К расчету показателей хода доменного процесса при повышенном общем перепаде давления газов Текст научной статьи по специальности «Энергетика и рациональное природопользование»

МЕТАЛЛУРГИЯ ЧЕРНЫХ, ЦВЕТНЫХ И РЕДКИХ МЕТАЛЛОВ. ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

УДК 662:669.162.266

Сибагатуллин С.К., Майорова Т.В.

К РАСЧЕТУ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ХОДА ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА ПРИ ПОВЫШЕННОМ ОБЩЕМ ПЕРЕПАДЕ ДАВЛЕНИЯ ГАЗОВ

Совершенствования хода доменного процесса в современных условиях можно достичь улучшением организации про тиво точного движения шихтовых материалов и образующихся газов в рабочем пространстве печи [1-4]. В связи с этим представляет теоретическую и практическую значимость повышение степени использования потенциальной энергии газового потока на совершение работы по преодолению сопротивления шихты. Максимального использования этой энергии можно достичь улучшением газодинамики по высоте и сечению печи, что позволит вести доменную плавку с высоким значением общего перепада давления газов от горна до колошника.

Параметры доменного процесса в новых условиях его организации можно определить по допустимому общему перепаду давления газов. Расчёт выполняется, исходя из газодинамических условий (газопроницаемости шихты), в комплексе с расчётом расхода и давления дутья, степени прямого восстановления.

Расход и давление дутья в новых условиях хода плавки определяется путём оценки влияния на них изменений в новых условиях по сравнению с базовыми. Для этого используется зависимость перепада давления газа АР от расхода дутья за 1 мин на 1 м3 полезного объема печи (Vм), описываемая выражением [1, 2]:

(1)

\ =(( Рбд + Рбкг )-А Рб )/V

61д ’

где Рбд, Рбкг - давление дутья и колошникового газа в базовых условиях; АР6- общий перепад давления газа в базовых условиях; Vб1д - расход дутья за 1 мин на 1 м3 полезного объема печи в базовых условиях.

Для расчёта величины этого коэффициента отдельно для кокса и железорудного материала используется зависимость соотношения коэффициентов сопротивления от соотношения эквивалентной по поверхности крупности этих материалов:

4*/4 = а + Ь ( /ж! /зж )

где Хк, Яж - коэффициенты сопротивления кокса и железорудных материалов соответственно; /эк и/эж -эквивалентная по поверхности крупность кокса и железорудных материалов соответственно.

Получается система уравнений

I А^ — А^ • V* + А^

1 ош ок ок ож

где Убк - объёмная доля кокса в шихте базового периода.

В результате решения этой системы уравнений определяются коэффициенты сопротивления кокса Хвк и железорудной части шихты Хвж.

Для расчёта величины этих коэффициентов в новых условиях используется их зависимость от эквивалентной по поверхности крупности:

^нж ^бж ( $?бэж / ^нэж ) ’

ДчК ^бк ($”бэк//НЭК ) ’

где Яш - коэффициент сопротивления шихты; Рд и Ркг -давление дутья и колошникового газа соответственно; т - показатель степени в формуле потерь напора, учитывающий режим движения газового потока.

Общий коэффициент сопротивления шихты для базового периода можно выразить из формулы (1):

где /нэк и /нэж - эквивалентная по поверхности крупность кокса и железорудных материалов в новых ус -ловиях соответственно.

Общий коэффициент сопротивления ШИХТЫ для новых условий составляет

X = А -V + А • (1 —V 1.

НШ НК НК НЖ V НК )

Допустимый общий перепад давления в рассматриваемых нов ых условиях АРН определяется по формуле

АР = V • Н -р +ЗР,,

н р ' нн

где V - допустимая степень уравновешивания шихты подъемной силой газового потока в новых условиях; Нр - рабочая высота печи; ркк - насыпная плотность шихты в новых условиях ведения доменной плавки; ЪРф - перепад давления дутья от места замера давления до торца фурмы.

Расход дутъя за 1 мин на 1 м3 полезного объема печи Vн1д для новых условий определяется по формуле

(2)

АР„

г

Красчетупоказателей хода доменного процесса при повышенном общем... Сибагапуллин С.К., Майорова Т.В.

Тогда интенсивность по дутью в новых условиях 1нд (м3/мин) составляет

1 нд ~ ^н1д Vn, ,

где У„ - полезный объем печи, м3.

Избыточное давление дутья в новых условиях

Рнд = Рнкг + АРН. (3)

Расчет допустимой величины общего перепада давления газа позволяет оценить количество работы газового потока, основываясь на уравнении первого закона термодинамики и используя соотношение между параметрами состояния газа:

д = Аи + А,

7 7 пКТ

А = | РёУ = пЯТ 1п

Количество работы газового потока по преодолению сопротивления шихты в пространстве доменной печи Асв новых условиях определяется по формуле

(

А = Я

Р

Р.,

Р,

Л

пТ 1^—2^ + пТ 1п + ПппТ 1п

Р

фг г

Р

СО^р

Р

кг у

где ппг - количество природного газа, кмоль/т чугуна; Пфг - количество фурменного газа, кмоль/т чугуна; псо - количество монооксида углерода, образовавшегося при восстановлении сырья, кмоль/т чугуна; -

температура природного газа, К; Тг - теоретическая температура горения, К; Тр - температура протекания реакций восстановления, К; Рпг, Р„а - давление природного газа и дутья, кПа; Рн - давление в зоне протекания реакций прямого восстановления, кПа; Ркг -давление на колошнике, кПа; Я - универсальная газовая постоянная, Дж/моль-К.

Ведение доменной печи с повышенным общим перепадом давления газа обеспечивает увеличение количества полезной работы, совершаемой газовым потоком с улучшением результатов доменной плавки. По выполненным исследованиям на доменных печах увеличение общего перепада давления на 10 кПа сопровождалось уменьшением удельного расхода кокса в среднем на 8 кг/т чугуна и увеличением производительности доменной печи на 2,1%.

Ухудшение газопроницаемости шихты будет сопровождаться увеличением затрат тепла на совершение такого же или большего количества работы без улучшения результатов плавки.

Определение расхода дутья позволяет рассчитать степень прямого восстановления. Имеются положительные и отрицательные стороны действия прямого восстановления на результаты доменной плавки, наряду с ранее отмечаемыми [3].

Положительное влияние:

- известный низкий расход углерода насвязывание кислорода восстанавливаемых оксидов; образующийся монооксвд углерода частично участ-

вуетв процессе косвенного восстановления;

- действие на формирование зоны замедленного теплообмена, благоприятной для косвенного восстановления;

- малое количество газов, образующихся при восстановлении, что благоприятно для газодинамики доменного процесса: при прямом восстановлении сквозь шихту поднимается в 5-10 раз меньше газов, чем при косвенном);

- увеличение предельной степени использования газов-восстановителе й;

- высокая скорость протекания процесса восстановления при высоких температурах;

- промывающее действие от мелочи кокса и “спели”.

Отрицательное влияние:

- известное повышенное потребление тепла на проведение процесса восстановления;

- ухудшение газодинамических условий в зоне формирования первичных и промежуточных шлаков при избыточном развитии прямого восстановления;

- увеличение количества работы на образование газов.

Для расчета степени прямого восстановления по балансу углерода определяется количество углерода, расходуемого на прямое восстановление железа и взаимодействие с С02 известняка (С,Ре + 04), вычитая из количества газифицируемого углерода (С0) потребление на горение у фурм (Сф) и восстановление примесей чугуна (Cd„p):

€ёг, + €4,, = C0 -(€ф + €й„ ).

Количество газифицируемого углерода С0 определяется по его поступлению в печь с коксом, природным газом (топливными добавками) и с карбонатами шихтовых материалов. Количество углерода, расходуемого на прямое восстановление примесей чугуна и проведение реакции десульфурации чугуна Cdnp, определяется по составу чугуна и стехиометрическим соотношениям в соответствующих реакциях.

Количество углерода, сгорающего у фурм Сф, определяется по количеству кислорода, поступающего в зону горения с дутьем:

Сф = V,-(022,1100)•(2 • I2/22-4).

Выражение, характеризующее расход углерода на прямое восстановление железа, имеет вид

са„, = Ре, .(12/56 И тй! 100).

Выражение, характеризующее расход углерода на взаимодействие с С02 известняка, имеет вид

С,И = И • (СО„, /100) • (12/44 )•( г, /100),

где Рее - количество железа, переходящего в чугун за вычетом поступающего в металлическом состоянии, кг; И - расход известняка, кг; СОж - содержание С02 в известняке, %; г, - степень прямого восстановления, %.

Расчёт величины “а” по а=Рев (12/56)/100 и величины “Ь” по Ь=И-(С02^/100)-(12/44)/100 позволяет определить степень прямого восстановления из выражения

( а ^ Ь) * С,Ре ^ С,и .

Зная степень прямого восстановления, количество железа и примесей, восстановленных углеродом, можно определить количество работы образования газа Аа в доменной печи:

где ДпСо - изменение количества молей монооксида углерода в результате протекания реакций восстановления углеродом, моль/т чугуна.

В соответствии с этим выражением развитие прямого восстановления ведет к увеличению работы образования газов.

Заключение

Представлены зависимости для определения рас -хода и давления дутья, степени прямого восстановления на основе допустимой степени уравновешивания шихты подъёмной силой газового потока при ведении доменной плавки с повышенным общим перепадом давления газов.

Полученные аналитические выражения позволяют рассчитать количество совершаемой работы газовым потоком по преодолению сопротивления шихты, а также работы образования газов при протекании реакций.

Список литературы

1. Стефанович М.А. Анализ хода доменного процесса. Свердловск: Металлуртздат, 1960. 236 с.

2. Стефанович М.А, Сибагатулпин С.К. Рациональная организация

хода основных процессов в противоточной зоне доменной печи // Производство чугуна. Свердловск: УПИ, 1983. С. 80-86.

3. Металлургия чугуна/ Вегман Е.Ф., Жеребин Б.Н., Похвиснев А.Н., Юсфин Ю.С. и др. М.: Академкнига, 2004. 774 с.

4. Теплообмен и повышение эффективности доменной плавки / Н.А. Спирин, Ю.Н. Овчинников, B.C. Швыдкий, Ю.Г. Ярошенко. Екатеринбург: УГТУ, 1995. 243 с.

5. Основы теории и технологии доменной плавки / Дмитриев

A.Н., Шумаков Н.С., Леонтьев Л.И., Онорин О.П. Екатеринбург: УрО РАН, 2005. 545 с.

6. Сысоев Н.П. Влияние скорости опускания столба шихты в доменной печи на его порозность // Производство чугуна. Магнитогорск: МГМА 1994. С. 4-6.

7. Доменная плавка с повышенной долей агломерата в шихте /

B.А. Госгенин, А.Л. Мавров, М.Ф. Гибадулин, Н.С. Штафиен-ко // Сталь. 2006. № 11. С. 20-21.

Bibliography

1. Stefanovich M.A The analysis of the blast furnace process. Sverdlovsk: Metallurgizdat, 1960. 236 p.

2. Stefanovich M.A., Sibagatullin S.K. Rational organization of basic processes in the counterflow zone of a blast furnace // Pig-iron Manufacture. Sverdlovsk: UPI, 1983. P. 80-86.

3. Vegman E.F., Zherebin B.N., Pohvisnev AN., Jusfin J.S., etc. Pig-iron Metallurgy. М.: Academkniga, 2004. 774 p.

4. Heat exchange and increase of efficiency of blast furnace melting / A.Sprin, J.N.Ovchinnikov, V.S.Shvydky, J.G.Jaroshenko. Ekaterinburg: USTU, 1995. 243 p.

5. Dmitriev A.N., Shumakov N.S., Leontev L.I., Onorin O.P. Basics of the theory and technology of blast furnace melting. Ekaterinburg: The Ural branch of the Russian Academy of Sciences, 2005. 545 p.

6. Sysoyev N .P. The influence of rate of lowering of a raw materials column in a blast furnace on its fractional void volume // Pig-iron Manufacture. Magnitogorsk: Mountain-metallurgical academy, 1994. P. 4-6.

7. Blast furnace melting with the raised share of agglomerate in raw materials / V.A.Gostenin, A.L. Mavrov, M.F.Gibadulin, N.SShta-fienko // The Steel. 2006. № 11. P. 20-21.

УДК 621.746.5.047

Казаков АС., Столяров АМ.

ВЛИЯНИЕ ВНУТРЕННЕГО ОХЛАЖДЕНИЯ РОЛИКОВ ЗВО МНЛЗ НА ТЕПЛООТВОД ОТ СЛЯБОВОЙ НЕПРЕРЫВНО-ЛИТОЙ ЗАГОТОВКИ

Для оценки степени влияния внутреннего охлаж-дения роликов зоны вторичного охлаждения (ЗВО) криволинейной МНЛЗ с вертикальным участком на суммарную величину теплоотвода от слябовой заготовки использовался расчётный метод.

Исследование проводилось в верхней части зоны вторичного охлаждения криволинейной МНЛЗ с вертикальным участком, включающей в себя первую секцию роликов и зону загиба сляба, состоящую из трёх роликовых секций по пять роликов в каждой секции. Схема исследуемого участка представлена на рис. 1.

Выбор данного участка зоны вторичного охлаждения для проведения исследования обусловлен тем, что на нём осуществляется поточный контроль расходов воды, подаваемой внутрь роликов для их охлаж-

дения, а также температуры воды на входе и выходе из системы охлаждения. В нижерасположенных роликовых секциях данные параметры не контролируются.

Первая секция роликов и зона загиба имеют протяжённость 760 и 3354 мм соответственно. Вертикальный участок ЗВО машины состоит из пяти роликов первой секции, имеющих диаметр 155 мм, и четырёх верхних роликов зоны загиба с диаметром 180 мм. Общая протяжённость вертикального участка ЗВО составляет 1645 мм. Остальные одиннадцать роликов зоны загиба имеют диаметр 180 мм.

На первом этапе исследований проводился сбор и анализ исходных данных, необходимых для проведения расчётов с целью оценки степени влияния внутреннего водяного охлаждения роликов на теплоотвод