Спосіб здійснення сталеплавильного процесу

Изобретение относится к теплофизике, в частности к физико-химической реакции в металлической ванне. Физико-химический сталеплавильный процесс имеет реверсивный характер, описывается уравнением изобарноизотермического потенциала (уравнение Гиббса) и этим уравнением регулируется скорость окисления примесей (Меджибожский М.Я., Харлашин П.С. Теоретические основы сталеплавильных процессов. - К.: УМК ВО, 1992. С.23 - прототип). где -DG° - изменение изобарно-изотермического потенциала как мера химического средства элементов: определяется по таблицам; R - газовая постоянная стали; T - температура реакции, по которой определяется порядок реакции (прямая или обратная); определяется по таблицам или расчетным методом; K - константа равновесия; определяется расчетным или экспериментальным методом. Недостатком данного способа проведения сталеплавильного процесса регулированием скорости окисления примесей путем установления температуры реакции при помощи уравнения изобарно-изотермического потенциала является неучтенность в этом уравнении связи между всеми теплофизическими параметрами, задействованные в реакции рафинирования металла, в согласии с диалектическим законом перехода количества в качество. Задачей изобретения является оптимизация сталеплавильного процесса путем ввода в расплав расчетного количества углерода, устанавливаемого при помощи среднеарифметической температуры реакции, которая определяется из системы критериальных уравнений разрушения сверхтекучести в лице физико-химического процесса системы кислород - расплав. Поставленная задача решается тем, что расход вводимого в расплав углерода определяется по температуре реакции сверхтекучей сталеплавильной системы кислород-расплав, как среднеарифметическое между TIк и TIIк из системы критериальных уравнений разрушения сверхтекучести где Tк - среднеарифметическая температура реакции сталеплавильного процесса, К; Rст - газовая постоянная стали, кДж/кг.К; Tд - температура плавления стали температура стали у нижнего среза диффузора условного эжектора, образующегося в жидкой металлической ванне вводимой струей кислорода, К; TкI - температура реакции вторичной реакционной зоны, исходящая из нижней точки жиклер-критического сечения условного эжектора, К; TкII - температура реакции первичной реакционной зоны, исходящая из верхней точки жиклер-критического сечения условного эжектора, К; RO2 - газовая постоянная кислорода, кДж/кг × К; Tж-кр - температура кислорода в жиклеркритическом сечении условного эжектора в жидкой металлической ванне, К; Ps - давление струи кислорода в основании коаксиальной закрутки - у нижнего среза диффузора условного эжектора, Па; этот диффузор вывернут, образуя вторичную реакционную зону; Pж-кр - давление струи кислорода в жиклеркритическом сечении условного эжектора в жидкой металлической ванне, Па; Pс - давление струи кислорода за срезом диффузора продувочного устройства, Па; Tс - температура кислорода за срезом диффузора продувочного устройства, К; п - показатели политропы. Наличие в коаксиальной закрутке в системе кислород - расплав конфузорной и диффузорной частей говорит о том, что температуры в первичной и вторичной реакционных зонах неравны. Температура расплава tрасплава = 1280 1420°C. Расчет необходимого количества углерода предполагает определение где Tскр - среднеарифметическая температура между TкI и TкII. Расчетное количество углерода необходимо для того, чтобы зажечь плазму стали (нормальная компонента сверхтекучей системы кислород расплав) жизненную энергию, характеризующаяся Rст. Плазма кислорода, как вторая жизненная энергия системы кислород расплав, характеризуется RO2: сверхтекучая компонента системы. Пример. Давление струи кислорода за нижним срезом диффузора продувочного устройства 1,2 × 10Па. Давление этого кислорода в жиклеркритическом сечении условного эжектора в жидкой металлической ванне равно: Температура низкотемпературного газообразного кислорода в жиклер-критическом сечении условного эжектора в жидкой металлической ванне равна: где Tс = 110,93К - температура газообразного кислорода за срезом диффузора продувочного устройства при Pс = 1,2 × 10Па. Глубина внедрения струи газообразного кислорода в жидкую металлическую ванну равна где dc - диаметр выходного сечения диффузора продувочного устройства, м; w - скорость истечения струи газообразного кислорода из продувочного устройства, м/с; rО2 - плотность газообразного кислорода, истекающего из диффузора продувочного устройства, кг/м; rст - плотность жидкой металлической ванны, 7000кг/м3; g - ускорение силы тяжести, м/с 2. Скорость истечения газообразного кислорода Определяем температуру реакции первичной реакционной зоны, то есть температуру плазмы кислорода физико-химического сталеплавильного процесса (TкII): где P1 = 6 × 105Па - давление газообразного кислорода перед вводом в продувочное устройство нового поколения; к - показатель адиабаты. Определяем диаметр выходного сечения диффузора продувочного устройства из уравнения сплошности истечения потока газообразного кислорода Среднеарифметическая температура реакции Tк равна: где GO2 - расход кислорода на одну плавку, тонн; Определяем количество твердого топлива, которое необходимо забросить в расплав, чтобы зажечь плазму первичной реакционной зоны и плазму вторичной реакционной зоны: где Q - теплота сгорания рабочей массы твердого топлива, Мдж/кг; Cзл - теплоемкость золы твердых топлив при t = 1600°C, кДж/кг × К. Давление газообразного кислорода в основании струи, внедренной в жидкий металл, равно Определяем температуру реакции вторичной реакционной зоны, то есть температуру плазмы стали TкI физико-химического сталеплавильного процесса: Температура плавления стали выше TкI и TкII.