Разработка математических моделей для динамического прогнозирования показателей процесса деванадации природнолегированных чугунов в конвертерах с воздушным и кислородным дутьем

Черная металлургия бывшего СССР, и в том числе России, традиционно занимает одно из ведущих мест в мире по объемам производства металлопродукции. Состояние отрасли сильно влияет на формировании макроэкономических показателей отечественной промышленности. На долю черной металлургии приходится более 5% численности работающих, около 7% объема производства товарной продукции и более 6% налоговых поступлений всей промышленности.

В мире производится около 770 млн. т стали в год, из них около 65% -современными конвертерными способами. К настоящему времени существует большое количество модификаций конвертерного процесса [1, 2], работы в направлении его совершенствования продолжаются.

Можно выделить три основных типа конвертерного процесса: с донной, верхней и комбинированной продувкой. Наиболее перспективным признан конвертерный процесс с комбинированной продувкой кислородом через верхнюю водоохлаждаемую фурму и инертным газом через донные фурмы или пористую пробку снизу.

Наряду с обычными технологиями конвертерного передела, существуют также специализированные процессы, ориентированные на специфические задачи. Одной из таких задач является передел природно-легированных ванадиевых чугунов. В Российской Федерации извлечение ванадия из бедных титаномагнетитовых руд позволило сделать рентабельной их переработку и значительно расширило сырьевую базу ряда предприятий Урала.

По данным VANITEC (Vanadium International Technical CommitteeМеждународный технический комитет по ванадию), в 1995 г. доля России в мировом производстве ванадия составила 23,7%. Для сравнения — в ЮАР в 1995 году было произведено 46,7% от общего количества ванадия в мире, в Китае-18,4%, в США-14,2% [3]. Таким образом, несмотря на наблюдающееся в последние годы падение уровня промышленного производства в России, ванадиевый комплекс нашей страны все же сохранил второе место в мировом производстве ванадия [4].

В СССР были разработаны технологии дуплекс-процесса переработки ванадиевого чугуна, с получением на первой стадии ванадиевого шлака в бессемеровских конвертерах на Чусовском металлургическом заводе или в кислородных конвертерах на Нижнетагильском металлургическом комбинате. Оба способа, несмотря на многолетнюю практику, не лишены ряда недостатков: жесткие требования к содержанию углерода и кремния в чугуне и конечному содержанию углерода в полупродукте, недостаточно глубокая степень деванадации, неудовлетворительное разделение ванадиевого шлака и металла-полупродукта, большое количество отходящих газов с токсичной ванадийсодержащей пылью и ручная задержка шлака при выпуске (в бессемеровских конвертерах ЧусМЗ).

В связи с этим, актуальной задачей становится анализ потенциальных возможностей развития существующих технологий деванадации чугуна. Экономически эффективное производство ванадиевых продуктов возможно на основе сочетания научного подхода, современных технологий, опыта отечественных металлургов и использования систем управления и прогнозирования хода процесса. Создание подобных систем базируется на использовании математических моделей, адекватно отражающие реальные процессы в металлургическом агрегате.

Математическая модель процесса, адекватная для различных вариантов передела, позволяет провести анализ экономических показателей и ответить на вопрос об эффективности изменения технологии. Она также может быть применена для прогнозирования хода процесса, став составной частью АСУ ТП цеха, что позволит улучшить показатели его работы за счет более эффективного управления.

Таким образом, задача моделирования деванадации природнолегированных чугунов в конверторе имеет большую актуальность и практическую значимость.

Целью данной работы является создание программного комплекса динамического моделирования конверторного процесса с использованием аппарата термодинамики необратимых процессов для изучения поведения основных компонентов ванадиевого чугуна при выплавке полупродукта и получении ванадиевого шлака при различных реализациях технологии передела в конвертерах с донным воздушным и верхним кислородным дутьем. На основании расчетов, полученных с использованием моделирования, можно сделать выводы о возможности использования программного комплекса для повышения эффективности существующей технологии деванадации и анализа перспектив реконструкции цехов Чусовского металлургического завода.

Для достижения поставленной цели необходимо решить ряд задач, среди которых:

• обобщение и систематизация существующей информации о деванадации природно-легированных ванадием чугунов по технологиям ЧусМЗ и НТМК, а также научных исследованиях, посвященных моделированию конвертерного процесса.

• выбор теоретической основы для разрабатываемого комплекса моделей.

• разработка математических моделей, описывающих параметры гидродинамики при продувке конвертерной ванны, динамической модели окисления примесей на базе термодинамики необратимых процессов и ряда вспомогательных алгоритмов.

• создание программного комплекса для ПЭВМ, позволяющего проводить расчеты по разработанным моделям и алгоритмам.

• адаптация и проверка адекватности программного комплекса путем сравнения результатов моделирования с соответствующими промышленными и литературными данными по ЧусМЗ (донная продувка) и НТМК (верхняя кислородная продувка).

• анализ протекания процессов в конвертерной ванне при деванадации с помощью разработанного программного комплекса.

• разработка вариантов применения программного комплекса для прогноза поведения примесей при продувке и управления процессом в составе АСУ ТП цеха.

В результате проведенных исследований создан программный комплекс «Конвертер» для динамического моделирования конвертерного процесса, позволяющий проводить расчеты в диалоговом режиме и оперативно анализировать получаемые расчетные данные.

Особенность разработанного программного комплекса заключается в его структурном соответствии реальному агрегату и анализе большого количества факторов, влияющих на ход процесса в динамике с небольшим шагом интегрирования (0,05−0,5 сек). Это стало возможно благодаря появлению высокопроизводительных ПЭВМ, позволяющих производить подобные расчеты в режиме реального времени.

В работе определена возможность применения созданного программного комплекса для управления процессом, прогноза поведения металлургической системы, анализа технико-экономических показателей реконструкции и изменения технологии, обучения технологического персонала, сформулированы ограничения применимости модели.

Научная новизна данной задачи заключается в следующем:

• разработан метод совместного описания физико-химических и гидродинамических процессов, протекающих в конвертерной ванне при различных способах подачи и видах дутья на основе принципов термодинамики необратимых процессов;

• созданы динамические математическая модель конвертерного передела, предназначенные для прогнозирования параметров процесса деванадации природно-легированных чугунов в агрегатах с различными способами подачи дутья;

• установлены соотношения между скоростями окисления компонентов расплава по ходу продувки с учетом особенностей протекания процессов в реакционной зоне и зоне «металл-шлак»;

• получены расчетным путем численные оценки температуры реакционной зоны при донной воздушной продувке в конвертере.

Программный комплекс синтезирован с минимальным применением эмпирических зависимостей, относящихся к конкретному агрегату, позволяет оценивать все значимые характеристики процесса, и предназначен для адаптации и трансформации к различным агрегатам без необходимости изменения структуры модели.

Объем работы. Диссертационная работа изложена на 177 страницах, состоит из 4 разделов, приложений и списка литературы. В тексте содержаться 76 рисунков и 20 таблиц. Библиография включает 100 наименование.

Результаты исследования на модели конвертера показали, что при одних и тех же значениях приведенной скорости газа Unp.r. и первоначального уровня ванны Но, двухфазная ванна значительно сильнее вспенивается, чем однофазная [63]. Фактически, подъем уровня двухфазной ванны складывается из абсолютных значений подъема уровня каждой фазы, полученных при их барботировании по отдельности. В кислородно-конвертерной ванне в процессе продувки зона динамической пены преимущественно образуется в шлаковой фазе.

Обработка данных по измерению уровня ванны показала, что существенный подъем уровня ванны, связанный с формированием зоны структурированной ячеистой пены наблюдается в конвертерах относительно небольшой емкости и в области значений критерия Фруда Fr=0,6−1,0 [63].

При моделировании рассматриваемых процессов следует учесть, что образование ячеистой структурированной пены возможно в случае наличия жидкоподвижного шлака, а получаемый ванадиевый шлак является гетерогенным и вязким из-за низкого содержания СаО и низкой температуры. В этих условиях образование динамической пены маловероятно. Более того, для условий продувки в донном конвертере, значение критерия Fr при интенсивности продувки 500 м3/мин (8,3 м3/с), если считать газ неассимилируемым (обогащенный воздух содержит 70−75% азота, количество СО, в первом приближении, будем считать равным количеству Ог, с учетом того, что не весь кислорода идет на окисление углерода), составляет величину около 4,5. Для конвертера емкостью 160 т с верхним дутьем, приняв скорость окисления углерода, в среднем, равную 5,97 кг/с, значение критерия Fr составит 1,45. В обоих случаях, полученные значения критерия Fr показывают, что возникновение зоны структурированной ячеистой пены маловероятно. На основании этого, будем считать, что подъем ванны происходит только за счет увеличения размеров зон барботажа и эмульгирования.

Для оценки увеличения уровня ванны за счет этих зон, в работе [34] предложено уравнение:

Приведенная скорость барботирующего газа определяется следующим образом:

АН = 0,774 • U 0 582 • Я°709 пр. г.

19).

20) где Vco — текущая скорость образования оксида углерода, м3/с;

Траз — температура оксида углерода, принимается равной температуре расплава, К;

Sce4 — площадь сечения цилиндрической части конвертера, м2. сеч газ.

Приведенная скорость газа рассчитывается через скорость образования оксида углерода: предполагается, что ванна поднимается за счет всплывания объемов СО, образующихся в результате химических реакций и весь объем окислительного газа (кислорода) усваивается ванной. В случае продувки ванны обогащенным воздухом, необходимо учитывать также наличие азота, содержащегося в воздухе. Т. е. формула для определения Unp.r. будет выглядеть следующим образом:

U =(V +V).Lsl.-L (21) где VN2 — объем азота, поступающий в ванну в секунду, м3/с.

Формулу (19) можно использовать для определения величины подъема ванны как при верхней, так и при нижней продувке.

Проходя через слои металла, газовая струя перемешивает ванну. Учитывая то, что при попадании в расплав струя нагревается и увеличивает свой объем, В. С. Кочо [64] предположил, что работа газа по перемешиванию ванны соответствует работе газа при изотермическом расширении. Однако, учитывая большой объем поступающего в ванну газа, вкладом работы Архимедовой силы (работы по перемещению газового объема от дна ванны к поверхности расплава) при всплытии пузырьков также нельзя пренебрегать [65]. Учитывая, что в случае донной продувки большое количество (около 10 кг) газа поступает с высокой скоростью (порядка скорости звука для условий истечения), можно сделать предположение, что кинетическую энергию струи также нужно учитывать.

Приходными статьями энергетического баланса ванны являются:

— кинетическая энергия газовой струи:

Ет*=РгуУг-и112 (22) где рГ) о — плотность газа, поступающего в ванну, кг/м3- Vr — расход газа, м3/с.

— энергия изотермического расширения газовых объемов при подъеме газа с i-ro на i+1 слой (формула B.C. Кочо): д. — '^" ll (23).

Рм 293 to^ где Hj+i, Hj — глубина расположения рассматриваемых слоев ванны, мк — общее количество слоев.

— работа архимедовой силы:

Еар=(Рм-Рг) -g-Vr-H (24) где Н — глубина ванны, м.

Расходными статьями энергетического баланса являются:

— перемешивание ванны Епер;

— потери энергии при неупругом ударе Еуд;

— потери на турбулизацию струи Е^;

— потери на внутреннее трение Егр.

Расходом энергии струи на образование новой поверхности можно пренебречь, так как работа по исчезновению поверхности при выходе пузырьков из ванны должна быть такой же по величине и противоположной по знаку [65]. Кроме того, затраты энергии на эти статьи не превышает 3% от начальной энергии струи [48].

Исследования показали, что только часть энергии перемешивания превращается в кинетическую энергию движения расплава: большая ее часть тратится на потери при неупругом ударе, турбулизацию струи и внутреннее трение [53]. В [66] приведены оценки распределения энергии перемешивания: кинетическая энергия движения расплава составляет порядка 20−25% приходной части энергетического баланса.

Уточненную оценку средней скорости движения расплава V мет можно получить, если воспользоваться методикой, предложенной сотрудником кафедры металлургии стали МИСиС Дао Минь Тяо под руководством А. Ф. Вишкарева, подробно изложенной в [38]. Итоговая расчетная формула выглядит следующим образом:

V-J4'" '" .

9 CM.C.

25) где vT — турбулентная кинематическая вязкость, рассчитывается как функция геометрических размеров агрегата, высоты металла, условий продувки и свойств металлического расплава: Мт =0.012-(ОшГ-НГ'Ж -<�С7,-1)Г.

26) гг — мощность диссипации энергии в единице массы расплава, м2/с3. См, С — константа скорости диссипации и константа пропорциональности скорости пульсационного движения средней скорости циркуляции расплава. См=0,09, С=0,537.

2.2.1.2. Верхняя продувка,.

Механизм взаимодействия ванны с газовой струей при верхней продувке значительно сложнее, так как необходимо учитывать различное расположение фурмы и уровня металла. В зависимости от взаимного расположения сопла и уровня металла, может наблюдаться открытая, либо закрытая продувка. В случае открытой продувки наблюдается явление подмешивания газов атмосферы конвертера в газовую струю (см. рис. 17). Нч.

Рис. 17. Режимы верхней продувки при различных взаимных положениях уровня фурмы и уровня металла: а) Открытая продувка затопленной струейб) Открытая продувка затопленной струей, уровни сопла и ванны совпадаютв) Закрытая продувка заглубленной струей.

Для определения скорости по оси сверхзвуковой газовой струи также можно использовать формулу Сен-Венана (18). В случае продувки через сопло Лаваля, величина р= PBH/Pi может принимать значения меньше ркр =0,528. При этом достигаются сверхзвуковые скорости продувки [61,62].

Для определения режима продувки необходимо знать величину подъема ванны, которую можно определить по формуле (19).

Ряд исследований [34, 67, 68, 69] был посвящен определению размеров лунки, образуемой газовой струей на поверхности и внутри металло-шлакового расплава. Сопоставления различных формул, расчетных и фактических значений, приведены в работах [49, 53]. Сравнение результатов, рассчитанных по различным методикам, показывает, что они имеют существенный разброс.

Наиболее универсальным способом определения глубины лунки, представляется решение уравнения равенства динамического напора и гидростатического давления на дне лунки, приведенного в работе [68]: РдиН т р О л л. дин гх стр V. ^ вых J.

Ргидр Ркаж'8'Хлун Рдин Ргидр

27).

Для режима открытой продувки: хстр=Ьс+Ьл хлун=Ьл Для режима закрытой продувки: х^Ьл хлун= hc+Ьл где Рдин — динамический напор по оси струи в данном сеченииР°дин — динамический напор по оси струи на выходе из соплаш — коэффициент, характеризующий степень затухания струидля четырехсопловой фурмы ш=30,25 [68]- Хстр — расстояние от среза сопла до нижней точки лунки, мХлун — расстояние от уровня металла до нижней точки лунки, м- <3&bdquo-ых — диаметр сопла в выходном сечении, м.

Динамический напор по оси струи на выходе из сопла Р0ДиН определяется по формуле: Г Рг-У02 (28) дин — *—2где рг — плотность газа для условий истечения, кг/м3- W02 — скорость истечения кислородной струи, м/сК — коэффициент, К=3,16.

Уравнение (28) преобразуется к кубическому уравнению, корни которого можно определить с помощью формул Кардано.

Формулы для оценки диаметра лунки, образуемой струей на поверхности расплава, представлены в работах [34, 38, 49, 50, 69]. Одним из способов описания, является использование значения угла раскрытия сопла для оценки диаметра зоны взаимодействия. Форма лунки, в первом приближении, может быть представлена параболоидом вращения [49]. Однако математическое описание плавного изменения формы реакционной зоны при изменении положения фурмы и переходе от открытого режима продувки к закрытому в рассмотренной литературе отсутствует.

Предлагаемое изменение размеров и формы зоны взаимодействия для верхней продувки при различных режимах представлено на рис. 18.

Наиболее сложным для математического описания является определение величины Ъсф — глубины параболической части лунки. Принимая ЬСф=^ для открытой продувки, в данной работе предлагается определять параметры зоны продувки по следующему алгоритму:

1) Из уравнения (27) определяется значение Ьл.

2) Для открытой продувки рассчитывается значение диаметра параболической части с1л через высоту сопла he, полуугол раскрытия сопла и а2 и угол наклона сопла к вертикали a: dn=2-hc'(tg (a+a2)-tg (a-a2)).

Если ёл>Ьл, то расчет прекращается, все параметры определены (см. рис. 18а, б). 3) Если с! л<�Ьл, (см. рис. 18 е, ж) решается система уравнений:

КФ = d* dx =2-(hc + h^)• (tg (a + a2) — tg (a — cc2)).

Решение системы приводит к следующему результату: d 2 ¦ Ща + а2)-tg (а-а2))-(hc +) 1 + 2 • (tg (ar + а2) — tg (a-a2)).

29).

18. Схема строения зоны взаимодействия струи с расплавом при открытой (а-д) и закрытой (е-ж) верхней продувке.

5) Для закрытой продувки (см. рис. 18 в, г, д) параметры определяются из решения системы:

КФ h. =Кф+КоН.

1Л= 2• (йл ~Исф (tg{а + а2)-tg (а-а2)).

31) d =.

2-(tg (Qf + Or2)-tg (Qf-Qf2))-/lJ, l + 2-(tg (a + a2)-tg (a-a2)).

Составляющие энергии перемешивания можно определить по формулам [34,65]: где рг he.

То Тг.

Е*Р =.

EK""=Vr-pr-U072 й.-РгУё-Уг'Т-К.

32).

Е P0'V*'T* nP°+hs 'g'p ю рм Т0 Р0 1.

— плотность газа в условиях истечения, кг/м ;

— высота барботажного слоя металла, принимается равной половине уровня вспененной ванны, м;

— температура н.у., 293 К;

— температура газа, принимается равно Тмет, К.

Средняя скорость движения расплава в ванне определяется аналогично варианту с нижней продувкой (25).

Приведенные выше формулы и уравнения позволяют определить геометрические параметры зоны взаимодействия металла и газовой струи, а также ряд важных характеристик конвертерной ванны при верхней продувке.

2.2.2. Подсистема «Реакционная зона» Первичное взаимодействие высокоскоростного газового потока с ванной образует так называемую реакционную зону [53]. Условия протекания процессов в реакционной зоне значительно отличаются от условий в других частях конвертерной ванны температурой, скоростью движения взаимодействующих фаз и непосредственным наличием окислительного газа. В случае наличия нескольких фурм или сопел, следует говорить о нескольких реакционных зонах. Геометрически, реакционная зона соответствует первичной зоне взаимодействия газовой струи с расплавом, в которой сохраняется газовое ядро струи. Ее строение было рассмотрено в п. 2.2.1.

Схема взаимодействия струи с расплавом в реакционной зоне при верхней и нижней продувке представлена на рис. 25.

Рис. 25. Схема движения метала и газа в реакционной зоне для донной (а) и верхней (б) продувки.

Рассматривая строение реакционной зоны, исследователи выделяют центральный высокотемпературный участок, называемый первичной реакционной зоной и периферийный, называемый вторичной реакционной зоной [53].

В пределах вторичной реакционной зоны температура значительно ниже, там происходит окисление примесей чугуна оксидами железа, поступающими из реакционной зоны. В данной работе, все упоминания о реакционной зоне относятся к первичной реакционной зоне, а процессы, протекающие во вторичной реакционной зоне, считаются происходящими в зоне металл-шлак.

Процессы, протекающие в реакционной зоне, оказывают определяющее влияние на конвертерную плавку в целом, поэтому необходимо рассмотреть их подробнее. Вопросам протекания окислительных процессов в реакционной зоне посвящены труды многочисленных исследователей [16, 34, 38, 48, 49, 55, 58, 66,70−72].

Гипотеза о преимущественном окислении железа непосредственно газообразным окислителем в РЗ и двухстадийной схеме окисления для всех остальных компонентов ванны была впервые выдвинута В.Е.Грум-Гржимайло (1923 г.) и поддержана Г. Шенком (1936 г.).

Практически одновременно с В.Е. Грум-Гржимайло, М. М. Карнаухов выдвинул гипотезу (1923 г.) о том, что об относительных скоростях окисления нескольких параллельных реакций в системе можно судить по величинам упругости диссоциации образующихся оксидов. Развитием этой гипотезы было положение, сформулированное С. Т. Ростовцевым (1945 г.) о том, что о сродстве в окислительно-восстановительных реакциях можно судить по упругости диссоциации или логарифму парциального давления кислорода.

Вследствие развития представлений о конвертерном процессе гипотеза Грум-Гржимайло — Шенка была поставлена под сомнение. В дальнейших работах по исследованию конвертерного процесса [38, 34] было показано, что кроме железа в реакционной зоне окисляется также и углерод. Причем следует отметить, что окисление железа и углерода происходит по «прямой», одностадийной схеме, и окислительные реакции, благодаря высокой температуре и перемешиванию, идут практически до равновесия.

Наиболее вероятным является то, что скорость окисления примесей в реакционной зоне, может лимитироваться скоростью их поступления к границе раздела фаз [70, 38]. При этом кинетика процессов окисления примесей зависит от условий продувки: с изменением гидроаэродинамических условий меняется площадь поверхности взаимодействия, мощность перемешивания ванны определяющая среднюю скорость движения расплава, а, в совокупности, эти факторы влияют на количество примесей, поступающих с расплавом в реакционную зону.

В работе [38] рассматривались вопросы, связанные с соотношением скоростей окисления железа и углерода по ходу продувки кислородом и углекислым газом, образовавшимся в результате догорания СО, подмешанного к кислородной струе из полости кислородного конвертера при открытой продувке. Возможность окисления других элементов в реакционной зоне не была рассмотрена. Схема окисления компонентов в реакционной зоне, принятая в работе [38], базируется на расчете равновесных концентраций Ог и СОг в газовой фазе с компонентами ванны и расчете скорости поступления металла в реакционную зону. По результатам расчетов определяется компонент, имеющий приоритет при окислении (равновесное давление окислителя с этим компонентом минимально). В условиях реакционной зоны в начале продувки, когда приоритет при окислении имеет углерод, окисляется весь углерод, поступивший в реакционную зону, а остаток кислорода окисляет следующий за ним в ряду приоритетов элемент, которым, является железо. Окисление остальных компонентов идет по двухстадийной схеме.

Такое модельное представление процессов в реакционной зоне-представляется несколько упрощенным. Многие исследователи сходятся на мнении, что в реакционной зоне, благодаря высокому окислительному потенциалу кислородной струи, наблюдается, в большей или меньшей степени, окисление всех компонентов, присутствующих на реакционной поверхности [12, 59, 53, 72, 73]. Приведенные в [38] графики изменения равновесного содержания кислорода и оксида углерода СОг в газовой фазе для различных ОВР демонстрируют такую теоретическую возможность для кремния и марганца.

Чтобы проанализировать термодинамическую возможность окисления других компонентов в реакционной зоне, в данной работе расчет равновесного содержания окислителей был расширен: приведены аналогичные расчеты также для ванадия, титана и хрома. Окисление фосфора в реакционной зоне не рассматривается, так как при высоких температурах реакционной зоны и в отсутствии извести он не образует устойчивых соединений.

В табл. 13 приведены реакции, принятые к рассмотрению и формулы, по которым рассчитывалось содержание кислорода в газовой фазе, равновесное с элементами для заданных условий. Использовались термодинамические данные [74−77].

Результаты расчетов равновесного содержания кислорода {02} и {С02} в газовой фазе для различных периодов продувки приведены на рис. 19−24. При расчетах было принято: общее давление 1 атмсостав газовой фазы (об.%): {02}=75%, {С02}=20%, {СО}=5%- состав шлака реакционной зоны (масс.%): (MnO)=8%, (SiOz)=24%, (Cr203)=6%, (Ti02)=9%, (V203)=18%, (FeO)=35%.

Анализируя приведенные графики, можно сделать вывод о термодинамической возможности окисления в реакционной зоне титана, ванадия, марганца и кремния. Так, при низких температурах реакционной зоны, характерных для донной продувки воздухом (1800−1900 К), конкуренцию железу может составить кремний и титан и хром.

Соотношение скоростей окисления элементов может быть определено соотношением парциального давления окислителя с этими компонентами (гипотеза Карнаухова-Ростовцева), что подтверждено экспериментами по обдуванию кислородом капель расплава кислородом во взвешенном состоянии [73,78,79].

Принимая, что скорости окисления ряда компонентов, присутствующих в металле в небольших концентрациях, могут определяться скоростью их поступления к границе раздела фаз [38, 53], на них может оказывать влияние различная поверхностная активность компонентов Wi (отношение поверхностной концентрации компонента i к объемной) [12,71,99].

Здесь необходимо отметить, что в системе Fe-V, содержащей менее 0,002 — 0,003% кислорода, ванадий поверхностно инактивен (wv~0,2−0,6), т. е. его концентрация в поверхностных слоях на границе металл-газ меньше, чем в глубине расплава [80].

Заключение

и выводы.

В результате проделанной работы осуществлен синтез математической модели процесса деванадации природно-легированных чугунов (варианты с донной воздушной и верхней кислородной продувкой).

При описании процессов окисления примесей, растворения твердой завалки и теплообменных процессов в конвертерной ванне использованы принципы термодинамики необратимых процессов.

Предложен метод совместного описания процессов окисления и перемешивания в конвертерной ванне, позволяющий рассчитать изменение основных параметров конвертерной системы при деванадации.

Расчетным путем получены численные оценки температуры реакционной зоны при донной воздушной продувке в конвертере.

Создан программный комплекс «Конвертер» для проведения расчетов на ПК, сочетающий элементы проектирования агрегата (профиль конвертера и характеристики дутьевых устройств для верхней и нижней продувки) и математическую модель конвертерного процесса, позволяющую прогнозировать поведение примесей при деванадации.

Предложены варианты использования разработанного программного" комплекса для рационального ведения процесса при деванадации природно-легированных чугунов.

Рассмотренные варианты технологии деванадации чугунов в конвертерах с верхней кислородной и нижней воздушной продувкой позволяют оценить технико-экономические показатели для перспективных конвертеров и проанализировать эффективность различных вариантов реконструкции конвертерного отделения дуплекс-цеха ЧусМЗ.

Программный комплекс, реализованный в виде обучающей программы, передан на НТМК для использования в системе повышения квалификации технологического персонала.

Создание на базе программного комплекса «Конвертер» модели второй части ванадиевого передела является перспективной научной задачей.