способ определения температуры жидкости

Формула изобретения

СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ ЖИДКОСТИ, заключающийся в том, что формируют звуковые возмущения в жидкости посредством подачи газа постоянного состава с заданной температурой и измеряют частоту звука, отличающийся тем, что подачу газа осуществляют через сопло в виде струи, температуру задают не выше температуры жидкости, а измеряют частоту звука максимальной интенсивности, при этом дополнительно измеряют температуру торможения газа перед соплом и температуру окружающей среды и по измеренным параметрам определяют температуру жидкости.

Описание изобретения к патенту

Изобретение относится к измерению высоких температур в металлургии, химической технологии и т. д.

Известны способы измерения температур жидкостей, основанные на применении измерительного и эталонного генераторов и приемно-регистрирующей аппаратуры. Однако, эти способы требуют применения сложной и дорогостоящей аппаратуры с высоким разрешением.

Наиболее близким по технической сущности к предлагаемому является способ измерения температуры жидкостей, основанный на измерении скорости распространения звуковой волны в контролируемой среде.

Изобретение направлено на упрощение процесса измерения температуры жидкости бесконтактным способом в металлургических агрегатах за счет возможности получения достоверной информации по ходу плавки о тепловых превращениях, происходящих в агрегатах, и снижение расхода энергозатрат.

Этот способ основан на формировании в жидкости звукового возмущения и его измерения, по которому, согласно изобретению, звуковое возмущение формируют струйной подачей газа постоянного состава с температурой, не превышающей температуру жидкости, и измеряют частоту звука максимальной интенсивности, сопровождающего процесс взаимодействия струи с жидкостью, и химической реакции, а затем определяют температуру жидкости по следующей зависимости:

T_ж= , где F - измеренная частота звука;

L - длина волны звукового возмущения при истечении в жидкость с равной температурой;

К - показатель адиабаты среды, по которой распространяется волна;

R - газовая постоянная среды, по которой распространяется волна;

I - приращение длины волны возмущения температуры окружающей струю жидкости.

Формирование звукового возмущения струйной подачей газа и определение температуры по зависимости

T_ж= позволяет в реальном масштабе времени непрерывно по ходу конвертерной плавки контролировать температуру расплава, что недостижимо при использовании существующих способов контроля. Опыт применения предлагаемого способа на конвертерах садкой 160 т (представлен ниже) показал возможность подбора оптимального дутьевого режима, обеспечивающего до 20% снижения суммарного расхода кислорода на плавку. Это мероприятие приводит к повышению качества стали, а также к снижению расхода раскислителей, что в совокупности обеспечивает снижение энергозатрат. Непрерывный контроль этого параметра исключает необходимость осуществления промежуточных измерений температуры с остановкой технологического процесса, что сокращает цикл плавки, потери энергозатрат и повышает производительность агрегата.

Способ осуществляется следующим образом. В агрегат, температуру жидкой среды которого необходимо измерить, вводят продувочное устройство (фурма или просто сопло). Через эти устройства непрерывно, если необходимо знать температуру жидкости по ходу процесса, или кратковременно, для получения информации в данный момент времени, в жидкость осуществляют струйную подачу газа, как реагирующего, так и нереагирующего с ней. При взаимодействии с жидкостью струя нереагирующего и реагирующего газа генерирует возмущения в жидкость, являющуюся генератором и передающей средой информацию о температуре жидкости. Прием возмущений осуществляют путем снятия амплитудно-частотных характеристик шума, микрофоном или пьезодатчиком с корпуса агрегата и по полученной частоте определяют температуру жидкости.

Для этого определяют температуру фронта реакции (горения), окружающего в процессе реагирования струи с окружающим пространством (T_р)

T_р= где n - степень нерасчетности; М - число Маха сопла определяются по зависимостям, представленным в книге (Прикладная газовая динамика. Абрамович Г. Н. 1969 г. ); Т_о - абсолютная температура торможения перед соплом истекающего газа.

Затем определяют относительную температуру ()

= , где Т_вн - температура окружающей среды, по которой распространяется возмущение, оказывая воздействие на поток, в котором формируется длина волны возмущения. Для реагирующих струй Т_вн = Т_р.

Приращение длины волны I от определяется из следующей зависимости:

I= 0.05 +0.94 , после чего определяют температуру жидкости по зависимости

^T= , где L - длина волны акустического излучения максимальной интенсивности для струй, истекающих в затопленное пространство, определяется по зависимости (см. Анцупов А. В. , Пимштейн В. Г. Механика жидкости и газа Изв. АН СССР N 1, 1975 г. ).

Для контроля температуры жидкости по предложенному способу проведены как лабораторные исследования - измерения амплитудно-частотных характеристик нереагирующих струй, истекающих в высокотемпературную полость печи, так и в полость металлургического агрегата - конвертер после слива стали температуры 1620^оС, а также для реагирующих струй окислителя, истекающих в расплав (топливо) в процессе конвертерной плавки.

Пример изменения амплитудно-частотных характеристик струи, истекающей в нереагирующее пространство представлен в табл. 1.

Где = T_o/T_вн Т_о - температура торможения истекающего газа перед соплом Т 300 К, Т_вн - температура окружающего струю газа, измеренная отсасывающей термопарой из полости печи; f = F_вн/F_о, где F_вн- частота, измеренная при истечении в среду с < 1, F_o - частота, измеренная при истечении в среду с = 1, так как f = A/1, легко определить A - a_o/a_вн, где а_о - скорость звука в среде с = 1, определяемая по зависимости a_o = K*R*T, где К - показатель адиабаты газа, по которому распространяется звуковая волна, R - газовая постоянная, Т - температура газа, а_вн - определяется аналогично, только при < 1, зная A, вычисляем I = L_o/L_вн, где L_o - длина волны излучения при = 1, L_вн- при < 1.

Приращение уровня звукового давления I = I_вн - I_o, I_вн - звуковое давление, определяемое при < 1, I_o - при = 1. Обработка лабораторных и промышленных исследований для нереагирующих струй позволила получить зависимости изменения длины звуковой волны излучения от :

I = 0,06(I/ )² + 0,94, для уровня звукового давления, характеризующего изменение амплитуды колебаний

I= 28-1 (дБ).

Эксперименты с реагирующими струями проводились на промышленном агрегате-конвертере, где струи окислителя O₂ истекают из сопел фурмы в железо-углеродистый расплав. Особенностью реагирующих струй является развивающийся в слое смешения высокотемпературный фронт горения (факел). Поэтому прямой перенос результатов, полученных для нереагирующих струй, невозможен, так как формирующаяся длина волны в нереагирующей части струи, где большой градиент скорости и горение невозможно, будет реагировать на температуры, которые создаются в фронте горения и выше температуры окружающего струю пространства. Такие условия позволяют использовать разработанный выше способ для нереагирующих струй и разработать способ непрерывного контроля температуры жидкости, окружающей факел.

В этом случае остается лишь одна неизвестная величина, - это температура, развивающаяся в фронте горения факела.

Для решения поставленной задачи проводились плавки с повалками, на которых производился замер температур расплава, а по ходу плавки осуществлялась запись шума с фиксацией при помощи цеховой ЭВМ времени продувки, расхода кислорода, положения фурмы относительно уровня жидкости. Первые семь минут плавки замер осуществить было невозможно, только после второй повалки на 10-й минуте был осуществлен замер температуры расплава. В дальнейшем через каждые 3 мин дутья останавливался процесс и осуществлялось измерение температуры расплава после III, IV, V повалок. Информация акустических измерений, снимаемых с магнитной записи шума плавки, сопоставлялась с данными, полученными с ЭВМ с времени продувки, расходе кислорода и положении фурмы, что позволило из спектра шума выделить частоту с максимальной интенсивностью, рассмотреть ее изменение по ходу плавки и сопоставить с изменением температуры расплава, приняв, что температура расплава от повалки к повалке растет линейно и равна температуре окружающего струю пространства, так как температура газов CO, по которым распространяется возмущение, выходящих из расплава, равна температуре расплава. Кроме газов CO имеется вторая фаза - это окислы железа, которые должны влиять на скорость распространения звуковой волны. Известно, что наличие ее составляет 250 г/нм³ CO. Произведен расчет по предложенной методике ("Механика жидкости и газа". Лойцянский Л. Г. 1978 г. ).

Расчет показал, что изменение скорости звука при такой нагрузке второй фазы менее 1% , чем можно пренебречь, приняв, что распространение возмущений происходит в CO с температурой, равной температуре расплава. Таким образом, зная скорость распространения возмущений в CO, определяем A, и, определив f, определяем I. из зависимости определяем температуру фронта горения , который и участвует в формировании длины волны возмущений. Результаты эксперимента и расчета представлены в табл. 2.

Из табл. 2 видно, что изменяется в пределах от 0,112-0,0961, что соответствует абсолютной температуре 2748-3016 К, и температурам, развивающимся в первичной реакционной зоне взаимодействия струи окислителя с расплавом, определенным экспериментально ("Применение пульсирующего дутья при производстве стали". Явойский В. И. , Явойский А. В. , Сизов А. М. 1985 г. ). Определим функционально, как изменяется _рот режима дутья:

_р = 4,067*10*exp^Mn + 0,0974.

В эксперименте использовалась 5-ти сопловая фурма с соплом числом Маха М = 1,8, критическим диаметром = 0.032 м, диаметром выходного сечения = 0.032 м, зная параметры дутьевого устройства, легко определить параметр истечения n - степень нерасчетности или режим дутья через расход кислорода.

Для работы предлагаемого способа необходимо знание опорной частоты F_o, ее можно определить экспериментально или расчетным путем по зависимости

F₀= , предлагаемая зависимость опубликована (Анцупов А. В. , Пимштейн В. Г. "Механика жидкости и газа". Изв. АН СССР N 1, 1975 г).

Также возможен съем амплитудно-частотных характеристик возмущений с корпуса конвертера (Черные металлы. STAHL und EISEN N 15, 23 июля 1970 г. Изд. Металлур. Контроль процесса шлакообразования в кислородном конвертере по интенсивности вибраций и звука. Ф. Барденхойер, П. Г. Оберхойзер).

Проверка предлагаемого способа производилась на работающем конвертере садкой 160 т. , следующим образом: к микрофонной системе, предназначенной для определения уровня шлака в процессе плавки, подключали анализатор спектра СК 4-58, который в автоматическом режиме производил анализ шума плавки с фиксированием результата анализа на диаграммную ленту быстродействующего самописца. Аналогично плавкам с повалками проводился съем информации с цеховой ЭАМ о времени продувки, расходе кислорода, положении фурмы относительно уровня спокойной ванны. В дальнейшем данные сопоставлялись и из полученных спектров выделялась частота максимальной интенсивности.

В качестве дутьевого устройства использовалась 5-ти сопловая фурма с критическим диаметром ₀= 0.028 м, выходным диаметром d = 0,034 м, с двойным углом поворота сопел относительно оси фурмы Z = 15^о, и относительно оси сопла Z = 15^о. В связи с наличием такой конструкции дутьевого устройства и деформацией выходного сечения диаметр его определялся как эквивалентный, а число Маха сопла М = 1,8.

В соответствии с технологической инструкцией, плавка на этих дутьевых устройствах ведется с расходом O₂G = 350-360 нм³/мин. Такая работа продувочного устройства, как показал эксперимент, не обеспечивает получение надежного акустического сигнала, особенно в период интенсивного шлакообразования. С целью получения более надежного сигнала об изменении частоты в процессе плавки, а также возможности интенсификации процесса за счет увеличения амплитуды колебаний струи, часть времени дутья в период интенсивного шлакообразования вели на режиме с G = 290-280 нм³/мин. Полученные результаты обрабатывались по предложенному способу.

На фиг. 1 и 2 представлены расчетные величины изменения температуры расплава по ходу плавки, фактическое изменение частоты F_вн и расхода кислорода G, где o - температура расплава расчетная, -замер температуры погружной термопарой x-F o-G. Из фиг. 1 и 2 видно совпадение рассчитываемых температур с измерянными, как на промежуточных повалках, так и в конце плавки. Тенденция изменения температуры расплава соответствует имеющимся литературным данным.

Уменьшение расхода кислорода в основном цикле плавки не привело к увеличению продолжительности времени продувки и ухудшению процессов шлакообразования. В результате: применение такого режима дутья, обеспечивающего амплитуду колебаний струи, повлекло за собой существенную экономию кислорода. Так при расходе кислорода G = 350-370 нм³/мин, суммарный расход на плавку составляет 9000 нм³, при использовании предложенного режима дутья суммарный расход кислорода составляет для плавки N 390092 - 6293 нм³, плавки N 390093 - 6930 нм³, где в среднем экономия кислорода составит до 2000 нм3, на каждой плавке. Более эффективное использование кислорода приводит к повышению качества выплавляемой стали и тем самым к снижению расхода раскислителей и ферросплавов, а также энергозатрат. (56) Авторское свидетельство СССР N 173459, кл. G 01 K 11/24, 1965.

Авторское свидетельство СССР N 543840, кл. G 01 K 11/24, 1977.