Дегазация стали в сталеплавильных агрегатах непрерывного действия

Полный текст

Введение

Выпуск стали увеличивается из года в год. Так, по статистике World Steel Association (WSA), за последние 20 лет (с 2000 по 2021 гг.) средний мировой прирост составил более 4 %. Всё это связано с непрерывным ростом индустриализации и населения нашей планеты. При этом по прогнозам экспертов спрос на сталь в 2023 г. вырастет на 2,2 % и достигнет 1 881,4 млн т [1]. Всё это сопутствует ежегодному росту цен на топливо и высоким выбросам вредных веществ в окружающую среду около 1,5 т/т стали, большую часть из которых составляют выбросы СО₂, высокая концентрация которого является одним из основных факторов повышения средней температуры поверхности Земли [2–5]. Именно поэтому ключевым вектором развития в соответствии с хартией WSA является «Proactively address climate change and take effective actions to minimize the industry’s GHG emissions», направленный на уменьшение эмиссии диоксида углерода и снижение потребления энергетических ресурсов при производстве стали [1].

Этого можно достичь переходом с традиционных ковшевых технологий на сталеплавильный агрегат непрерывного действия (САНД) [6–8]. Но переход на непрерывный процесс производства стали потребует и новых технологических решений по её вакуумированию, ведь процесс дегазации повышает качество стальной продукции и крайне важен и необходим при производстве легированных и особо прочных сталей [9–12]. При этом переход на непрерывное вакуумирование позволит, в сравнении с действующими технологиями, минимизировать потери энергии и, как следствие, снизить расход топлива и количество вредных выбросов при прогреве и поддержании температуры вакуумной камеры в период технологического простоя, которые длятся порядка 48 и 2 часов соответственно и характерны для вакууматоров периодического действия [13].

 

Рис. 1. Эскиз непрерывной дегазационной установки

Fig. 1. Sketch of a continuous degassing unit

 

Научная новизна работы заключается в исследовании непрерывной дегазации расплава стали при создании разрежения (вакуума) для вакууматора П-образного типа [6] (рис. 1) аналитическими методами. Их практическая значимость направлена на обеспечение снижения удельных энергетических затрат и выбросов вредных веществ в процессе вакуумирования, а также на улучшение показателей стойкости футеровки за счёт значительного сокращения числа теплоперепадов [14].

Материалы и методы

Определение скорости осветления и времени всплытия пузырька

Диаметр пузырька и его форма в значительной степени влияют на скорость всплытия и коэффициент сопротивления газовых включений, поэтому в первом приближении, в соответствии с работами [15–17], предположим, что для всплывающего пузырька характерен ламинарный или стоксовый режим всплытия.

Уравнение, определяющее скорость всплытия свободного воздушного пузыря в зависимости от его радиуса в различных жидкостях в соответствии с работами [18,  19]:

$U=2\alpha g\rho R^2/9\mu$       (1)

где а=1 (при теоретическом выводе) – числовая константа; р=7000 кг/м³ – плотность расплава стали при 1400 ℃; R – радиус газового пузырька; $\mu$ = 0,0064 Па$\cdot$с – вязкость расплава стали.

Учтём влияние вакуума на размер газовой фракции. Создание разряжения над расплавом положительно скажется на времени дегазации, увеличив скорость всплытия газового пузырька. Получим следующую зависимость диаметра от разрежения:

$D=D_0\cdot \sqrt[3]{P_0/\left(P_{абс}\right)}$ (2)

где D₀=0,001 м – характерный диаметр пузырька; P₀=101,3 кПа – атмосферное давление над расплавом; $P_{абс}=P_0-\text{Δ}P$ – абсолютное давление над поверхностью расплава.

Из уравнения (1) с учётом уравнения (2) получим зависимость скорости всплытия пузырька от абсолютного давления над расплавом:

$U=2g\rho {(R_0\cdot \sqrt[3]{P_0/\left(P_{абс}\right)})}^2/9\mu$         (3)

На рис. 2 приведён график зависимости скорости дегазации расплава при различных давлениях над расплавом. Расчётные данные показывают резкий рост скорости газового пузырька при достижении вакуума. Это позволяет уменьшить время, затрачиваемое на дегазацию расплава, увеличить производительность вакууматора и снизить тепловые потери, тем самым уменьшив удельные затраты энергоресурсов.

Но формула (1) справедлива для ламинарного всплытия и малых чисел Re. Так, при давлении над расплавом в 1,3 кПа, в соответствии с выражением (3) и рис. 2, скорость всплытия пузырька составит около 11 м/с, а число Re=12000 (4), что не соответствует ламинарному режиму всплытия.

$Re=\rho UD/\mu$ (4)

 

Рис. 2. График зависимости скорости дегазации расплава от давления над поверхностью расплава

Fig. 2. Graph of dependence of melt degassing rate on pressure above the melt surface

 

Следовательно, для турбулентного потока можно применить уравнение И.Г. Маленкова [17], тогда скорость всплытия пузырька газа:

$U=\alpha {\left(\beta \frac{2\sigma }{D·\rho }+\frac{g·D}{2}\right)}^{1/2}$,               (5)

Где a, $\beta$=1 (при теоретическом выводе) – числовые константы.

С учётом выражения (2) получим график зависимости скорости всплытия пузырька от давления над расплавом (рис. 3).

 

Рис. 3. График зависимости скорости всплытия пузырька от давления над поверхностью расплава

Fig. 3. Graph of a bubble resurfacing rate dependence on the pressure above the melt surface

 

Из графика следует, что с увеличением вакуума над поверхностью расплава в вакууматоре (увеличением диаметра пузырька) при определённых размерах газового пузырька скорость его всплытия уменьшается и при абсолютном давлении в 1,3 кПа составляет 0,3 м/с, что соответствует результатам, полученным в работах [19, 20].

Исходя из скорости пузырька время его всплытия можно определить по следующей формуле:

$\tau =h/U$

где h – высота слоя расплава, равна 0,4 м.

Таким образом, с учётом скорости всплытия пузырька (5) время всплытия рассчитывается по формуле (6) и при абсолютном давлении над расплавом в 1,3 кПа составляет 1,2 с.

$\tau =h/\left(\alpha {\left(\begin{array}{c}\beta \frac{2\sigma }{\left(D_0\cdot \sqrt[3]{\frac{P_0}{P_{\text{абс}}}}\right)·\rho }+\\ +\frac{g·\left(D_0\cdot \sqrt[3]{P_0/\left(P_{\text{абс}}\right)}\right)}{2}\end{array}\right)}^{1/2}\right)$ (6)

Однако в соответствии с работами [20, 21] время всплытия пузырька газа не является определяющим. И в процессе диффузии пузырька водорода выделяют три стадии:

• диффузию атомов растворенного в металле газа к поверхности дегазации;
• образование молекул газа, адсорбированных на поверхности дегазации;
• десорбцию молекул газа с поверхности дегазации в газовую фазу.

Исходя из этого можно сделать вывод, что скорость удаления газовых включений зависит от концентрации водорода, а следовательно, она изменяется в процессе вакуумирования.

Время процесса дегазации, необходимое для достижения содержания водорода в заданных пределах, определяется по формуле [19–22]:

 $\tau =-\frac{1}{{\text{к}}_{\text{н}}}·\ln \left(\frac{\left[{\text{\%Н}}_{\text{к}}\right]-\left[{\text{\%Н}}_{\text{равн}}\right]}{\left[{\text{\%Н}}_{\text{н}}\right]-\left[{\text{\%Н}}_{\text{равн}}\right]}\right)$      (7)

где ${\text{к}}_{\text{н}}$ =0,13 мин^–1 – константа скорости удаления водорода; $\left[{\text{\%Н}}_{\text{к}}\right]$ =1,5 ppm – конечная концентрация водорода; $\left[{\text{\%Н}}_{\text{н}}\right]$=6 ppm – начальная концентрация водорода; [ ${\text{\%Н}}_{\text{равн}}$ ]=0,8 ppm – равновесная концентрация водорода (таблица).

С учётом подстановки и времени всплытия пузырька получим время вакуумирования расплава стали $\tau$≈15,5 минут.

 

Таблица. Равновесное содержание водорода при различных давлениях

Table. Equilibrium hydrogen content at various pressures

Параметр/Parameter	Значение/Value
$p_{(}{H}_2)$, атм/atm	1,0	0,1	0,01	0,001
$\left[\mathrm{H}\right]$, ppm	25,6	8,1	2,6	0,8

 

На основе уравнения (7) и таблицы получим график зависимости времени дегазации расплава стали от давления на поверхности расплава в вакуум-камере (рис. 4).

 

Рис. 4. График зависимости времени дегазации от давления над поверхностью расплава

Fig. 4. Dependence of degassing time on pressure above the melt surface

 

Исходя из полученного графика можно сделать вывод, что с увеличением разряжения над поверхностью расплава в дегазационной установке, несмотря на уменьшение скорости всплытия пузырька (рис. 3), время вакуумирования расплава стали уменьшается, так как уменьшается равновесное содержание водорода.

Результаты

Определение габаритов вакуум-камеры

Зная время всплытия $\tau$=15,5 минут, можно определить длину вакуум-камеры П-образного типа:

$L=\frac{G}{b·h·\rho }·\tau$,

где G=9,722 кг/с – массовый расход расплава (производительность печи); b=1,5 м – ширина вакууматора (равна ширине печи [15]).

С учётом подстановки получим длину вакууматора L=2,15 м, которая равна габаритным характеристикам действующих вакууматоров RH-типа [23–25].

Создание разряжения над поверхностью расплава в вакууматоре требует уравновешивания давлений в плоскости на поверхности расплава в плавильной камере, для чего необходимо создать давление столбом расплава, что ведёт к удлинению патрубка для подачи расплава в дегазационную камеру. Необходимость этого связана с требованиями по сохранению скорости движения жидкой стали внутри вакууматора, равной скорости движения внутри САНД. Высота патрубков определяется исходя из формул (8), (9), равна H=1,5 м и сопоставима с габаритами циркуляционных вакууматоров [25].

$p_{атм}=\rho \cdot g\cdot H+\left(P_{абс}\right),$             (8)

$H=\Delta p\cdot 1000/\rho g$                       (9)

Определение энергетического эффекта

Исходя из температурного графика работы вакууматора периодического действия (рис. 5) и данных, описанных в работах [13, 25], следует, что перед началом процесса вакуумирования проводят обязательный прогрев дегазационной установки до температуры 1100…1150 ℃, процесс которого занимает порядка 48 часов, затем идёт процесс вакуумирования, длящийся от 30 минут до 2 часов [26], и после завершения дегазации на протяжении 2 ч и более поддерживается температура внутри вакууматора, что обуславливается технологическими процессами, в ожидании следующего ковша.

 

Рис. 5. Температурный график работы вакууматора RH-типа

Fig. 5. Temperature graph of a RH-type degasser operation

 

При подогреве вакууматора в период простоя природным газом его часовой расход составляет примерно 140 м³/ч. Объем сталеплавильного ковша 354 т. Теплотворная способность природного газа 33,5 МДж/м³. Таким образом, на подогрев вакууматора в период простоя, без учёта предварительного прогрева, в пересчёте на тонну стали расходуется 0,8 м³ газа, или 26,5 МДж тепловой энергии, которые фактически являются потерями в окружающую среду. Следовательно, переход на непрерывное вакуумирование стали позволит сократить затраты энергии на 26,5 МДж/т.

Заключение

Выпуск стали, в том числе и вакуумированной, ежегодного увеличивается, при этом перед производителями стоит задача минимизации издержек, чего можно достичь уменьшением потерь и, как следствие, уменьшением расхода энергетических ресурсов. Одним из способов снижения энергопотребления является переход на непрерывный процесс производства стали, в том числе и в области вакуумирования жидкой стали. В статье рассмотрена П-образная конструкция вакууматора непрерывного действия [6]. Получены зависимости, позволяющие определить влияние разрежения в вакуум-камере на скорость всплытия пузырька, время дегазации расплава и габаритные характеристики установки. При абсолютном давлении над расплавом в 1,3 кПа рассчитана скорость всплытия пузырька газа и время вакуумирования жидкого металла, которые равны, соответственно, 0,3 м/с и 15,5 минутам. Для заданных условий определены габариты вакуум-камеры, длина вакуум-камеры равна 2,15 м, высота патрубков 1,5 м, которые сопоставимы с представленными на рынке RH-вакууматорами при схожих производительности и качестве готовой продукции [23]. Проведена оценка энергетических затрат – так, переход на непрерывное вакуумирование позволяет сократить затраты энергии на подогрев вакуум-камеры в момент технологического простоя на 26,5 МДж на тонну стали, или на 0,8 м³/т. Таким образом, исследуемые меры могут привести к удельному сокращению тепловых потерь в окружающую среду и повышению эффективности производства за счёт сокращения энергозатрат на процесс подогрева вакууматора в период технологического простоя. Помимо этого, переход на непрерывный процесс дегазации позволит снизить число ремонтных интервалов, так как в значительной степени снижается число теплоперепадов [14, 27], а следовательно, снизить затраты на проведение ремонтных работ и увеличить время работы оборудования. Переход на САНД позволит сократить теплопотери в период транспортировки расплава между плавильным цехом и зоной вакуумирования [24, 28, 29].

Об авторах

Вячеслав Андреевич Мурашов

Национальный исследовательский университет «МЭИ»

Автор, ответственный за переписку.
Email: MurashovViacA@mpei.ru
ORCID iD: 0009-0007-9576-8539

студент

Россия, г. Москва

Константин Владимирович Строгонов

Национальный исследовательский университет «МЭИ»

Email: StrogonovKV@mpei.ru
ORCID iD: 0000-0003-3276-4403

кандидат технических наук, доцент кафедры инновационных технологий наукоемких отраслей

Россия, г. Москва

Андрей Александрович Борисов

Государственный университет просвещения

Email: Andreyborisov1998@mail.ru

аспирант

Россия, г. Мытищи

Дмитрий Дмитриевич Львов

Национальный исследовательский университет «МЭИ»

Email: LvovDD@mpei.ru
ORCID iD: 0000-0002-3808-2094

аспирант

Россия, г. Москва

Список литературы

Дополнительные файлы