Разработка агрегата внепечной обработки стали непрерывного действия

Введение

Непрерывный рост индустриализации и населения планеты приводит к росту потребления стали. За последние 22 года (с 2000 по 2022) мировой выпуск стали в среднем ежегодно увеличивается на 4 %. И, не смотря на сокращение общемирового производства стали в 2023 г., в России оно выросло на 5,6 %. При этом объем общемирового выпуска стали в 2023 г. составил 1888 млн т¹. С увеличением производства увеличиваются и расход топлива, и выбросы в окружающую среду, в частности выбросы парниковых газов, например, CO₂. Высокая концентрация последнего является одним из факторов повышения средней температуры на поверхности земли [1; 2]. Поэтому важно снижать энергоемкость стальной продукции, в том числе и за счет повышения энергоэффективности производства стали.

Переход на непрерывные процессы производства, в частности САНД (сталеплавильный агрегат непрерывного действия), позволит снизить удельные энергозатраты и выбросы вредных веществ в окружающую среду в сравнении с традиционными технологиями производства стали [3 – 5]. Однако переход на непрерывные процессы требует разработки новых узлов и агрегатов, способных работать безостановочно, в том числе и агрегатов внепечной обработки стального расплава.

Под внепечной обработкой стали подразумевается ряд технологических операций по получению жидкой стали необходимого качества, осуществляемый в традиционной металлургии вне сталеплавильного агрегата. Данные процессы проходят вне основного агрегата, увеличивая производительность всей технологической цепочки.

Внепечная обработка стали позволяет улучшить качество стали, в частности его механические свойства, коррозионную стойкость и другие показатели, тем самым получить более качественную продукцию, что крайне важно и необходимо при производстве высококачественных сталей [6; 7].

Научная новизна работы заключается в разработке агрегата внепечной обработки расплава, работающего в рамках САНД и включающего в себя зону подачи легирующих и вакууматор непрерывного действия П-образного типа [3], и в определении времени всплытия пузырька аналитическими и расчетными методами. Практическая значимость направлена на снижение энергоемкости стали при ее внепечной обработке, в частности в процессе вакуумирования, улучшения показателей стойкости футеровки за счет сокращения числа теплоперепадов, связанных с технологическим простоем оборудования [8], и сокращения выбросов вредных веществ за счет снижения выхода отходящих газов.

Объекты и методы исследования

Объектом разработки является зона внепечной обработки стального расплава, работающая в рамках САНД производительностью 10 т/ч стали. Она включает в себя два основных участка: зону раскисления и легирования и зону вакуумирования.

Процессы раскисления и легирования необходимы для получения стали требуемого состава и качества с необходимыми прочностными свойствами. Для этого в ходе внепечной обработки могут подаваться элементы в порядке от слабо окисляющихся к сильно окисляющимся, т. е. с учетом сродства элемента к кислороду, что способствует снижению их угара. Так, например, угар для марганца может составлять 10 – 35 %, кремния – 15 – 25 %, алюминия – 60 – 90 %.

По агрегатному состоянию подающихся элементов легирование можно разделить на следующие категории: легирование твердыми ферросплавами; легирование жидкими ферросплавами; легирование экзотермическими ферросплавами.

Для определения перечня и количества элементов необходимо знать выпускаемый сортамент. Наиболее распространенным сортаментом стали является Ст3, поэтому система для подачи легирующих будет разрабатываться под получение Ст3.

Согласно ГОСТ 380–2005 [9] Ст3 должна иметь следующий химический состав:

– углерод 0,14 – 0,22 %;

– марганец 0,40 – 0,65 %;

– кремний 0,15 – 0,30 %.

Поскольку разрабатываемый вакууматор будет непрерывного действия, то в качестве источника восстановленного железа может использоваться агрегат жидкофазного восстановления железа природным газом [10] с уменьшенной производительностью 10 т/ч, выбор которого обоснован существующим комплексом непрерывной разливки металла в лист валковым способом. Из реактора жидкофазного восстановления жидкий металл выходит, имея в своем составе 99,9 % железа [10]. Поэтому для получения Ст3 с учетом химического сродства элементов с кислородом предлагается следующая схема подачи ферросплавов: на первом этапе подача ферромарганца в струю жидкого металла, выходящего из агрегата восстановления, а затем подача ферросилиция в процессе вакуумирования. При этом, с учетом опыта легирования в традиционной металлургии и непрерывности процесса, добавки предполагается подавать в твердом порошкообразном виде в струе аргона под давлением, аналогично подаче кальция.

Протекающие реакции эндотермичны, поэтому для ускорения процесса дегазации расплава рекомендуется повысить температуру жидкой стали перед вакуумированием до температуры порядка 1600 °C за счет перегрева в реакторе восстановления или с помощью электродов, установленных в зоне подачи ферромарганца.

Определить количество необходимого легирующего компонента можно по формуле

где G_l – массовый расход легирующего компонента, кг/с; G_m – массовый расход металла, кг/с; U_e – доля угара легирующих, %; E_e, E_m, E_l – доля легирующего компонента в конце процесса, в начале процесса, в легирующих соответственно.

Угар легирующих примем около 25 %, подавать предлагается ферромарганец ФМн78(Б) и ферросилиций ФС90.

После процессов раскисления и легирования сталь поступает в вакууматор непрерывного действия П-образного типа [11].

Для разрабатываемого агрегата было решено принять внутреннюю длину вакуум-камеры с учетом предполагаемых толщин футеровки и необходимости в пережиме в 1200 мм.

Исходя из производительности установки в 10 т/ч и длины вакуум-камеры, можно рассчитать ширину вакуум-камеры. Для это необходимо знать время дегазации расплава. Одним из факторов, определяющим время дегазации, является время всплытия пузырька, которое будет зависеть от скорости его всплытия и высоты слоя расплава. Скорость всплытия пузырька при стоксовом режиме всплытия (число Рейнольдса Re < 1) можно определить по формуле (2), при числах Re от 10 до 1000 она описывается уравнением Маленкова (3)

где α и β – числовые константы, равные при теоретическом выводе единице; ρ = 7800 кг/м³ – плотность жидкого металла при 1400 ℃; R – радиус газового пузырька; μ = 0,0064 Па·с – вязкость расплава стали; D – диаметр газового пузырька; σ = 1,25 – коэффициент поверхностного натяжения.

Зададимся характерным диаметром пузырька, равным 1 мм.

Внутри вакуум-камеры создается вакуум, который скажется на габаритах всплывающего пузырька. Изменение диаметра в зависимости от разрежения над поверхностью расплава можно определить по формуле

где D₀ = 0,001 м – характерный диаметр пузырька; P₀ = 101,3 кПа – атмосферное давление над расплавом; P_абс – абсолютное давление над поверхностью расплава.

Определив режим течения, можно рассчитать время всплытия пузырька с учетом высоты слоя расплава:

где h = 0,4 м – высота слоя расплава, принятая с учетом методических рекомендаций.

По данным работ [12; 13] в процессе вакуумирования можно выделить три стадии удаления пузырька: образование пузырьков газа; всплытие газовых пузырей; удаление пузырьков с поверхности расплава.

Время вакуумирования жидкого металла можно определить согласно уравнению [12 – 14]

где K_H = 0,13 мин^–1 – константа скорости удаления водорода; [% H_к] = 1,5 ppm – конечная концентрация водорода (принятая согласно промышленной практике); [% H_н] = 6 ppm – начальная концентрация водорода (принятая с учетом литературных данных); [% H_равн] = 0,8 ppm – равновесная концентрация водорода (табл. 1).

На рис. 1 представлен график зависимости времени процесса внепечной обработки расплава (вакуумирования) от абсолютного давления в вакуум-камере, график построен по уравнению (6) и данным табл. 1.

Определить ширину вакуум-камеры можно по формуле

Чтобы обеспечить единую скорость течения расплава в вакууматоре и агрегате восстановления, следует уравновесить давление в точках на одном уровне в зоне внепечной обработки расплава и на входе в подъемном патрубке вакуум-камеры, для чего необходимо создать в патрубке давление слоем расплава. С учетом этого высота патрубков должна быть порядка 1,3 м, что сопоставимо с габаритами циркуляционных вакууматоров [15].

Также следует оставить и запас между поверхностью расплава и свода, так как в процессе дегазации крупные пузыри могут уносить капли расплава и вредить футеровке свода.

Для удобства обслуживания и замены вакуум-камера должна быть быстросъемным элементом узла внепечной обработки, а для подачи легирующих и инертного газа снабжена патрубками их подачи, встроенными в подъемный патрубок.

В случаях экстренной остановки сталеплавильного агрегата конструкция вакууматора должна обеспечить возможность легкого слива находящегося внутри вакуум-камеры расплава, для чего под вакуум-камеры имеет наклон не менее 3°.

Для равномерного разрежения в вакууматоре предлагается наличие не менее двух патрубков, подключенных к системе создания вакуума.

Поскольку разрабатываемый вакууматор имеет относительно малую производительность порядка 10 т/ч, то наиболее эффективным является использование системы создания вакуума на основе механических насосов. Согласно работам [16; 17], при использовании механических насосов вместо пароэжекторных эксплуатационные затраты (условно-переменные издержки) сокращаются минимум на 80 %. При этом капитальные затраты для установок малой тоннажности остаются на том же уровне, что и для систем на пароэжекторных насосах.

Подбор теплоизоляционных материалов происходил с учетом рекомендаций справочника под авторством Кащеева И.Д. [18] и производителей футеровки ², а также чертежам действующих RH-вакууматоров.

В табл. 2 представлена конструкция элементов ограждения вакууматора: количество слоев, толщина слоя, материал слоя. Слои перечислены в порядке от внутренних к наружным.

Расчетная схема ограждающей конструкции в общем виде представлена на рис. 2.

С учетом рис. 2 интегральное уравнение, позволяющее определить удельный тепловой поток через ограждающую конструкцию, будет иметь следующий вид:

где α_сум – суммарный коэффициент теплоотдачи с учетом конвективного и лучистого тепломассообмена, Вт/(м²·°C), определяемый формуле (9); λ – коэффициент теплопроводности материала футеровки, Вт/(м·°C), определяемый по (10); δ – толщина слоя футеровки, м, t – температура, °C.

Коэффициенты для уравнений представлены в табл. 3, 4.

Результаты работы и их обсуждение

Согласно формуле (1) для получения стали требуемого сортамента с учетом угара легирующих около 25 % необходимо будет добавлять:

– ферромарганца ФМн78(Б) – 11,5 кг/т;

– ферросилиция ФС90 – 2,9 кг/т.

Содержание в стали марганца составит 0,64 %, кремния – 0,25 %, что соответствует требованиям для Ст3 согласно ГОСТ [10].

Скорость всплытия пузырька по уравнениям (2) и (3) в зависимости от диаметра пузырька представлена на рис. 3.

Из графика следует, что критический диаметр пузырька газа, удовлетворяющего стоксовому всплытию, равен 0,1 мм, следовательно, скорость пузырька с характерным размером 1 мм описывается уравнением (3), подставив которое совместно с (4) в формулу (5), определим время всплытия пузырька, равное 1,3 с. Из этого можно сделать вывод о том, что скорость всплытия газового пузыря не является определяющим фактором при дегазации стали. Следовательно, согласно уравнению (6) и рис. 1, время дегазации жидкого металла составит около 15,5 мин.

Исходя из времени процесса и производительности в 10 т/ч по формуле (7) определим ширину вакуум-камеры, она составит 0,7 м.

Удельные тепловые потоки через разные части ограждающих конструкций, а также температура поверхности вакууматора, рассчитанные по формулам (8) – (10), представлены в табл. 5.

Полученные значения удельного теплового потока сопоставимы с показателями для действующих RH-вакууматоров с учетом радиационного теплообмена. Удельный тепловой поток с пода вакуум-камеры не определялся, так как под вакуум-камеры напрямую не контактирует с окружающей средой.

Эскизный чертеж вакуум-камеры с учетом полученных ранее внутренних размеров и толщины футеровки представлен на рис. 4.

Согласно рис. 4, площадь наружной поверхности свода составит 3,6 м², а площадь боковых стен, контактирующих с окружающей средой – 7,8 м². Следовательно потери в окружающую среду составят около 18,2 кВт.

Эскизный чертеж агрегата внепечной обработки для непрерывной дегазации стального расплава представлен на рис. 5.

На эскизных чертежах предусмотрена система подачи легирующих в потоке аргона под давлением в струю расплава 1 и система продувки инертным газом в процессе вакуумирования 2.

Выводы

С учетом ежегодного увеличения выпуска стали, в том числе и вакуумированной, перед сталелитейной промышленностью стоит задача по повышению эффективности производства и снижению затрат топлива. Переход на непрерывные процессы согласно источникам [19 – 21] позволяет снизить энергозатраты процессов и энергоемкость продукции.

В работе представлен агрегат внепечной обработки стали производительностью 10 т/ч расплава, включающий в себя вакууматор непрерывного действия П-образного типа. Для производства стали Ст3 проработан вопрос подачи легирующих: ферромарганец подается в виде порошка под давлением в струю расплава при переливе его из зоны восстановления железа в зону внепечной обработки, а ферросилиций – в вакууматор совместно с инертным газом для продувки. При этом расход легирующих при производстве стали Ст3 из жидкофазно восстановленного железа составит:

– ферромарганца ФМн78(Б) – 11,5 кг/т;

– ферросилиция ФС90 – 2,9 кг/т.

Вакуум в вакуум-камере предлагается создавать с помощью механических вакуумных насосов, так как в сравнении с пароэжекторной системой капитальные и эксплуатационные затраты, в том числе и затраты энергоресурсов, будут ниже.

Время дегазации расплава составит около 15,5 мин при высоте слоя расплава 0,4 м, ширине и длине внутренней части вакуум-камеры 0,7 и 1,2 м соответственно. Суммарные потери в окружающую среду через свод и боковые стенки с учетом многослойности футеровки будут равны 18,2 кВт, потери через под не учитываются, так как он не контактирует с окружающей средой. Температура наружной поверхности свода составит 122 °C, боковых стен – 119 °C.