爐精煉過程鋼水溫預(yù)報技術(shù)

1、收稿日期: 2001205216基金項目: 國家“九五”重點科技攻關(guān)項目(952524202202)·作者簡介: 武擁軍(1970 - ) ,男,河南濮陽人,東北大學(xué)博士研究生; 姜周華(1963 - ) ,男,浙江蕭山人,東北大學(xué)教授,博士; 姜茂發(fā)(1956 - ) ,男,山東棲霞人,東北大學(xué)教授,博士生導(dǎo)師·2 0 0 2 年 3 月第23卷第3期東 北 大 學(xué) 學(xué) 報 ( 自 然 科 學(xué) 版 )Journal of Northeastern University (Natural Science)Mar . 2 0 0 2Vol123 ,No. 3文章編號: 100

2、523026 (2002) 0320247204LF爐精煉過程鋼水溫度預(yù)報技術(shù)武擁軍 , 姜周華 , 姜茂發(fā)(東北大學(xué) 材料與冶金學(xué)院, 遼寧 沈陽110004)摘 要: 基于L F爐精煉過程 ,以鋼水和爐渣為研究體系 ,通過對其能量收入和損失的系統(tǒng)分析與計算 ,利用熱平衡規(guī)律 ,詳細(xì)推導(dǎo)并建立了鋼水升溫速率模型· 其中鋼包包壁的傳熱機(jī)制(包括包側(cè)壁和包底)分別采用圓柱坐標(biāo)下和直角坐標(biāo)下的一維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱微分方程及其初始條件和第三類邊界條件來描述 ,以有限差分方法求解· 編制成計算機(jī)程序?qū)嶋H過程模擬仿真· 仿真結(jié)果與實際值的誤差均在 ±5 之內(nèi)·

3、;關(guān) 鍵 詞: L F爐;爐外精煉;鋼水溫度預(yù)報;熱平衡;模擬仿真中圖分類號: TF 769. 2文獻(xiàn)標(biāo)識碼: A隨著計算機(jī)及自動控制技術(shù)在鋼鐵工業(yè)中的應(yīng)用,在電爐冶煉爐外精煉連鑄軋制這一短流程生產(chǎn)工藝中,LF爐對連鑄緩沖器的作用日益突出· 因此,LF爐精煉過程中溫度的控制成為整個短流程是否順行的關(guān)鍵因素· 目前,我國鋼鐵企業(yè)LF爐精煉過程中溫度的人工控制已與現(xiàn)代化生產(chǎn)的快節(jié)奏和對產(chǎn)品質(zhì)量的精確控制不相適應(yīng)· 開發(fā)并實現(xiàn)LF爐精煉過程鋼水溫度預(yù)報成為冶金工作者面臨的一個十分緊迫的課題13 · 而國外在這方面的工作,已遠(yuǎn)遠(yuǎn)走在了前面414 ·1

4、基于能量平衡的溫度預(yù)報模型的建立與求解111 輸入體系的電能Qse = 6 Carc , iParc , i = 63i =1Iarc , iUarc , i Carc , i ·(1)其中, Uarc , i = U2i - I2i ·x2- Ii r · (2)式中, Qse為輸入體系的電能, W; Iarc , i、 Uarc , i、Parc , i分別為某相電弧的電流,A;電壓, V;功率,W; Carc , i為某相電弧電能對熔池的熱交換系數(shù),其大小與埋弧程度有關(guān), Carc在 01 間取值; r、x 為包括變壓器和短網(wǎng)在內(nèi)的電阻和感抗,其值可由短路試

5、驗獲得; Ui、 Ii 為分別為相電壓,V和電流 ,A·112 體系的熱損11211 通過爐襯散出的熱量1) 在計算爐襯散熱量之前 ,首先要計算爐襯的瞬時溫度分布·爐襯側(cè)壁:為圓柱坐標(biāo)下的一維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱 ,導(dǎo)熱微分方程為92T9 r2 + 1r9 T9 r= 1a9 T9· (3)邊界條件為 r = r1 , T = Tst ; (4)r = r2 , - 5 T5 r r = r2=( T - Ta)· (5)初始條件( = 0 時)為T - Tls ,0Tst ,0 - Tls ,0= -lnr2rlnr2r1· (6)包底:為無限大平板一

6、維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱 ,導(dǎo)熱微分方程為92T9 Z2 = 1a9 T9· (7)邊界條件為 Z = 0 , T = Tst ; (8)Z = z l , - 9 T9 Z z = z1=( T - Ta)· (9)初始條件( = 0 時)為T = Tst ,0 -ZZ1( Tst ,0 - Tls ,0)· (10)上面各式中, a 為導(dǎo)溫系數(shù), m2/ s; Tst、Tls、Ta、Tst ,0、 Tls ,0分別為鋼水、鋼包外壁、大氣的溫度及鋼包到達(dá)L F精煉工位(即= 0)時的鋼水溫度和鋼包外壁溫度, K;、 為對流換熱系數(shù)及導(dǎo)熱系數(shù),W/ (m2· K)

7、; r、 Z 為鋼包尺寸, r1、 r2、 z 1 分別為鋼包內(nèi)徑、外徑及包底厚度,m;為時間, s·2) 推導(dǎo)包壁初始溫度 Tls ,0· 由熱平衡關(guān)系,電爐出鋼到鋼包到達(dá) L F 工位期間,鋼水的溫降等于其輻射熱損和鋼包包襯蓄熱之和,即有mst ·cst( Ttap - Tst ,0) =Qr , s + ( Tln ,2 - Tln ,1) ·mln ·cln · (11)設(shè) Tln = Tln ,2 - Tln ,1 ,Tst = Ttap - Tst ,0則 Tln =mst ·cst · Tst - Q

8、r ,smln ·cln· (12)式中, Ttap、 Tln ,1、 Tln ,2為電爐出鋼溫度、出鋼時及鋼包到位時爐襯溫度, K; Qr ,s為出鋼及運包過程鋼水的輻射熱損失,W·由于爐襯溫度的變化值與出鋼時鋼水溫度和爐襯溫度之差成正比,即Ttap - Tln ,1Tln= k ( > 1) , (13)所以Tln,2 =Tln + Tln,1 =Tln + Ttap - k Tln = Ttap - ( k - 1)Tln = Ttap - k Tln·(14)將式(12)代入式(14)得Tln ,2 = Ttap -kmln ·c

9、ln( mst ·cst · Tst - Qr ,s)·(15)設(shè)爐襯、鋼水量和鋼水輻射熱不變,則Tln ,2 = Ttap - k1Tst + k2 · (16)鋼包到達(dá) L F 爐工位時,若其爐襯溫度分布視為穩(wěn)態(tài),則Tls ,0 = Ttap - a0Tst - b0 · (17)由現(xiàn)場實際測得 Tls ,0 , Ttap , Tst ,0等數(shù)據(jù),運用回歸方法即可確定方程(17)中的待定系數(shù) a0和b0· 其中, Ttap、Tst ,0是實際生產(chǎn)必測數(shù)據(jù),而Tls ,0可由點溫計或熱電偶現(xiàn)場實際測定·3) 求出爐襯溫度分

10、布后,便可求出爐襯的散熱量,以 Qln表示·Qln = 9 T9 r r = r1·2 r1 hm + k5 T5 Z z =0· r21 ·(18)式中, hm 為熔池液面高度,m·11212 加合金及渣料時的熱效應(yīng)1) 合金加入后,將經(jīng)歷升溫、熔化、溶解、氧化等一系列過程,并最終與熔池溫度相平衡· 因此合金化過程的熱效應(yīng) 6 Hi 由三部分組成6 Hi = Hm ,i - ( Hs ,i + Hox ,i)· (19)固體合金料熔化熱,以 Hm ,i表示Hm ,i = Wi cs ,i( Tf ,i - T0 , i)

11、+Hf ,i +cl ,i( Tst - Tf ,i) ×1000 · (20)式中, T0 , i、 Tf ,i、 Tst為合金入爐溫度、液相線溫度和熔清時熔池溫度, K; cs ,i、 cl ,i為合金固相、液相比熱容, kJ / (kg· K) ; Wi 為合金加入量, kg;Hf ,i為合金熔化潛熱, kJ / kg·合金元素熔解于鋼液的熔解熱,以 Hs ,i表示Hs ,i =Hs ,i Wi ·wi ×1000Mi· (21)式中,Hs ,i為合金所含元素熔解熱,kJ/ mol ; wi 為合金元素含量, %; M

12、i 為合金元素摩爾量,kg/ mol·合金元素的氧化放熱,以 Hox ,i表示Hox ,i =Hox ,i Wi ·wi(1 -i) ×1000Mi·(22)式中,Hox ,i為合金元素氧化反應(yīng)熱, kJ / mol ;i為合金元素收得率, %·2) 加渣料的熱效應(yīng),以 H i 表示H i = W i c s ,i( T f ,i - T 0 , i) +H f ,i +c l ,i( T st - T f ,i)· (23)式中, W i 為渣料加入量, kg; c s ,i、 c l ,i為爐渣固、液相比熱, kJ / ( kg&

13、#183; K) ;H f ,i為爐渣熔化潛熱, kJ /kg ; T f ,i、 T 0 , i、 T st為爐渣熔點、渣料入爐前溫度和熔池溫度, K·3) 加入合金及渣料的總熱效應(yīng),以 Qch表示·Qch = (6 Hi + Hi) /m ,i = Hm ,i - ( Hs ,i +Hox ,i) + H i / m ,i · (24)式中,m ,i為爐料從加入到熔清并達(dá)到熔池溫度的時間, s (此值由現(xiàn)場經(jīng)驗而定,一般為 120180 s)·11213 熔池表面(渣面)熱損失熔池表面熱損失主要為輻射熱損,以 Qr ,s表示·Qr ,s =

14、 Cr ,ssb T4str21 (25)式中, s為爐渣黑度,一般為01815; b 為黑體輻射常數(shù), b = 5167 × 10 - 8W/ (m2K4) ; Tst為用鋼水溫度代替的渣面溫度, K; Cr ,s為熔池表面熱損系數(shù)·Cr ,s的確定:由 Qr ,ss lnb ( T4st - T4ln)r21 =sb T4str21 ln ( T4st - T4ln)T4st· (26)842 東北大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版) 第 23 卷對照式(25) ,得:Cr ,s = ln ( T4st - T4ln) FstT4st(27)式中, ln為爐襯黑度,為 01

15、816 ; Fst為角系數(shù),包蓋閉合時為 1 ,包蓋開啟時則小于 1· 若設(shè) Tst =1 873K,則當(dāng) Tln = 1 473 K時, Cr ,s = 01494 ;當(dāng)Tln = 1 573 K時, Cr ,s = 014 ;當(dāng) Tln = 1 673 K時,Cr ,s = 0129· 可見,當(dāng)鋼包包蓋閉合時, Cr ,s = 013015 ,加熱時為小值,停電時為大值· 開啟時 Cr ,s= 017 - 018· Cr ,s為經(jīng)驗數(shù)據(jù),其值在 01 之間,可根據(jù)實測熱平衡數(shù)據(jù)由試算求得,并與鋼水實測溫度對比校正·11214 煙塵氣帶走熱量

16、煙塵氣帶走熱量,以 Qg 表示·Qg = Gg ·Cg ·( Tg - T0) + Gdu ×Cdu ·( Tdu - T0) (28)式中, Qg 為煙塵和煙氣帶走熱流量,W; c 為比熱容,J / ( kg· K) ; Gdu、 Gg 為煙塵和煙氣排出速率,kg/ s; Tdu、 Tg、 T0為煙塵、煙氣排出溫度和環(huán)境溫度, K·113 體系內(nèi)能的變化鋼液和爐渣體系的內(nèi)能變化用U 表示·U = mst ·cst + msl ·csl +mi ·cim ,i d Tstd ·

17、;(29)式中, mst、 msl、 mi 為鋼水、爐渣和合金渣料的質(zhì)量, kg; cst、 csl為鋼水、爐渣比熱容, J / ( kg·K) ;d Tst / d為鋼水升溫速率, K/ s·114 鋼水升溫速率模型因為U = Qse - Qr ,s - Qch - Qln - Qg ·所以 d Tstd =Qse - Qr ,s - Qch - Qln - Qgmst ·cst + msl ·csl +mi ·cim ,i ·(30)115 LF升溫速率模型的求解11511 爐襯溫度分布的求解采用顯式差分法對式(3)和式

18、(6)及其邊界條件離散化,分別建立內(nèi)節(jié)點和邊界節(jié)點的差分方程,用代數(shù)遞推的方法求出各節(jié)點各時刻的溫度值·1) 徑向(包襯側(cè)壁)網(wǎng)格間隔r ,節(jié)點:k =r2 - r1r+ 1· (31)= 0 (初始溫度分布)T0i = Tls ,0 + ( Tst ,0 - Tls ,0)lnr2rlnr2r1· (32)式中,r = r1 +r ( i - 1) i = 1 ,2 , , k ·(33)= n 鋼液/包襯界面( i = 1)Tnl = Tn - 1st(其中 T0st = Tst ,0)· (34)內(nèi)節(jié)點Tni = (1 - 2 Fo) T

19、n - 1i+ Fo ( Tn - 1i - 1 + Tn - 1i + 1 +For2 r( Tn - 1i + 1 - Tn - 1i - 1 ) ( i = 2 , , k - 1)·(35)外表面( i = k)Tnk = 1 - 2 Fo(1 + Bi) Tn - 1k +2 Fo 1 -r2 rTn - 1k - 1 + 2 FoBi Ta ·(36)上面各式中, 為時間步長, s ;Fo = a r2 ; a = cp; Bi =hark穩(wěn)定性條件 r22 a (1 + Bi)(37)2) 縱向(包底)網(wǎng)格間隔z ,節(jié)點數(shù):L = ( z 1/z ) + 1

20、· (38)= 0 (初始溫度分布)T0i= Tst ,0 -zz 1( Tst ,0 - Tls ,0)· (39)式中, z =z ( i - 1) , i = 1 ,2 · (40)= n Tn1 = Tn - 1st(其中 T0st= Tst ,0) , (41)Tni= (1 - 2 Fo) Tn - 1i+ Fo( Tn - 1i - 1 + Tn - 1i +1 )·(42)式中, i = 2 , , L - 1TnL = 1 - 2 Fo(1 + Bi) TnL + 2 FoTnL - 1 + 2 FoBi Ta(43)式中, Fo =a

21、 z2 ; Bi =hazL ·穩(wěn)定性條件 z22 a (1 + Bi) · (44)3) 通過包襯的熱損失為Qnln = kTn2 ,r - Tn1r· 2 r1 hm + kTn2 ,z - Tn1z· 2 r21 ·(45)式中, T2 , r為徑向第二個節(jié)點溫度; T2 , z為軸向第二個節(jié)點溫度·11512 整個數(shù)模的求解942 第 3 期 武擁軍等: L F爐精煉過程鋼水溫度預(yù)報技術(shù)取 為一個時間段,設(shè)= k ,則k = 0 ,= 0 :T0st= Tst ,0 · (46)k = 1 ,= :T1st= Tst

22、 ,0 +Umst cst + msl csl +mi ·cim ,i d·(47)k = n ,= n :Tnst= Tn - 1st+Umst cst + msl csl +mi ·cim ,i d·(48)當(dāng)鋼水溫度和成分同時滿足出鋼要求時,計算結(jié)束·2 模型的驗證與應(yīng)用應(yīng)用 VB510 程序設(shè)計語言 ,將上述精煉過程溫度預(yù)報模型編制成計算機(jī)程序 ,用該程序?qū)犴樹搹S四煉分廠L F爐精煉過程進(jìn)行現(xiàn)場模擬仿真· 輸入生產(chǎn)中相關(guān)工藝、設(shè)備和物性參數(shù)(此略) ,結(jié)果表明:本程序?qū)珶掃^程鋼水溫度的預(yù)報值與實測值吻合得較好·

23、在隨機(jī)進(jìn)行的 50 爐試驗 173 個溫度數(shù)據(jù)中 ,預(yù)報溫度與實測溫度的誤差均在 ± 5 以內(nèi)· 因此 ,該精煉過程鋼水溫度預(yù)報模型可完全應(yīng)用于L F 精煉過程鋼水溫度在線控制程序中·3 結(jié)論L F鋼水溫度預(yù)報模型主要應(yīng)用于 L F 精煉過程中快速、準(zhǔn)確地預(yù)報鋼水溫度 ,它與鋼水成分微調(diào)模型、吹氬攪拌模型及脫硫模型等構(gòu)成 L F精煉過程的工藝優(yōu)化模型 ,是實行 L F 精煉過程計算機(jī)控制的重要基礎(chǔ)·參考文獻(xiàn): 1 傅杰· 發(fā)展我國鋼的二次精煉技術(shù)的建議 J · 特殊鋼,1999 ,20 (增刊) :23 - 25·( Fu

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