Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём

Математическим моделированием продувки железоуглеродистого расплава газообразным кислородом показано, что основным фактором, влияющим на различия в окисленности металла в конце продувки в конвертерах с верхним и нижним дутьём, является интенсивность перемешивания металла и шлака. Последняя, в свою о...

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2015
Автор:	Синяков, Р.В.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України 2015
Назва видання:	Металл и литье Украины
Онлайн доступ:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/162865
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём / Р.В. Синяков // Металл и литье Украины. — 2015. — № 12. — С. 12-21. — Бібліогр.: 27 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-162865
record_format	dspace
spelling	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-1628652025-02-09T13:25:38Z Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём Кінетичні особливості окислювання вуглецю в конвертерах з донним дуттям Kinetic characteristics of carbon oxidation in the q-bop converters Синяков, Р.В. Математическим моделированием продувки железоуглеродистого расплава газообразным кислородом показано, что основным фактором, влияющим на различия в окисленности металла в конце продувки в конвертерах с верхним и нижним дутьём, является интенсивность перемешивания металла и шлака. Последняя, в свою очередь, определяет параметры пограничного диффузионного слоя: чем тоньше пограничный слой и чем больше поверхность взаимодействия, тем сильнее влияние микрокинетического эффекта на конечную концентрацию кислорода в металле. Установлено, что отклонение произведения [C][O] от равновесного зависит от содержания углерода в металле и от способа взаимодействия рассматриваемых компонентов металла (кислород окисляет углерод – обезуглероживание или углерод удаляет кислород – раскисление). При растворении компонента с меньшим коэффициентом диффузии, чем удаляемый, отклонение от равновесия будет большим в отличие от случая, когда растворяется компонент с большим коэффициентом диффузии Математичним моделюванням продувки залізовуглецевого розплаву газоподібним киснем показано, що основним фактором, що впливає на відмінності в окисленні металу в кінці продувки в конвертерах з верхнім та нижнім дуттям, є інтенсивність перемішування металу і шлаку. Остання, в свою чергу, визначає параметри пограничного дифузійного шару: чим тонше прикордонний шар і чим більше поверхня взаємодії, тим сильніше вплив мікрокінетичного ефекту на кінцеву концентрацію кисню в металі. Встановлено, що відхилення співвідношення [C][O] від рівноважного залежить від вмісту вуглецю в металі і від способу взаємодії розглянутих компонентів металу (кисень окислює вуглець – зневуглецювання або вуглець видаляє кисень – розкислення). При розчиненні компонента з меншим коефіцієнтом дифузії, що видаляється, відхилення від рівноваги буде більшим у відмінності від випадку коли розчиняється компонент з більшим коефіцієнтом дифузії. Mathematical modeling of iron-carbon melt blowing gaseous oxygen shows that the main factor influencing the differences in the oxidation of the metal at the end of the blowing in BOF with top and bottom blowing, is the intensity of mixing of metal and slag. The latter in turn defines the parameters of the boundary diffusion layer: the thinner the boundary layer and the larger the surface interaction, the stronger the effect microkinetics effect on the ultimate concentration of oxygen in the metal. It is established that the deviation of the work [C][O] equilibrium depends on the carbon content of the metal and the method of interaction of the components of metal (the oxygen oxidizes the carbon - decarburization or carbon removes oxygen – deoxidation). By dissolving the component with smaller coefficients the diffusion case than removed, the deviation from equilibrium will be larger in the presence of from the case when soluble component with a large diffusion coefficient. 2015 Article Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём / Р.В. Синяков // Металл и литье Украины. — 2015. — № 12. — С. 12-21. — Бібліогр.: 27 назв. — рос. 2077-1304 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/162865 669.18.046.558.2:550.34.013.4 ru Металл и литье Украины application/pdf Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
description	Математическим моделированием продувки железоуглеродистого расплава газообразным кислородом показано, что основным фактором, влияющим на различия в окисленности металла в конце продувки в конвертерах с верхним и нижним дутьём, является интенсивность перемешивания металла и шлака. Последняя, в свою очередь, определяет параметры пограничного диффузионного слоя: чем тоньше пограничный слой и чем больше поверхность взаимодействия, тем сильнее влияние микрокинетического эффекта на конечную концентрацию кислорода в металле. Установлено, что отклонение произведения [C][O] от равновесного зависит от содержания углерода в металле и от способа взаимодействия рассматриваемых компонентов металла (кислород окисляет углерод – обезуглероживание или углерод удаляет кислород – раскисление). При растворении компонента с меньшим коэффициентом диффузии, чем удаляемый, отклонение от равновесия будет большим в отличие от случая, когда растворяется компонент с большим коэффициентом диффузии
format	Article
author	Синяков, Р.В.
spellingShingle	Синяков, Р.В. Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём Металл и литье Украины
author_facet	Синяков, Р.В.
author_sort	Синяков, Р.В.
title	Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём
title_short	Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём
title_full	Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём
title_fullStr	Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём
title_full_unstemmed	Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём
title_sort	кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём
publisher	Фізико-технологічний інститут металів та сплавів НАН України
publishDate	2015
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/162865
citation_txt	Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём / Р.В. Синяков // Металл и литье Украины. — 2015. — № 12. — С. 12-21. — Бібліогр.: 27 назв. — рос.
series	Металл и литье Украины
work_keys_str_mv	AT sinâkovrv kinetičeskieosobennostiokisleniâuglerodavkonverterahsdonnymdutʹëm AT sinâkovrv kínetičníosoblivostíokislûvannâvuglecûvkonverterahzdonnimduttâm AT sinâkovrv kineticcharacteristicsofcarbonoxidationintheqbopconverters
first_indexed	2025-11-26T03:39:11Z
last_indexed	2025-11-26T03:39:11Z
_version_	1849822669852114944
fulltext	12 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 Постановка задачи. В данной работе поставле- на задача рассмотреть вопрос удаления углерода из металла в условиях кислородно-конвертерного про- цесса и оценить условия, определяющие различия в окисленности металла в конце продувки в конверте- рах с верхним и нижним дутьём. Для этого необхо- димо описать механизм процесса и на основе раз- работанной математической модели количественно предсказать содержание кислорода в металле на заключительной стадии продувки в конвертере с дон- ным дутьём. Материалы исследования. Наибольшее распро- странение в научной литературе получила версия о том, что содержание кислорода на заключительной стадии продувки при низком углероде определяется окисленностью шлака [1, 2]. Используя известное выражение для константы реакции, описывающей равновесие в системе Fe-FeO Содержание кислорода в металле в зависимо- сти от концентрации углерода для конвертеров с донной (Q-BOP) и верхней (BOP) кислородной продувкой Рис. 1. В ведение. Выплавка в конвертерах занимает ис- ключительное место в мировой индустрии про- изводства металла. Существуют различные спо- собы конвертирования металла: верхняя кисло- родная продувка, нижняя кислородная продувка, комбинированная продувка и т. д. Каждый из пере- численных методов выплавки стали имеет свои до- стоинства и недостатки. Независимо от технологии основной задачей процесса является получение по- лупродукта заданной температуры с необходимым содержанием углерода и, соответственно, окислен- ностью металла. При этом последний параметр не всегда соответствует содержанию углерода в ме- талле, определённому в литературе соотношением [C][O] = m. Состояние вопроса. Сравнивая соотношение кислород-углерод на завершающей стадии продув- ки в кислородных конвертерах с верхней и донной продувкой обнаружили существенное расхождение в результатах анализа металла: значения концентра- ций растворённого кислорода для процесса с донной продувкой металла кислородом значительно ниже чем для процесса с верхней продувкой [1-4] (рис. 1). При этом для низких концентраций углерода в метал- ле (менее 0,1 %) произведение [C][O] существенно меньше равновесного значения. Очевидно, что технология конвертирования ме- талла заметно влияет на концентрацию кислорода в металле на завершающей стадии продувки. В каче- стве факторов, влияющих на рассматриваемый про- цесс, выделяют [1] окисленность шлака, содержание углерода в металле, температуру ванны и мощность перемешивания металла и шлака. Влияние каждого из перечисленных параметров в большей или меньшей степени не раз рассматри- валось различными исследователями, однако одно- значного ответа на поставленный вопрос нет. Также остаётся неясным механизм получения содержаний кислорода ниже равновесного с углеродом в металле. УДК 669.18.046.558.2:550.34.013.4 Р. В. Синяков Донецкий национальный технический университет Украины, Красноармейск Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём Математическим моделированием продувки железоуглеродистого расплава газообразным кислородом показано, что основным фактором, влияющим на различия в окисленности металла в конце продувки в конвертерах с верхним и нижним дутьём, является интенсивность перемешивания металла и шлака. Последняя, в свою очередь, определяет параметры пограничного диффузионного слоя: чем тоньше пограничный слой и чем больше поверхность взаимодействия, тем сильнее влияние микрокинетического эффекта на конечную концентрацию кислорода в металле. Установлено, что отклонение произведения [C][O] от равновесного зависит от содержания углерода в металле и от способа взаимодействия рассматриваемых компонентов металла (кислород окисляет углерод – обезуглероживание или углерод удаляет кислород – раскисление). При растворении компонента с меньшим коэффициентом диффузии, чем удаляемый, отклонение от равновесия будет большим в отличие от случая, когда растворяется компонент с большим коэффициентом диффузии. Ключевые слова: конвертер, кислород, продувка, обезуглероживание, отклонение от равновесия, модель (FeO) O [O] a K a = (1), 13МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 щих расходах газообразного топлива содержание водорода в газовой фазе составляет приблизитель- но 8 %. Таким образом, можно предположить, что парциальное давление СО равно 0,09 МПа. Оценка равновесного содержания кислорода в металле при таком давлении (рис. 3, кривая соотношения [C][O] при РСО = 0,9 атм.) также показала несостоятельность данного объяснения наблюдаемых отрицательных отклонений от равновесности. Анализ работы кислородных конвертеров позво- лил авторам [2] выдвинуть гипотезу, что при низком содержании углерода концентрация растворённого кислорода в металле контролируется равновесным состоянием окисления металлов и, в частности, окислением растворённого марганца. Проверку этой гипотезы выполняли аналогично методике, прове- дённой ранее, для оценки влияния оксида железа в шлаке на концентрацию кислорода в металле. Запишем константу равновесия реакции раскис- ления металла марганцем в виде В предположении, что активность кислорода в ме- талле определяется содержанием оксида марганца в шлаке, концентрация кислорода из выражения будет выглядеть следующим образом: Активность оксида марганца в шлаке определи- ли расчётом и сравнили с диаграммами активно- стей для MnO по данным [8, 9]. Согласно диаграм- мам активностей в шлаках, соответствующих донной кислородной продувке в кислородном конвертере, активность MnO для представленных концентраций оксида марганца в шлаке (рис. 5) находится в диапа- зоне 0,21-0,27. Расчёты, выполненные с использова- нием теории регулярных ионных растворов [5], дают где а(FeO) и а[O] – активность оксида железа в шлаке и кислорода в металле, можно определить содержание кислорода в металле под шлаком в предположении, что активность кислорода в металле контролируется окисленностью шлака (содержанием FeO): где f[O] – коэффициент активности кислорода в металле. Как отмечается в работе [1], в течение 90 % вре- мени продувки содержание оксида железа в шлаке кислородного конвертера, оборудованного донной кислородной продувкой, находится на уровне 7-10 %, и только при низких концентрациях углерода (менее 0,1 %) возрастает до 15-20 % (рис. 2). Для представ- ленных значений окисленности выполнили оценку ак- тивности оксида железа в шлаке по методу А. В. Ко- жеурова [5] и А. Г. Пономаренко [6]. Расчёты показа- ли, что активность FeO в шлаке составляет 0,12-0,20 по ходу плавки, и 0,37-0,60 к концу продувки. Используя формулу расчёта растворимости кис- лорода [7] нашли содержание кислорода в металле, соответству- ющее рассчитанной активности FeO в шлаке, которое составило от 0,057 до 0,090. Как видно из рис. 3, это в 2-3 раза больше наблюдаемых значений, то есть окис- ленность шлака не контролирует содержание кисло- рода в металле на заключительной стадии продувки. Существует предположение, что использование топлива в конвертерах донной продувки (природного газа, пропана) существенно изменяет состав газовой фазы конвертера за счёт водорода, образующего- ся в результате диссоциации топлива. Это снижает парциальное давление оксида углерода в пузырьках и соответственно равновесную с углеродом концен- трацию кислорода в металле [1]. Расчёты, представ- ленные в работе [1], показали, что при существую- (2), . . , (3) (FeO) [O] [O] O a K f = Концентрация оксида железа в шлаке в зависимо- сти от концентрации углерода для конвертеров с донной продувкой (Q-BOP) Соотношение фактического и расчётного (по дан- ным рис. 2) содержаний кислорода в металле в зависимо- сти от концентрации углерода для конвертеров с донной продувкой (Q-BOP) Рис. 2. Рис. 3. O 6320lg 2,734K T = − [Mn] [O] Mn (MnO) a a K a = (4) (5)Mn (MnO) [Mn] [O] [O] K a a f = 14 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 значения в диапазоне 0,19-0,24, с использовани- ем модели коллективизированных электронов [6] – 0,21-0,28. Принимая, что содержание закиси марганца в шлаке определяется концентрацией марганца в ме- талле, в работе [10] предложена температурная за- висимость константы равновесия Используя представленные выше выражения и полученные ранее количественные значения па- раметров, а также данные о концентрации мар- ганца в металле для конвертеров с донной про- дувкой (рис. 4, 5), оценили содержание кислорода в металле (рис. 6), соответствующее активности марганца в шлаке. Коэффициент активности мар- ганца в металле определяли с помощью параме- тров Вагнера [11]. Расчётное значение концентрации кислорода в металле (рис. 6), определяемое активностью окси- да марганца в шлаке, в 1,5-2,0 раза больше факти- чески наблюдаемых значений, то есть марганец не контролирует содержание кислорода в металле на заключительной стадии продувки. Как видно, отсутствует приемлемое объяснение различия в окисленности металла в конце продувки в конвертерах с верхним и нижним дутьём. В этой свя- зи можно предположить, что наиболее влиятельным параметром выступает кинетика процесса конверти- рования железоуглеродистого расплава. Вопрос механизма окисления примесей в кон- вертерной ванне изучается довольно давно, од- нако единого мнения придерживаются не все ис- следователи. Существует как минимум три точки зрения [13]. Согласно мнению М. М. Карнаухова окисление примесей происходит в одну стадию на поверхности контакта окислительного дутья с ме- таллом. В монографии [4] Е. Т. Туркдоган предпо- ложил возможность испарения элементов металла и их взаимодействия с кислородом в газовой фазе, что является следствием высоких температур в зоне взаимодействия. В. Е. Грум-Гржимайло [14] считал, что процесс окисления примесей металла происхо- дит в две стадии: на первой – весь подводимый в систему кислород расходуется на окисление железа и уже на второй – образовавшиеся оксиды железа взаимодействуют с металлом и окисляют содержа- щиеся в нём примеси. Очевидно, что на разных стадиях конвертерного процесса и характера дутьевого режима разные тео- рии механизма окисления примесей могут описывать процесс. Но современные представления о механиз- ме окисления углерода исходят из двухстадийной схемы, получившей наибольшее распространение и развившейся в работах В. И. Баптизманского [15], В. И. Явойского [16] и многих других учёных. Со- гласно этим представлениям, при взаимодействии кислорода с жидким металлом вначале происходит «тотальное» его окисление с образованием желези- стого шлака, а затем окисление углерода и приме- сей этим шлаком. Вторая ступень, связанная с вза- имодействием конденсированных фаз, и является звеном, приводящим к накоплению сверхравновес- ного кислорода в шлаке. Возникает так называемое «кинетическое запаздывание» [17, 18], вызывающее накопление оксидов железа в шлаке и зависящее от интенсивности перемешивания ванны. Концентрация марганца в металле в зависимости от концентрации углерода для конвертеров с донной про- дувкой (Q-BOP) Соотношение фактического и расчётного (по дан- ным рис. 4 и 5) содержаний кислорода в металле в зависи- мости от концентрации углерода для конвертеров с донной продувкой (Q-BOP) Концентрация оксида марганца в шлаке в зависи- мости от концентрации углерода для конвертеров с донной продувкой (Q-BOP) Рис. 4. Рис. 6. Рис. 5. Mn 12760lg 5,68K T = − + (6). 15МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 На основе представленных гипотез автора- ми [17, 18] была предложена математическая мо- дель процесса выплавки стали, в которой одним из параметров является коэффициент кинетического запаздывания. Схема вычисления коэффициен- тов кинетического запаздывания представлена на рис. 7 (блоки 1 и 3). Поступившая порция кислорода Vo полностью расходуется на окисление элементов металла в соотношении, пропорциональном содер- жанию последних в металле. Образовавшийся газ Vg удаляется в атмосферу и в дальнейших расчётах он не участвует (Vg = 0), а образовавшуюся оксидную фазу Vs объединяют и усредняют по составу со шла- ком (vs³ ≥ 0). Затем выделяют долю (объём vs) этого усреднённого шлака и долю (объём vm) металла. Ве- личина выделяемых объёмов фаз зависит от интен- сивности перемешивания ванны, её геометрии, спо- собов ввода кислорода, конструкции фурм, наличия донной продувки, количества выделившегося газа, температуры и многих других факторов, которые за- висят от конкретных условий технологического про- цесса. Полученные таким образом объёмы приводят в равновесие. Образовавшиеся металл ,1mv ′ , шлак ,1sv ′ и газ ,1gv ′ усредняют с остальными объёмами фаз mV ′ , sV ′ и gV ′ . В результате получают текущий химический состав металла, шлака и газа. Эти доли металла и шлака и есть эмпирически определяемые кинетические коэффициенты запаздывания. Одним из допущений представленной схемы яв- ляется то, что выделенные объёмы металла и шлака приходят в равновесие за цикл расчёта, то есть пред- полагается мгновенное усреднение выделенной си- стемы (vs + vm). В данном случае учитывается только макроперенос элементов в металле и шлаке. В действительности в реальных сталеплавильных агрегатах «практически каждый атом, каждая молеку- ла проходят путь из исходных веществ к конечным пу- тём макро- и микропереноса» [19]. То есть даже при сильно развитой турбулентности внутри фазы наблю- даются малые объёмы – межфазные поверхности, в которых имеет место перенос только диффузией. В литературе при описании процессов, протека- ющих на межфазной поверхности, выделяют так называемые тонкие пограничные зоны, в которых практически отсутствует турбулентность, присущая ядру фазы [20]. Взаимодействие фаз в этих погра- ничных зонах будет происходить в режиме диффу- зионного проникновения элементов из одной фазы в другую или будет происходить растворение эле- ментов в фазах. В жидком металле конвективные потоки постоян- но поддерживают гидродинамическое движение ме- талла, непрерывно обновляя поверхность раздела фаз. На самой границе будет про- исходить формирование погра- ничного диффузионного слоя [20], концентрация диффундирующих элементов в котором изменится от максимальной (соответству- ющей концентрации их в раство- ряющемся образце или пределу растворимости элемента в ме- талле) до минимальной (равной средней концентрации элемента в металле [22]), а движение эле- ментов будет описываться моле- кулярной диффузией. Одномерный поток вещества q через диффузионный слой можно описать первым законом Фика [21]: где Di – коэффициент молеку- лярной диффузии i-го компонен- та, м2/с, ∂C/∂x – градиент концен- трации i-го компонента, %/м. Как видно, скорость прохождения диф- фузионного слоя компонентом в первом приближении определяет- ся его коэффициентом диффузии. В настоящей работе для ре- шения выражения (7) восполь- зовались математическим аппа- ратом модели диффузионного пограничного слоя (плёночная мо- дель [20]). В данном приближении Схема учёта кинетики процесса; фазы обозначены индексами: m – ме- талл, s – шлак, g – газ (остальные обозначения – в тексте) Рис. 7. i i i Cq D x ∂ = − ∂ , (7) 16 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 основным параметром выступает тонкий слой жид- кости dD, прилегающий к межфазной поверхности, в котором наблюдается резкий перепад концентрации компонента между поверхностью и движущимся по- током. С учётом сказанного, решением уравнения (7) будет выступать выражение вида где dD – эффективная толщина диффузионного по- граничного слоя, м, Ci 0 и Ci S – концентрации компо- нента соответственно у поверхности раздела фаз и в ядре воспринимающей фазы, в данном случае, в металле, %. Согласно данным, приведённым в работе [20], толщину диффузионного слоя в металлических рас- плавах можно рассчитать, а в работе [22] даже приво- дится количественная характеристика параметра для определённых условий, составляющая 0,2÷0,5 мм. В реальных условиях определение толщины погра- ничного слоя затруднено, поэтому чаще пользуются коэффициентом массоотдачи, который определяют эмпирически. В результате выражение (8) примет вид где βi – коэффициент массоотдачи i-го элемента, м/с. Рассматривая совместно выражения (8) и (9), вид- но, что связь между коэффициентом массоотдачи и толщиной диффузионного слоя в рассматриваемом модельном представлении выглядит следующим об- разом: В отличие от модельных представлений в дан- ном процессе происходит не только растворение элемента в металле, но и взаимодействие с другими компонентами. Таким образом, появляются объёмы металла, обеднённые (по сравнению с остальными объёмами металла) элементом, который вступает во взаимодействие с растворяющимся. В результате возникает градиент концентраций и соответственно поток растворённого компонента навстречу раство- ряющемуся, для которого коэффициент массоотдачи также будет определяться его коэффициентом диф- фузии и толщиной пограничного слоя: В отличие от плёночной модели, в которой толщи- на диффузионного пограничного слоя считалась не зависящей от D и равной толщине dD, модель, пред- ложенная в работе [23], имеет многослойную струк- туру с диффузионным подслоем, определяющим основное диффузионное сопротивление. При этом толщина диффузионного подслоя тем меньше, чем меньше D. Таким образом, если для рассматрива- емых элементов металла Di ≠ Dj, то dD,I ≠ dD,j. Однако с определённой долей допущения можно принять, что при взаимодействии элементов в пограничном слое толщина диффузионного слоя будет определяться большим значением dD. Предполагая, что толщина диффузионного погра- ничного слоя для рассматриваемых элементов рав- на и подставляя dD из (10) в (11), получим Данное выражение показывает модельную связь между коэффициентами массоотдачи взаимодей- ствующих элементов металла. Причём эта связь не зависит от принятой модели пограничного слоя, так как определяющим фактором является отношение коэффициентов диффузии. Задав коэффициент массоотдачи для растворяющегося элемента, мож- но найти коэффициент массоотдачи для взаимодей- ствующего с ним компонента расплава. Рассматриваемые пограничные зоны представ- ляют собой систему, в которой существуют диффу- зионные потоки, осложнённые химическим взаимо- действием растворённых элементов с образованием новой фазы. Учитывая, что представленные процес- сы протекают в многокомпонентной системе, прямое использование выражений (9-12) затруднено. Поэтому в данной работе разработали модель, отражающую качественно и количественно процес- сы, протекающие в модельном пограничном слое и в целом в металле. Оценки коэффициента массоотдачи, выполненные в работе [19], показали, что в зависимости от рассма- триваемых расстояний (для одномерного случая это толщина поверхности взаимодействия) скорости ми- кропереноса могут либо превышать на много порядков скорость макропереноса, либо составлять ничтожную долю. Поэтому в первом приближении при построении модели приняли, что время диффузии растворяющего- ся элемента соответствует времени цикла расчёта, то есть за выделенное время взаимодействия металла и шлака элемент успевает полностью раствориться (про- диффундировать) в выделенном объёме металла vm. Для этого в схеме вычисления кинетического за- паздывания, описанного ранее (рис. 7), внесли до- полнительный блок расчётов (блок 2) . После выделения определённого объёма металла vm, обусловленного кинетикой перемешивания всей ванны, этот объём разделяют на n меньших объёмов (ячеек, рис. 8). Все ячейки равного объёма vm,k, в которых в на- чальный момент времени t0 наблюдается равномер- ное распределение рассматриваемых элементов, а состав металла и шлака в ячейках соответствует химическому составу остального объёма фазы mV ′ : где i и j – индексы растворяющихся и растворённых элементов. ( )0 Si i i i D Dq C C= − δ , (8) ( )0 S i i i iq C C= β − , (9) , i i D i D β = δ . (10) , j j D j D β = δ (11). j j i i D D β = β . (12) 1 1 1 1 ... ... ... ... k k k i i i k k k j j j С C C С C C − + − + = = = = (13), 17МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 Как указывалось выше, при обезуглероживании металла кислородом в диффузионном пограничном слое вблизи поверхности раздела фаз происходит взаимодействие углерода и кислорода, что ведёт к быстрому их расходованию. В результате возникают встречные потоки рассматриваемых компонентов металла. Имитацию растворения (диффузии) кисло- рода в металле выполнили путём последовательного добавления k ячеек металла vm,k к выделенному объ- ёму шлака vs. Для учёта встречной диффузии раство- рённого элемента использовали относительный без- размерный коэффициент, учитывающий подвижность растворённого элемента относительно растворяюще- гося. Коэффициент представляет собой отношение суммы соответствующих коэффициентов массоот- дачи, участвующих во взаимодействии элементов, к одному из коэффициентов массоотдачи, принятого за базовый. Исходя из этого, сумма будет равна Подставляя вместо βj выражение (12) в (14), полу- чим: где kji = Dj /Di – диффузионная подвижность элемента j относительно элемента i. Так как при моделировании имитируется диффу- зия растворяющегося элемента, за базовый необхо- димо принять его коэффициент массоотдачи. Деля обе части выражения (15) на коэффициент массоот- дачи растворяющегося элемента, получим Соответственно, при моделировании с каждой по- следующей ячейкой металла (кроме первой) будет поступать в (1+ kji) раз больше растворённого эле- мента, чем его было в исходной ячейке металла. Далее цикл расчёта состоит из следующих шагов (рис. 7, блок 2). Берём первый объём (ячейку) ме- талла vm,1 и весь выделенный объём шлака vs (или растворяющегося элемента) идеально смешиваем и приводим систему в равновесие. Так как в нулевой момент времени отсутствует градиент концентра- ций для растворённого элемента DСj = 0, будет от- сутствовать и диффузионный поток этого элемента, поэтому для первой ячейки количество растворён- ного элемента будет равно исходному. Результатом вза имодействия будут новые объёмы металла ,1sv ′ и шлака ,1sv ′ , а также возможно образование газообраз- ной фазы ,1gv ′ . Газообразную фазу удаляем из систе- мы. Затем к полученным объёмам металла и шлака добавляем следующую порцию металла vm,2. Вновь идеально смешиваем систему и приводим в равнове- сие. В данном случае уже появляется градиент кон- центраций для растворённого элемента DСj > 0, по- этому для второй и всех последующих ячеек металла количество растворённого элемента будет в (1 + kji) раз больше, чем в исходной ячейке. Результатом взаимодействия будут новые объёмы металла ,2mv ′ и шлака ,2sv ′ , а также возможно выделение газообраз- ной фазы ,2gv ′ . Окончанием расчёта является взаимо- действие всех n ячеек металла (рис. 7, блок 2). Описанная схема – прототип ячеечной моде- ли [24, 25]. Схематически ячеечная модель пред- ставляет собой реальный поток как некоторое число одинаковых последовательно соединённых ячеек идеального смешения без перемешивания между ними. Число ячеек n – единственный параметр яче- ечной модели, характеризующий модель реального потока. В данной работе модель отличается нали- чием обратного перемешивания, реализованного за счёт смешения на каждом шаге предыдущей и по- следующей ячеек, а также наличием химического взаимодействия при смешении ячеек. По аналогии с ячеечной моделью представленная схема расчёта имеет предельные значения параметра n. При n = 1 разработанная модель переходит в модель, описан- ную в работах [17, 18] и представленную блоками 1 и 3 (рис. 7). При n → ∞ модель более детально от- ражает диффузию, при этом непропорционально растёт время расчёта. Согласно представлениям о ячеечной модели параметр n определяют, исследуя кривые отклика на импульсное возмущение. В дан- ном случае этот подход малопригоден, потому что контролировать изменение концентрации в тонком пограничном слое металла затруднительно. Поэтому в данной работе предложена схема, позволяющая определять оптимальное количество ячеек в зависи- мости от выделенного объёма шлака vs и металла vm. Имитационным моделированием была получена за- висимость, связывающая объёмы выделенных ме- талла, шлака и количество ячеек: Тогда объём одной ячейки металла составит Для трёхкомпонентной Fe-C-O трёхфазной си- стемы металл-шлак-газ на рис. 9 показан расчёт взаимодействия кислорода и углерода в выделен- ном модельном объёме металла (взаимодействие в пограничной зоне), где по оси абсцисс отложено со- держание кислорода в металле. Это выполнено для ji i jβ = β + β (14). ( )1ji ji ikβ = + β (15), 1ji j ji i z k β = = + β (16). 2 m s vn v ≥ (17). , m m i vv n = (18). Схема учёта микрокинетики процессаРис. 8. 18 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 того, чтобы сделать акцент на процесс обезуглерожи- вания, то есть кислород вводится в систему металл- шлак (в отличие от процессов раскисления). Моделирование выполняли в такой последова- тельности. В определённый объём металла с раз- ным исходным содержанием углерода добавляли кислород. Затем имитировали растворение кисло- рода и последующее взаимодействие с компонен- тами металла согласно схеме, представленной на рис. 7 (блок 2). Полученные кривые, отражающие изменение со- держания углерода в металле, показывают, что уда- ление углерода из металла может происходить при среднем соотношении кислород-углерод ниже равно- весного значения. Это связано с локальностью про- цессов, протекающих в пограничной зоне. Представ- ляя процесс не как мгновенный, а как конечный во времени, моделирование показало, что при раство- рении кислорода появляются объёмы металла, в ко- торых соотношение углерод-кислород выше равно- весного, что ведёт к появлению газообразной фазы. По мере дальнейшего взаимодействия и усреднения всех локальных объёмов конечное соотношение углерод-кислород становится ниже равновесного. Именно этот фактор в конечном итоге и определяет конечную концентрацию кислорода в металле. На соотношение углерод-кислород в металле на заключительной стадии продувки кислородом влияет исходное содержание углерода в выделенном объ- ёме металла, представляющего пограничную зону. Чем меньше концентрация углерода перед взаимо- действием с кислородом, тем меньше конечное соот- ношение углерод-кислород в металле (рис. 10). Расчёт содержания углерода в металле при дон- ной продувке кислородом с использованием модели взаимодействия в пограничной зоне показал непло- хое согласование между реально наблюдаемыми и расчётными данными (рис. 11). Моделирование выполнено для различной интенсивности пере- мешивания, выраженное в относительных долях от базовой (цифры у кривых). За базовую принята интенсивность перемешивания, оценённая для про- дувки металла кислородом сверху. Количественно это представляет отношение доли металла, прихо- дящего в единицу времени в равновесие при донной продувке кислородом к доле металла, приходящего в равновесие при продувке сверху. На рис. 12 представлены аналогичные расчёты для донной кислородной продувки металла при тем- пературах выпуска стали 1650 оС. Также можно от- метить удовлетворительное совпадение результатов моделирования и данных промышленных плавок. Детальный анализ результатов расчёта (рис. 11, 12) показал, что влияние микропереноса на конечное содержание кислорода в металле проявляется при концентрации углерода ниже 0,10-0,15 %. При высо- ких концентрациях углерода эффект отрицательного переокисления проявляется меньше, кривые содер- жания кислорода в металле смещаются к равновес- ной кривой либо в зону положительной переокислен- ности металла. С увеличением интенсивности перемешивания, характеризующейся долей металла и шлака, прихо- дящих в равновесие в единицу времени, конечное Моделирование содержания углерода в металле в зависимости от конечного содержания кислорода (модель взаимодействия в пограничной зоне). Расчёт выполнен при температуре 1600 °С и давлении 1 атм. Цифры у кривых – исходное содержание углерода в металле, % Моделирование донной кислородной продувки же- лезоуглеродистого расплава. Расчёт выполнен при темпе- ратуре 1600 °С и давлении 1 атм. Цифры у кривых – отно- сительная интенсивность перемешивания Сравнение отклонения от равновесия в зависимо- сти от исходного содержания углерода в металле, %: 1 – 0,18; 2 – 0,1. Расчёт выполнен при температуре 1600 °С. Фактические данные взяты из работы [2] Рис. 9. Рис. 11. Рис. 10. 19МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 металл-шлак-газ. Как показали результаты модели- рования, в процессе обработки металла монолит- ным углеродом возможно получение концентраций кислорода ниже равновесных с углеродом значе- ний, что согласуется с ранее полученными резуль- татами. Стоит отметить, что в работе [27] рассма- тривали процесс раскисления металла углеродом, в то время как в данной работе рассматривали про- цесс обезуглероживания за счёт кислородной про- дувки металла. На рис. 13 представлено сравнение отклонения от равновесного соотношения [C][O] в зависимости от типа взаимодействия элементов. В обоих случаях результат качественно одинаков, некоторое количественное несогласие объясняет- ся различием в том, какой элемент растворяется. При растворении компонента с меньшим коэффи- циентом диффузии, чем удаляемый, отклонение от равновесия будет большим в отличие от случая, когда растворяется компонент с большим коэффи- циентом диффузии. Выводы Описан механизм процесса, определяющий ко- нечное содержание кислорода в металле на заклю- чительной стадии продувки, включающий микро- и макрокинетику ванны. Математическим моделированием продув- ки железоуглеродистого расплава газообразным кислородом показано, что основным фактором, влияющим на различия в окисленности металла в конце продувки в конвертерах с верхним и ниж- ним дутьём, является интенсивность перемешива- ния металла и шлака. Последняя, в свою очередь, определяет толщину пограничного диффузионного слоя и площадь поверхности взаимодействия: чем тоньше пограничный слой и больше поверхность взаимодействия, тем сильнее влияние микрокине- тического эффекта на конечную концентрацию кис- лорода в металле. Особенно сильно это влияние при низких содер- жаниях углерода в металле, что определяет полу- чение концентраций кислорода в расплаве ниже равновесных с углеродом на заключительной ста- дии продувки. Установлено, что отклонение произведения [C][O] от равновесного зависит от содержания углерода и способа взаимодействия рассматриваемых компо- нентов металла (кислород окисляет углерод – обе- зуглероживание или углерод удаляет кислород – раскисление). Хотя конечный результат качествен- но одинаков, количественная разница связана с диффузионной подвижностью элементов. При рас- творении компонента с меньшим коэффициентом диффузии, чем удаляемый, отклонение от равно- весия будет большим в отличие от случая, когда растворяется компонент с большим коэффициен- том диффузии. соотношение углерод-кислород всё больше смеща- ется в отрицательную зону (рис. 11, 12). Очевидно, макрокинетика влияет на пропускную способность диффузионного переноса элемента, которая пред- ставлена фрагментом выражения (8) с учётом пло- щади поверхности взаимодействия Откуда следует, что интенсификация процесса будет происходить по двум причинам: за счёт, на- пример, уменьшения толщины пограничного диффу- зионного слоя и многократного увеличения площади поверхности взаимодействия. Интегрально оба этих параметра учтены при определении интенсивности перемешивания, а именно, при оценке кинетических коэффициентов запаздывания. В работе [27] авторы рассматривали растворе- ние углерода в нераскислённом металле на приме- ре трёхкомпонентной Fe-C-O трёхфазной системы Моделирование донной кислородной продувки желе- зоуглеродистого расплава. Расчёт выполнен при температу- ре 1650 °С и давлении 1 атм. Цифры у кривых – относитель- ная интенсивность перемешивания. Фактические данные по- лучены в конвертерах Q-BOP на заводе Гэри, США [26] Сравнение отклонения от равновесия в зависимо- сти от типа взаимодействия элементов: 1 – продувка кис- лородом (обезуглероживание); 2 – раскисление углеродом. Расчёт выполнен при температуре 1600 °С Рис. 12. Рис. 13. i i D Dm S C∆ = ∆ δ (19). 20 МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 1. Арсентьев П. П. Конвертерный процесс с донным дутьём / П. П. Арсентьев, М. П. Квитко – М.: Металлургия, 1983. – 128 с. 2. Turkdogan E. T. Fundamentals of Steelmaking / E. T. Turkdogan – The Institute of Materials, 1996. – 346 p. 3. Nakanishi K. Recent Progress of OBM/Q-BOP Steelmaking at Kawasaki Steel Corporation / K. Nakanishi, T. Nozaki, R. Uchimura et all. // Kawasaki Steel Technical Report – 1980. – № 1. – Р. 1-13. 4. Turkdogan E. T. Physicochemical aspects of reactions in ironmaking and steelmaking process / E. T. Turkdogan // Transactions ISIJ – 1984. – Vol. 24. – № 8. – P. 591-611. 5. Кожеуров В. А. Термодинамика металлургических шлаков / В. А. Кожеуров. – Свердловск: Металлургиздат, 1955. – 164 с. 6. Пономаренко А. Г. Вопросы термодинамики фаз переменного состава, имеющих коллективную электронную систему / А. Г. Пономаренко // ЖФХ. – 1974. – Т. 48. – № 7. – С. 1668-1674; № 8. – С. 1950-1958. 7. Эллиот Д. Ф. Термохимия сталеплавильных процессов. Пер. с англ. С.Н. Расиной, под ред. Ю.Л. Плинера, Н. С. Смир- нова / Д. Ф. Эллиот, М. Глейзер, В. Рамакришна – М.: Металлургия. – 1969. – 252 с. 8. Turkdogan E. T. Activities of constituents of iron and steelmaking slags / E. T. Turkdogan, J. Pearson // J. Iron Steel Inst. – vol. 175. – 1953. – P. 217-223. 9. Turkdogan E. T. Activities of constituents of iron and steelmaking slags: Part II – Manganese oxide / E. T. Turkdogan, J. Pearson // J. Iron Steel Inst. – vol. 175. – 1953. – P. 393-398. 10. Chipman J., Gero J. B., Winkler B. The manganese equilibrium under simple oxide slags / J. Chipman Gero, J. B. Winkler, B. Trans. AIME. – vol. 188. – 1950. – Р. 341-345. 11. Вагнер К. Термодинамика сплавов / К. Вагнер. – М.: Металлургиздат, 1957. – 179 с. 12. Поволоцкий Д. Я. Раскисление стали / Д. Я. Поволоцкий – М.: Металлургия, 1972. – 208 с. 13. Бойченко Б. М. Конвертерне виробництво сталі: теорія, технологія, якість сталі, конструкції агрегатів, рециркуляція матеріалів и екологія. Підручник / Б. М. Бойченко, В. Б. Охотський, П. С. Харлашин – Дніпропетровськ: РВА «Дніпро- ВАЛ», 2006. – 454 с. 14. Грум-Гржимайло В. Е. Производство стали / В. Е. Грум-Гржимайло. – М.: Гостехиздат. – 1933. 15. Баптизманский В. И. Конвертерные процессы производства стали. Теория, технология, конструкция агрегатов / В. И. Баптизманский, М. Я. Меджибожский, В. Б. Охотский. – Киев, Донецк: Вища школа, 1984. – 344 с. 16. Явойский В. И. Теория процессов производства стали / В. И. Явойский. – М.: Металлургиздат, 1967. – 792 с. 17. Пономаренко, А. Г. Термодинамика и кинетика в современных системах управления металлургической плавкой / А. Г. Пономаренко, Р. В. Синяков, С. В. Довгонюк, Е. Л. Корзун // Вестник ЮУрГУ. – Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2002. – № 2. – С. 32-35. 18. Промышленное освоение компьютерного управления выплавкой стали на БМЗ и ММЗ на основе физико-химической модели «ОРАКУЛ» / А. Г. Пономаренко, М. П. Гуляев, И. В. Деревянченко и др. // Труды пятого конгресса сталеплавиль- щиков. – М.: ОАО Черметинформация. – 1999. – С. 174-177. 19. Капустин Е. А. Роль переноса вещества и энергии в ваннах сталеплавильных агрегатов / Е. А. Капустин // Вопросы теории и практики сталеплавильного производства: Науч. тр. ММИ – М.: Металлургия. – 1991. – С. 14-23. 20. Дымнич А. Х. Вопросы тепломассообмена в сталеплавильных процессах / А. Х. Дымнич, А. А. Троянский. – Донецк: ГВУЗ "ДонНТУ", 2009. – 582 с. 21. Никольский Б. П. Физическая химия. Теоретическое и практическое руководство. Учеб. пособие для вузов / Под ред. акад. Б. П. Никольского. – 2-е изд., перераб. и доп. – Л.: Химия, 1987. – 880 с. 22. Лепинских Б. М. Диффузия элементов в жидких металлах группы железа / Б. М. Лепинских, А. В. Кайбичев, Ю. А. Са- вельев. – Наука, 1974. – 192 с. 23. Левич В. Г. Физико-химическая гидродинамика / В. Г. Левич. – Физматгиз, 1959. – 700 с. 24. Беккер В. Ф. Моделирование химико-технологических объектов управления: Учебн. пособие. – 2-е изд., перераб. и доп. – М.: РИОР: ИНФРА-М, 2013. – 142 с. 25. Общий курс процессов и аппаратов химической технологии: Учебник: В 2 кн. / В. Г. Айнштейн, М. К. Захаров, Г. А. Но- сов и др.; Под ред. В.Г. Айнштейна – М.: Университетская книга; Логос; Физматкнига, 2006. – Кн. 1. – 912 с. 26. Quick direct tap at United States Steel Corporation's Gary works Q-BOP shop / Yun Li, Alexander Monson, Justin Novotny et al. // Iron and Steel Technology. – 2010. – № 11. – P. 37-46. 27. Синяков, Р. В. Моделирование раскисления стали твердым углеродом в монолитном виде / Р. В. Синяков, Е. Л. Кор- зун // Научные труды ДонНТУ. Металлургия. Выпуск 18. – Донецк, ДонНТУ. – 2011. – С. 33-39. ЛИТЕРАТУРА 21МЕТАЛЛ И ЛИТЬЁ УКРАИНЫ № 12 (271) ’2015 Математичним моделюванням продувки залізовуглецевого розплаву газоподібним киснем показано, що основним фактором, що впливає на відмінності в окисленні металу в кінці продувки в конвертерах з верхнім та нижнім дуттям, є інтенсивність перемішування металу і шлаку. Остання, в свою чергу, визначає параметри пограничного дифузійного шару: чим тонше прикордонний шар і чим більше поверхня взаємодії, тим сильніше вплив мікрокінетичного ефекту на кінцеву концентрацію кисню в металі. Встановлено, що відхилення співвідношення [C][O] від рівноважного залежить від вмісту вуглецю в металі і від способу взаємодії розглянутих компонентів металу (кисень окислює вуглець – зневуглецювання або вуглець видаляє кисень – розкислення). При розчиненні компонента з меншим коефіцієнтом дифузії, що видаляється, відхилення від рівноваги буде більшим у відмінності від випадку коли розчиняється компонент з більшим коефіцієнтом дифузії. Синяков Р. В. Кінетичні особливості окислювання вуглецю в конвертерах з донним дуттям Анотація Ключові слова конвертер, кисень, продування, зневуглецювання, рівновага, модель Sinyakov R. Kinetic characteristics of carbon oxidation in the q-bop convertersSummary Mathematical modeling of iron-carbon melt blowing gaseous oxygen shows that the main factor influencing the differences in the oxidation of the metal at the end of the blowing in BOF with top and bottom blowing, is the intensity of mixing of metal and slag. The latter in turn defines the parameters of the boundary diffusion layer: the thinner the boundary layer and the larger the surface interaction, the stronger the effect microkinetics effect on the ultimate concentration of oxygen in the metal. It is established that the deviation of the work [C][O] equilibrium depends on the carbon content of the metal and the method of interaction of the components of metal (the oxygen oxidizes the carbon - decarburization or carbon removes oxygen – deoxidation). By dissolving the component with smaller coefficients the diffusion case than removed, the deviation from equilibrium will be larger in the presence of from the case when soluble component with a large diffusion coefficient. converter, oxygen, expulsion, decarburization, equilibrium, modelKeywords Поступила 11.10.2015

Кинетические особенности окисления углерода в конвертерах с донным дутьём

Репозитарії

Схожі ресурси