородном конвертере без применения угля, магнезиальных флюсов, додувок и промежуточного скачивания шлака (т.е. в условиях применимости анализируемых методик расчета). В таблице 1, в качестве примера, приведены параметры одной из характерных плавок, в таблице 2 - химический состав используемых материалов (приведенный осредненный состав металлолома пересчитывался с учетом составов и масс всех видов металлоохладителей). Масса перешедшей в плавку периклазоуглеродистой футеровки конвертера была определена по средней (за кампанию) скорости ее износа и принята для всех методик одинаковой. Значения остальных эмпирических параметров (коэффициенты усвоения извести, кислорода, доля корольков в шлаке и т.п.) вначале принимались равные средним значениям из соответствующих диапазонов, рекомендуемых каждой методикой в отдельности, а затем уточнялись.

Таблица 1

Показатели сравнительной конвертерной плавки

Параметр, ед. измерения Величина Параметр, ед. измерения Величина

1. Расход металлоохладителей, т 91 Mn, % 0,06

в т.ч. лом - обрезь усредненная, т 24,3 S, % 0,03

лом стальной углеродистый, т 57,5 P, % 0,006

скрап зашлакованный, т 7,6 температура, оС 1649

чугун чушковый, т 1,6 4. Шлак после продувки:

2. Параметры жидкого чугуна: СаО, % 39,24

расход, т 289,28 MgO, % 8,62

Si, % 0,92 FeO, % 16,7

Mn, % 0,24 SiO2, % 15,06

S, % 0,01 P2O5, % 0,8

P, % 0,065 AI2O3, % 1,07

температура, оС 1301 основность 2,61

3. Металл после продувки: 5. Расход извести на плавку, т 22,75

масса жидкого металла, т 345 6. Расход О2 на плавку, тыс. м3 19,3

С, % 0,05 7. Длительность продувки, мин 19

Результаты расчета МиТБ ККП (все статьи выражены в кг/100 кг МШ и МДж/100 кг МШ соответственно), полученные на ПК, с использованием методик [2 - 7] приведены в таблицах 3 и 4. При этом в верхнем ряду указаны полученные в первом приближении показатели при использовании средних значений эмпирических параметров. В расчетах по [2 - 5] и [7] - а невязка материального баланса колеблется в пределах от 0,25 до 1,14 кг/100 кг МШ (0,22 - 1,01 %), а по

[6] и [7] - б - от 0,005 до 0,023 кг/100 кг МШ, что меньше 0,2 % и удовлетворяет рекомендуемым пределам. Расхождения теплового баланса более существенны, так для методик [3 - 6] и

[7] - а оно находится в диапазоне от 0,170 до 9,252 МДж/100 кг МШ (0,09 - 5,10 %); при этом значения расчетной температуры в [2, 5] составили 1705 и 1675 оС, что превышает фактическую (принятую в начале расчета) на 56 и 26 оС соответственно.

Для достижения требуемой точности расчета авторы методик [2 - 5] рекомендуют изме-

22

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

нять расход металлоохладителей (окатышей или лома) на плавку и повторять расчет (выполнять итерационный цикл). В [6] отсутствуют рекомендации по уменьшению величины невязки теплового баланса, а в [7] значения эмпирических параметров заданы точечно (не диапазоном), вследствие чего уточнение расчетов по этим методикам не проводили. Корректировку расхода металлолома при расчете по [2, 5] производили из условия, что 1 кг лома/100 кг МШ снижает температуру металла на 15 - 20 оС [5]. При расчете по методикам [3, 4] при невязке теплового баланса более 0,5 - 0,8 % расчет корректирующих добавок металлолома производили на основе его охлаждающего эффекта [3]. Результаты расчетов МиТБ ККП при условии достижения заданного уровня невязки теплового баланса приведены в таблицах 3 и 4 во втором (среднем) ряду. Требуемый результат достигается при выполнении 5 - 7 итерационных циклов, что затруднительно без разработки специального программного обеспечения. При этом значения указанных выше эмпирических параметров были оставлены без изменений. Следует отметить, что в методиках [3 - 5] расходы жидкого чугуна и лома приблизились к фактическим значениям, а в [2] - наблюдается обратная тенденция. Расхождение материального баланса осталось на том же уровне, а в [4] увеличилось на 0,1 % по сравнению с предыдущим расчетом (первого приближения).

Таблица 2

Химический состав используемых материалов

Материал Содержание, %

1) Рч О Й S Рч C/D О 1) Рч 41 о S' Рч О й 41 О О й о О О 00 2 О СР о к

Обрезь усреднен. 99,5 0,1 0 0,4 0 0,04 0 0 0 0 0 0 0 0 0

Лом стальной угл. 94,9 0,2 0,1 0,5 0 0,04 0,6 1,4 2,3 0 0 0 0 0 0

Чугун чушковый 94,7 4,3 0,7 0,2 0,07 0,02 0 0 0 0 0 0 0 0 0

Скрап зашлаков. 79,8 0,2 0,1 0,1 0 0,03 3,1 0 3,8 0,5 9,3 1,8 0,5 0,1 0,5

Известь 2,5 % ПІІП - - - - - 0,05 - - 1,8 0 97 0 1,05 0,1 0

Шлак миксерный - - - - - 0,1 16,8 9 32 19,5 10 3,5 9 0,1 -

Периклазоуглеро-дистая футеровка - 8 - - - - - 0,4 - - 1,5 - 90,1 - -

На третьем этапе расчета за счет изменения эмпирических параметров (в рамках указанных в [2 - 5] диапазонов): расход миксерного шлака (gM.m. ), содержание мусора (фм.л), оксидов железа в металлоломе (фо.л.), кислорода в дутье (р0г) и коэффициент его усвоения (пд) стремились достичь необходимого уровня невязки материального баланса. Окончательные значения параметров gM.ш, фм.л., фол ,рО^ и пдсоответственно составили: для [2] - 0,6 % от массы жидкого

чугуна, 1,0 %, 1,0 % от массы лома, 99,5 % и 95 % (при рекомендованных 0,6 - 1,7 %, 1 - 3 %, 1 - 4 %, 99,5 % и 90 - 100 %); для [3] - 0,5 %, 0,5 %, 1 %, 98,35 % и 98 % (0,5 - 1,8 %, 0,5 - 2,0 %,

1,0 - 1,5 %, 97 - 99,7 % и 93 - 98 %); для [4] - 0,6 %, 0,65 %, 1,2 %, 99,5 % и 97 % (0,6 - 0,9 %, 0,65 %, 1,2 %, 99,5 % и 97 %); для [5] - gM.m. = 0,2 %, р0г = 99,5 % и Пд = 95 % (0,2 - 1,0 %, 99,5

% и 90 - 95 %). Следует отметить, что в итерационном процессе физические потери металла не участвовали в адаптации расчетной модели, в виду того, что их изменение практически полностью компенсировалось изменением выхода годного металла и массы шлака. Значения эмпирических параметров выбирались таким образом, чтобы расчетные значения расходов извести были близкими к фактическим. В соответствии с методикой [3] одним из условий правильности расчета материального баланса является получение абсолютной погрешности определения величины основности шлака не более ± 0,25, однако это условие не было достигнуто. Следует отметить, что на практике коэффициенты gM.m., фм.л. и фол являются заданными входными данными, которые зависят от способа подготовки металлошихты, ее вида и качества, поэтому изменение значений данных параметров является некорректным. Результаты расчета (с минимально возможной невязкой материального и требуемым уровнем точности по тепловому балансам) приведены в таблицах 3 и 4 в третьем (нижнем) ряду; по ним проводился дальнейший анализ.

23

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

Таблица 3

Материальный баланс плавки, кг/100 кг МШ.

Статья Методика [2] [3] [4] [5] [6] [7] - а [7] - б

Приходная часть Жидкий чугун 76,119 72.919 72.919 80,091 78.589 78.589 80,031 74.918 74.918 76,538 75.081 75.081 76,070 76,070 75,000

Лом, в т. ч. : 23,881 27.081 27.081 19,909 21.411 21.411 19,969 25.082 25.082 23,462 24.919 24.919 23,930 23,930 25,000

- мусор лома 0,478 0,542 0,271 0,249 0,268 0,107 0,130 0,163 0,163 - - - -

- окалина лома 0,597 0,677 0,271 0,249 0,268 0,214 0,240 0,301 0,301 - - - -

Футеровка 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,050 0,05

Известь 6,573 6,545 5,678 6,632* 6,576* 5,753* 5,446 5,224 5,133 4,915 4,835 4,590 6,954* 4,517 5,179

Миксерный шлак 0,850 0,850 0,500 0,921 0,904 0,393 0,600 0,562 0,450 0,459 0,450 0,150 0,300 - -

Технический кислород 6,787** 6,530** 6,532** 7,261 7,135 6,866 7,476 7,055 6,913 7,048** 6,929** 6,888** 6,505 7,274 7,481

Итого 114,260 113,975 112,760 114,865 114,665 113,062 113,573 112,891 112,545 112,472 112,264 111,678 113,810 111,841 112,71 0

Расходная часть Жидкий металл 88,460 88,548 89,712 89,012 89,090 89,998 91,522 91,893 91,922 89,861 89,997 90,437 92,223 91,269 90,619

Шлак 13,610 13,589 11,632 12,117 12,023 10,298 9,955 9,581 9,362 10,844 10,683 9,984 11,774 9,034 9,939

Физические потери металла, в т.ч.: 2,867 2,849 2,790 3.400 3.400 3.400 3,312 3,282 3,265 2,370 2,355 2,354 1,601 3,643 3,643

- корольки в шлаке 0,408 0,408 0,349 - 0,796 0,766 0,749 - 0,471 0,500 0,500

- выбросы и выносы из конвертера 2,000 2,000 2,000 - 0,800 0,800 0,800 1.500 1.500 1.500 0,630 1,000 1,000

- пыль 0,459 0,441 0,441 - 1.716 1.716 1,176 0,870 0,855 0,854 0,500 2,143 2,143

Отходящие газы 8,241 7,918 7,906 9,192 9,032 8,991 9,037 8,494 8,346 8,258 8,110 8,792 8,188 8,600 8,504

Итого 113,180 112,906 112,035 113,722 113,545 112,471 113,826 113,250 112,895 111,685 111,492 111,224 113,786 112,546 112,70 5

Невязка кг/100 кг МШ - 1,080 - 1,069 - 0,724 - 1,143 - 1,119 - 0,591 0,253 0,359 0,350 - 0,786 - 0,773 - 0,455 - 0,023 0,705 0,005

% - 0,95 - 0,947 - 0,647 - 1,005 - 0,986 - 0,525 0,220 0,320 0,310 - 0,700 - 0,690 - 0,410 - 0,020 - 0,630 0,004

Примечания: * при коэффициенте усвоения извести Кусв равном 0,9; ** при отсутствии

организации дополнительного дожигания СО до СО2 над ванной.

24

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

Таблица 4

Тепловой баланс плавки

Статья Методика [2] [3] [4] [5] [6] [7] - а [7] - б Откл.*

Приходная часть Физическая теплота чугуна 91,859 87,998 87,997 96,653 94.840 94.840 98,184 91.911 91.911 92,365 90.606 90.606 91,360 91,024 89,813 6,84

Физическая теплота миксерного шлака 1,121 1,121 0,659 1,179 1,157 0,503 0,990 0,927 0,742 - - - - 0,74

Теплота окисления примесей 70,724 68,110 68,098 71,399 70,219 70,170 69,071 65,163 65,156 71,338 70.157 70.157 71,953 67,709 66,951 6,37

Теплота окисления железа 17,279 17,247 14,764 11,342 11,254 9,640 17,399 17,077 16,890 15,201 14,976 13,995 14,016 18,703 23,555 13,92

Теплота шлакообразования 7,854 7,814 6,791 5,635 5,585 4,904 5,160 4,952 4,862 5,586 5,496 5,184 3,003 4,185 4,142 3,75

Итого 188,84 182,29 178,31 186,21 183.06 180.06 190,80 180,03 179,56 184,49 181,24 179,94 180,33 181,62 184,46 6,15

Расходная часть Физическая теплота металла 131,52 127,16 129,44 128,17 128,29 129,59 133,20 133,74 133,78 129,40 129,59 130,23 133,33 134,12 131,11 5,99

Физическая теплота шлака 29,734 27,961 24,133 25,039 24,844 21,280 21,961 21,136 20,654 22,420 22,087 20,641 26,556 20,479 22,546 6,17

Теплота конвертерных газов 14,229 13,671 13,650 15,901 15,624 15,210 15,620 14,682 14,448 19,984 19,625 19,610 14,135 14,828 14,424 5,96

Теплота разложения FexOy 3,665 4,034 1,822 1,716 1,793 1,235 1,606 1,831 1,722 0,505 0,496 0,166 - - - 1,82

Теплота разложения CaCO3 0,664 0,661 0,573 0,670 0,664 0,581 0,548 0,526 0,516 0,496 0,488 0,463 0,310 - - 0,58

Теплота, теряемая с пылью 0,478 0,459 0,459 0,989 0,989 0,989 2.227 2.227 2.227 1,510 1,483 1,482 0,811 2,893 4,276 3,82

Теплота, теряемая с корольками в шлаке - 6.250 6.250 6.250 1,103 1,062 1,037 - 0,648 - 0,723 1,04

Теплота, теряемая с выбросами и выносами 2,880 2,880 2,880 0,991 0,991 0,991 2.147 2.147 2.147 - - 1,447 2,88

Теплота на испарение оксидов железа - - - - 1,597 - - 1,60

Тепловые потери конвертера 5,665 5,469 5,349 5,307 5,217 5,132 4,293 4,051 4,040 5,535 5,437 5,398 6,407 4,263 9,223 5,18

- через футеровку - - - - 4,336 1,485 - 2,85

- на охлаждение фурмы - - - - 2,071 0,3 - 1,77

- излуч. через горловину - - - - - 2,478 - 2,48

Итого 188,84 182,29 178,31 184,05 183,67 180,27 181,55 180,25 179,42 181,99 181,36 180,13 183,79 176,58 183,75 7,30

Невязка МДж/100 кг МШ -0,001 -0,001 -0,001 -2,162 -0,613 0,214 - 9,252 0,216 0,140 - 2,498 0,121 0,192 3,463 - 5,042 - 0,170 -

% - 5.10"4 -1,175 - 5,100 - 1,373 1,884 - 2,855 - 0,09 -

- 5.10"4 -0,334 0,120 0,067

- 5.10"4 0,119 0,080 0,106

25

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

Примечание: * значения максимального отклонения приведены для окончательных расчетов в МДж/100 кг МШ (кг жидкого чугуна с заданными параметрами (табл. 1) /100 кг МШ).

Наиболее близкие результаты расчета к данным сравнительной плавки по расходу лома (жидкого чугуна) получены с использованием методик [5] и [7] - б - 24,919 (75,081) кг/100 кг МШ и 25,000 (75,000) кг/100 кг МШ. При этом, как указывалось выше, в методиках [6] и [7] - а расходами лома и чугуна задаются до начала расчета (поэтому их значения были взяты по данным сравнительной плавки).

При расчете расхода извести удовлетворительная степень точности (с отклонением не более 5 %) была получена при использовании методик [3] (Кусв = 0,90) и [2].

Фактический расход кислорода составил 7,26 кг/100 кг МШ, а его расчетные значения по [2 - 7] изменяются от 6,47 до 7,48 кг/100 кг МШ, что довольно существенно (14 % от фактического расхода или ~ 2700 м3 за плавку). Для анализа причин указанных отклонений был составлен подробный баланс кислорода (табл. 5).

Таблица 5

Баланс технического кислорода плавки, кг/100 кг МШ

Методика [2] [3] [4] [5] [6] [7] - а ю 1

Окисление примесей металлошихты:

0 1 о о 4,616 4,061 3,880 3,884 4,375 3,940 3,887

0 1 о о ю 0,902 0,862 0,863 - 0,876 0,864

Si ^ (SiO2) 0,801 0,855 0,821 0,823 0,832 0,834 0,822

Mn ^ (MnO) 0,063 0,065 0,058 0,074 0,068 0,068 0,069

P ^ (Р2О5) 0,064 0,061 0,058 0,068 0,067 0,067 0,067

S ^ SO2 0,001 - - - - 0 0

Итого 5,545 5,944 5,680 5,713 5,342 5,785 5,709

Окисление железа:

Fe ^ ^еО) 0,516 0,343 0,364 0,555 0,406 0,335 0,370

Fe ^ (Fe2O2) 0,349 0,210 0,272 0,270 0,203 0,332 0,365

Fe ^ Fe2O3AbM - 0,407 0,514 - 0,214 0,429 0,643

Итого 0,865 0,960 1,151 0,825 0,823 1,096 1,378

Всего необходимо кислорода 6,410 6,905 6,831 6,538 6,165 6,881 7,087

Кислород, внесенный шихтой 0,234 0,196 0,152 0,010 - 0 0

Неусвоенный кислород дутья 0,325 0,137 0,172 0,326 0,308* 0,361 0,356

Азот дутья 0,031 0,020 0,035 0,034 0,032 0,032 0,038

Расход технического кислорода 6,532 6,866 6,913 6,888 6,505 7,274 7,481

Примечание: * полностью расходуется на окисление СО до СО2 над ванной.

Максимальное отклонение имеет статья расхода кислорода на окисление примесей чугуна (0,60 кг/100 кг МШ, т.е. 8,3 % от фактического), главным образом углерода расплава, что объясняется пренебрежением (в ряде методик), образования СО2 в ванне, а также различными удельным расходом жидкого чугуна и выходом годного металла. По статье расхода кислорода на окисление железа (в шлак и «в дым») максимальное отклонение составило 0,56 кг/100 кг МШ (~7,6 %), что связано в основном с принятой схемой пылеобразования.

Расчетная масса шлака по указанным методикам составила 9,03 11,77 кг/100 кг МШ;

большой разбег значений объясняется, прежде всего, изменением расхода извести (от 4,52 до 6,95 кг/100 кг), отсутствием учета прихода в плавку мусора с металлоломом и миксерного шлака, а также различным содержанием оксидов железа в шлаке.

Отклонения расчетных значений выхода годного металла от фактического составили ± (1,0 1,5) кг/100 кг МШ (%), что связано с принятыми допущениями по учету корольков в

шлаке и прихода оксидов железа с окалиной металлолома, различными значениями содержаний оксидов железа в шлаке и физических потерь металла (1,6 - 3,4 кг/100 кг МШ).

Масса отходящих газов во всех методиках определяется достаточно точно, а более высо-

26

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

кий выход конвертерного газа в [3] объясняется повышенным (по отношению к другим методикам) расходом чугуна на плавку.

По статье «Физическая теплота чугуна» в приходной части теплового баланса максимальное отклонение составило 3,23 кг жидкого чугуна/100 кг МШ (далее по тексту - кг чугуна), что связано с большим отличием полученных значений удельного расхода жидкого чугуна, а также различием его теплофизических свойств, принятых в методиках.

По результатам расчета теплоты окисления железа (в шлак и «в дым») и примесей МШ максимальные отклонения значений составили соответственно 6,56 и 3,00 кг чугуна, что связано в основном с принятой схемой пылеобразования, содержанием оксидов железа в шлаке, массой удаляемых примесей МШ, в частности углерода. Следует отметить также и влияние отличия принятых значений тепловых эффектов экзотермических реакций (см. табл. 6).

Таблица 6

Тепловые эффект экзотермических реакций, кДж/кг

Реакция окисления [2] [3] [4] [5] [6] [7]

0 1 О о ю - 35300 34068 - - 33094

о 0 1 о о ю 10100 - - 10100 21000 -

0 1 о о - 11680 10459 - 10467 10467

С ^ СО (СО2) * 14770 - - 14770 - -

Si ^ SiО2 26970 26930 31071 26970 31102 31102

Mn ^ МпО 7000 7035 7360 7000 7366 7366

P ^ Р2О2 21730 19755 24987 21730 25006 25006

S ^ SО2 - - - - - 9278

Fe ^ Fe^3 5278 5110 7360 5278 7366 7366

Fe ^ FeО 3707 3600 4815 3707 4820 4819

Примечание: * авторы принимают, что 10 % окисляется до СО2 и 90 % до СО.

Изменение расчетного значения теплоты шлакообразования достигает 1,77 кг чугуна и объясняется различием масс конечного шлака и принятой схемой шлакообразования.

Максимальное отклонение по статье «Физическая теплота миксерного шлака» составило 0,350 кг чугуна, что связано с отсутствием учета прихода в плавку миксерного шлака [7] или его теплоты [5 - 7], а также колебаниями его массы.

В связи со значительным различием полученных значений масс годного металла, конечного шлака и конвертерного газа, отклонения по величине статей их физической теплоты являются существенными и составляют соответственно 2,83, 2,91 и 2,81 кг чугуна.

Расчетные значения теплоты разложения оксидов железа шихты и карбонатов шлакообразующий материалов (извести) имеют максимальные расхождения 0,86 и 0,27 кг чугуна соответственно, что объясняется отсутствием учета прихода в плавку окалины металлолома [6 - 7] и теплоты затраченной на диссоциацию шлакообразующих материалов [7].

Максимальная разница суммарных потерь теплоты, связанных с физическими потерями металла, составляет 2,05 кг чугуна, что связанно как с игнорированием соответствующих статей в балансе, так и массами теряемого металла.

По расходной статье «Тепловые потери конвертера» расхождение значений достигает 2,443 кг чугуна. При этом результаты расчетов по отдельным составляющим тепловых потерь [6] и [7] - а отличаются в разы.

Как отмечалось выше, затраты теплоты на испарение и диссоциацию влаги учитываются только в методиках [2, 4] и только для шлакообразующих материалов. Учитывая, что в указанных материалах сравнительной плавки влага не содержалась, эти статьи теплового баланса не рассматривались.

Выводы

1. Известные и широко используемые в настоящее время на практике и в учебных целях методики расчета МиТБ ККП базируются на двух основных - А.М. Бигеева [2] и Г.Н. Ойкса,

Х.М. Иоффе [7]. При этом алгоритмы расчета [6] и [7] - а предполагают задание в качестве

27

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

исходных данных расхода жидкого чугуна и металлолома, что существенно ограничивает область их применения.

2. При использовании методик [2 - 5] и [7] - а с соответствующими средними значениями эмпирических параметров (первое приближение), величины невязок материального и теплового балансов превысили допустимые значения. Необходимый уровень точности расчета материального баланса по [6] был достигнут за счет использования в виде исходных данных фактического расхода МШ, а в [7] - б - за счет использования системы уравнений.

3. В результате проведения итерационных расчетов последовательно МиТБ ККП в соответствии с рекомендациями методик [2 - 5], показано, что невозможно гарантированно добиться необходимой точности расчета без выхода за границы рекомендуемых интервалов используемых эмпирических параметров. Последнее очевидно указывает на несоответствие рекомендуемых значений коэффициентов современным технологическим и техническим условиям производства.

4. В соответствии с результатами итоговых расчетов МиТБ ККП (третье приближение), наиболее близкие значения удельного расхода жидкого чугуна и металлолома (по сравнению с фактическими данными) получены с использованием методик [4] и [7] - б. При этом отклонение не превышает ~ 1,1 кг/100 кг МШ (или ~ 1,0 % от приходной части баланса), что довольно существенно, особенно если учесть что невязка не должна превышать 0,2 %. Наиболее точно расход кислорода определен по [7]; отклонение от фактического значения не превышает 3 %. Лучший результат по расходу извести получен с использованием [2, 3] (отклонение не превышает 0,3 кг/100 кг МШ). Минимальное расхождение значений выхода годного металла (по отношению к фактическому) получено по методикам [5] и [7] - б. При этом достижение точного совпадения массы годного металла возможно за счет изменения эмпирических коэффициентов физических потерь металла.

5. Основными задачами дальнейших исследований являются: разработка усовершенствованной методики расчета МиТБ ККП; уточнение значений эмпирических параметров для современных условий производства; получение аналитических и / или эмпирических зависимостей для определения: расхода футеровки, содержания оксидов железа в шлаке, физических потерь металла и др.; учет использования различных видов металлоохладителей, магнезиальных флюсов и углеродсодержащих материалов в конвертерной плавке.

Список использованных источников:

1. Разработка компьютерной модели кислородно-конвертерного процесса / А.С. Седляров [и др.] //Металлы и литье Украины. - 2007. - № 5. - С. 18-20.

2. Бигеев А.М. Математическое описание и расчеты сталеплавильных процессов. Учебное пособие для вузов / А.М. Бигеев. - М.: Металлургия, 1982. - 160 с.

3. Бойченко Б.М. Методичні вказівки до виконання розрахунків киснево-конвертерної плавки для студентів усіх спеціальностей / Укл.: Б.М. Бойченко, С.В. Бочка. - Дніпропетровськ: НМетАУ, 2001. - 25 с.

4. Харлашин П.С. Методические указания и варианты заданий к выполнению курсовой работы «Расчет материального и теплового балансов кислородно-конвертерной плавки при переделе обыкновенных чугунов» по дисциплине «Теория и технология выплавки стали в конвертерах и мартеновских печах» (для студентов дневной формы обучения специальности 7.090.401 «Металлургия черных металлов», специализация «Металлургия стали») / Сост.: П.С. Харлашин, В.Я. Бакст. - Мариуполь: ПГТУ, 2005. - 20 с.

5. Шаповалов А.Н. Технология и расчет плавки стали в кислородных конвертерах: Методические указания для выполнения домашнего задания и контрольной работы для студентов специальности 150101 / А.Н. Шаповалов. - Новотроицк: НФ МИСиС, 2011. -40 с.

6. Димніч А.Х. Методичні вказівки до курсової роботи «Матеріальний і тепловий баланс конвертерної плавки» (для студентів спеціальності 7.090401 МЧМ) / Укл.: А.Х. Димніч,

А.Д. Рябцев, А.Г. Акініна [та ін.]. - Донецьк, 2005. - 44 с.

7. Ойкс Г.Н. Производство стали. Расчеты / Г.Н. Ойкс, Х.М. Иоффе, 4-е узд. Под ред. Г.Н. Ойкса. - М.: Металлургия, 1975. - 480 с.

28

ВІСНИК ПРИАЗОВСЬКОГО ДЕРЖАВНОГО ТЕХНІЧНОГО УНІВЕРСИТЕТУ 2013р. Серія: Технічні науки Вип. 27

ISSN 2225-6733

Bibliography:

1. Development of a computer model of the BOF process / A.S. Sedliar [and others]// Metals and casting Ukraine. - 2007. - № 5. - Р. 18-20.

2. Bigeev A.M. The mathematical description of the calculations and steelmaking processes. A manual for schools / A.M. Bigeev. - Moscow, Metallurgy, 1982. - 160 p.

3. Bojchenko B.M. Guidance for calculation of BOF melt for students of all majors / Compiled by:

B.M. Bojchenko, S.V. Bochka. - Dnepropetrovsk: NMetAU, 2001. - 25 p.

4. Kharlashin P.S. Guidelines and options to perform tasks of the course work, "Calculation of material and heat balances of the oxygen-converter smelting iron to redistribute the ordinary" on the subject "Theory and technology of steelmaking converters and open-hearth furnaces"

5. Shapovalov A.N. Technology and the calculation of melting steel in oxygen converters: Guidelines for homework and tests for students majoring 150101 / A.N. Shapovalov. -Novotroick: NP MISA, 2011. - 40 p.

6. Dymnich A.H. Guidance for course work "Material and heat balance of converter smelting" (for students majoring 7.090401 MCHM) / Compiled by: A.H. Dymnich, A.D. Riabtsev, A.G. Akinina [and others]. - Donetsk, 2005. - 44 p.

7. Oyks G.N. Production of steel. Calculations / G.N. Oyks, J.M. Joffe, 4th bridles. Ed. G.N. Oyksa. - Moscow, Metallurgy, 1975. - 480 p.

Рецензент: В.А. Маслов

д-р техн. наук, проф., ГВУЗ «ПГТУ»

Статья поступила 30.10.2013

УДК 669.184.244.66:669.184.24

© Сущенко А.В.1, Попов Е.С.2, Сидорчук Р.С.3, Лигус Н.Н.4, Орличенко М.П.5

МОДЕРНИЗАЦИЯ СОПЛОВОГО БЛОКА КИСЛОРОДНОЙ ФУРМЫ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ДУТЬЕВОГО РЕЖИМА ПЛАВКИ ПРИ ИЗМЕНЕНИИ ШИХТОВЫХ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ УСЛОВИЙ В ККЦ ПАО «МК «АЗОВСТАЛЬ»

Разработаны, опробованы и внедрены в производство (в конвертерном цехе ПАО «МК «Азовсталь», входящем в ООО «Метинвест холдинг») новые конструкции наконечников кислородных фурм и дутьевые режимы конвертерной плавки, обеспечившие улучшение технико-экономических показателей выплавки стали в изменившихся шихтовых и производственных условиях работы цеха.

Ключевые слова: конвертерная плавка, шихтовые и производственные условия, дутьевой режим, кислородная фурма, сопловой блок, оптимизация параметров, технико-экономические показатели.

1 канд. техн. наук, доцент, ГВУЗ «Приазовский государственный технический университет», г. Мариуполь; sushchenko. andrei@gmail. com

2 директор по технологии и качеству ПАО «МК «Азовсталь», входящий в ООО «Метинвест холдинг», г. Мариуполь; evgeniy. popov@azovstal. com. ua

3 начальник технологического управления ПАО «МК «Азовсталь», входящий в ООО «Метинвест холдинг», г. Мариуполь; sidorchuk-rs@azovstal. com. ua

4 начальник конвертерного цеха ПАО «МК «Азовсталь», входящий в ООО «Метинвест холдинг», г. Мариуполь; nikolay. ligus@azovstal. com. ua

5 начальник сталеплавильного отдела технологического управления ПАО «МК «Азовсталь», входящий в ООО «Метинвест холдинг», г. Мариуполь mikhail. orlichenko@azovstal. com. ua

29