способ доменной плавки

Формула изобретения

1. Способ доменной плавки, включающий раздельную загрузку через колошник железорудных материалов и кокса, загрузку углеродсодержащей добавки, вдувание в фурмы дутья и угольной пыли, отличающийся тем, что перед загрузкой на колошник железорудные материалы смешивают с углеродсодержащей добавкой в количестве 10-100 кг/т чугуна сверх суммарного расхода топлива, загружаемого через колошник и вдуваемого в фурмы, при этом степень однородности смеси железорудных материалов и углеродсодержащей добавки составляет не более двух, а крупность углеродсодержащей добавки не превышает 5 мм.

2. Способ по п.1, отличающийся тем, что в качестве углеродсодержащей добавки используют отходы кокса, дробленый антрацит, грануголь, водоугольную суспензию.

3. Способ по п.1, отличающийся тем, что средняя крупность железорудных материалов - не более 40 мм, крупность кокса - не менее 40 мм.

4. Способ по п.3, отличающийся тем, что определяют коэффициент ровности хода печи и при порозности железорудных материалов ниже 0,3 м³/м³ расход углеродсодержащей добавки изменяют дозами 10 кг/т чугуна на каждые 0,01 отклонения коэффициента ровности хода ниже допустимого уровня 0,5.

5. Способ по п.1, отличающийся тем, что при расходе угольной пыли, вдуваемой в фурмы, в пределах 0,2-0,4 т/т чугуна расход углеродсодержащей добавки составляет 50-100 кг/т чугуна, при этом подачи кокса и железорудных материалов загружают через колошник компактными слоями в пределах 1-5 колош в каждом слое.

Описание изобретения к патенту

Изобретение относится к черной металлургии, в частности к доменному производству.

Известен способ доменной плавки, включающий загрузку всего кокса и всей руды на колошник в смешанном состоянии при крупности материалов в пределах 10-15 мм. Недостатком этого способа является снижение газопроницаемости столба материалов, нарушение стабильности движения столба [1].

Наиболее близким аналогом является способ доменной плавки, включающий раздельную загрузку через колошник железорудных материалов и кокса подачами, загрузку углеродсодержащей добавки, вдувание через фурмы дутья и угольной пыли [2].

Недостатком этого способа является невозможность проплавки мелких рудных материалов, использование повышенных расходов угольной пыли в дутье.

Поставленной задачей изобретения является обеспечение равности хода в допустимых пределах при проплавке мелких железорудных материалов и повышенном расходе угольной пыли в дутье.

Техническим результатом, который достигается в изобретении, является повышение газопроницаемости зоны размягчения железорудных материалов в смеси с углеродсодержащей добавкой.

Для достижения технического результата в способе доменной плавки, включающем раздельную загрузку через колошник железорудных материалов и кокса подачами, загрузку углеродсодержащей добавки, вдувание в фурмы дутья и угольной пыли, согласно изобретению перед загрузкой на колошник железорудные материалы смешивают с углеродсодержащей добавкой в количестве 10-100 кг/т чугуна сверх суммарного расхода топлива, загружаемого через колошник и вдуваемого в фурмы, при этом степень однородности смеси железорудных материалов и углеродсодержащей добавки составляет не более двух, а крупность углеродсодержащей добавки не превышает 5 мм.

При этом в качестве углеродсодержащей добавки используют отходы кокса, дробленный антрацит, грануголь, водоугольную суспензию.

При этом средняя крупность железорудных материалов - не более 40 мм, крупность кокса - не менее 40 мм.

При этом определяют коэффициент ровности хода печи и при порозности железорудных материалов ниже 0,3 м³/м³ расход углеродсодержащей добавки изменяют дозами 10 кг/т чугуна на каждые 0,01 отклонения коэффициента ровности хода ниже допустимого уровня 0,5.

При этом при расходе угольной пыли, вдуваемой в фурмы, в пределах 0,2-0,4 т/т чугуна расход углеродсодержащей добавки составляет 50-100 кг/т чугуна, при этом подачи кокса и железорудных материалов загружают через колошник компактными слоями в пределах 1-5 подач в каждом слое.

Сущность изобретения поясняется на фиг.1-18, на которых изображено следующее.

Фиг.1. Схема тракта загрузки по способу.

Фиг.2. Схема горизонтального объема размягчения высотой один метр, равновеликого реальному объему (масштаб произвольный).

Местонахождение горизонтального объема задано по условию совпадения положения их центров тяжести.

Фиг.3 а. Кривые усадки рудного материала в объеме размягчения, убыль углерода добавки по реакции Будуара, положение расчетного объема по высоте печи в зависимости от температуры газа и начальной температуры размягчения рудного вещества.

Фиг.3 б. Объемная схема усадки рудного столбика с площадью основания 1 см² (масштаб произвольный).

Фиг.4 а. Зависимость коэффициента ровности хода и степени колеблемости кривой давления горячего дутья при снижении газопроницаемости вещества пластины размягчения при проплавке мелкой руды вследствие роста расхода угольной пыли свыше 0,2 т/т чугуна.

Фиг.4 б. Зет-номограмма связи коэффициентов ровности и неравномерности (неровности) хода.

Фиг.5. Зависимость удельной поверхности гранулы добавки от диаметра при различном расходе добавки. Отношение времени окончания реакции Будуара в пластине от времени пребывания пластины в неподвижном объеме печи, в котором совершаются процессы размягчения.

Фиг.6. Схема правильной упаковки четырех рудных шаров равного диаметра в сухой зоне печи.

Фиг.7. Зависимость диаметра сквозных каналов в слое сухой руды от диаметра шаров.

Фиг.8. Зависимость диаметра оболочки гранулы добавки в пластине, приведенной к сплошному шару, от диаметра гранулы.

Фиг.9. Схема диаметрального разреза оболочки гранулы при диаметре гранулы 3 мм.

Фиг.10. Баланс нагрузок на диаметральном разрезе оболочки гранулы добавки в пластине.

Фиг.11. Зависимость геометрического прироста порозности пластины после угара гранулы добавки от диаметра гранулы и степени использования вещества добавки по реакции Будуара при расходе добавки в пределах 50-100 кг/т ч (таблица 7).

Фиг.12. Баланс нагрузок на пластину в зависимости от пробной порозности вещества пластины по первому варианту способа (плавка мелкой руды).

Фиг.13. Зависимость рудной нагрузки на остаточный кокс от расхода угольной пыли, вводимой с дутьем через фурмы.

Фиг.14. Влияние усадки руды на порозность вещества руды в объеме размягчения.

Фиг.15. Зависимость коэффициента гравитационной нагрузки на пластину от пробной порозности вещества пластины при проплавке мелкой руды, расходе угольной пыли в пределах 0-0,4 т/т ч.

Фиг.16. Баланс располагаемого прироста порозности после угара гранул добавки и необходимого прироста порозности для создания положительного баланса нагрузок на пластину по способу.

Фиг.17. Диаграмма тепловой стабильности плавки в графической интерпретации ROSA.

Фиг.18. Кривые порозности руды и кокса в зависимости от расстояния над уровнем фурм.

На фиг.1 приведена схема тракта загрузки на колошник по способу, на которой: 1 - план колошника, 2 - приемные бункера засыпного аппарата, 3 - линия подачи кокса, 4 - отсев мелких фракций ниже 40 мм, 5 - сортированный кокс, 6 -дробилка, 7 - отсев мелких фракций кокса выше 5 мм с линией возврата на дробилку, 8 - готовая добавка; 9 - линия подачи компонентов рудных материалов крупностью не более 40 мм, 10 - смеситель, 11 - линия подачи твердой углеродсодержащей добавки, 12 - подача компонента рудной смеси с добавкой на колошник, 13 - линия подачи водоугольной суспензии (шлам).

Схема работает следующим образом. В смеситель 10 поступают компоненты железорудных материалов (агломерат и др.) крупностью не более (в среднем) 40 мм, твердые углеродсодержащие добавки крупностью не более 5 мм, водоугольная суспензия с включениями твердых частиц крупностью не более 5 мм. После смешивания готовая смесь - рудный продукт с добавкой - поступает в приемный бункер 2 на колошнике печи. Туда же поступает сортированный кокс крупностью (в среднем) не менее 40 мм. Оба компонента из приемных бункеров 2 раздельно поступают в колошник и размещаются по площади сечения колошника в принятом порядке укладки. При недостатке мелкого кокса в дробилку 6 добавляют отсев крупного кокса. Режим работы смесителя 9 обеспечивает получение готового рудного продукта, заряженного добавкой, при коэффициенте однородности смеси не более двух (отношение концентрации добавки в пробах к средней концентрации добавки по всей массе готового рудного продукта) [3].

Предусмотрено два варианта использования способа: 1) для компенсации нарушений движения столба при проплавке мелких руд; 2) для компенсации нарушений работы печи при повышенных расходах угольной пыли в дутье до уровня 0,4 т/т ч. Расход сухой твердой добавки (или приведенной к сухому остатку водоугольной суспензии) считается сверх принятого расхода суммы кокс (К) плюс угольная пыль (S_уг). Расход условного топлива T=K+S_уг т/т ч. Принят коэффициент замены кокса на угольную пыль по содержанию нелетучего углерода равным Е = 1. При других коэффициентах замены балансы нагрузок в зоне размягчения должны пересчитываться по нижеприведенным формулам. Принято, что движение столба задано газопроницаемостью объема размягчения. При этом движение столба и движение слоя размягчения будут идентичными по уравнению неразрывности потока [5]. Углерод добавки частично заменяет углерод кокса, расходуемый на реакцию Будуара в объеме размягчения, обеспечивая снижение расхода кокса ниже принятого в расчете. Ввод добавки не влияет на порозность кокса по всей высоте столба материалов, которая однозначно зависит от измельчения колошникового кокса при опускании в составе столба материалов.

Для второго варианта способа принято полное сгорание повышенных расходов угольной пыли внутри объема фурменной полости за счет обогащения дутья кислородом и увеличения объема фурменной полости при коэффициенте ровности хода, близком к 0,5. Полное сгорание угольной пыли в объеме фурменной полости исключает насыщение жидких продуктов плавки несгоревшими остатками пыли и облегчает выпуск расплавов из леток. Тепловое состояние печи считается неизменным, обеспеченным контролем наблюдаемых параметров использования газа и состава выпущенного из летки чугуна.

Б. Термомеханика процесса размягчения руды.

При выходе шлака не более 0,4 т/т ч порозность слоя в зоне плавления и дренажа, включающих жидкий расплав и насадку кокса, находятся в пределах 0,2-0,4 м³/м³ [4]. В вышележащем объеме размягчения порозность рудного слоя примерно вдвое меньше порозности слоя дренажа. Вследствие усадки руды в объеме размягчения образуются упрочненные пластины (пробка), перекрывающие сечение печи. Прочность таких пластин растет с ростом доли мелкой фракции руды либо роста объемной доли руды внутри печи при вводе угольной пыли в дутье, а также от колебаний теплового состояния печи [5]. По этим причинам зона размягчения является определяющей движение столба материалов.

На фиг.2 приведена схема горизонтального объема размягчения равновеликого реальному объему, причем положения их центров тяжести по высоте печи совпадают. Процесс внутри объема размягчения не зависит от формы объема при равенстве реального и расчетного объемов и положений их центров тяжести по высоте печи. Условно считаем высоту расчетного слоя в зоне размягчения равной одному метру, диаметр зоны равным гидравлическому диаметру печи. Руда и кокс из раздельных слоев, уложенных на колошнике, в объеме размягчения собраны в два компактных объема, что не влияет на результаты расчета при условии равенства суммы объемов реальных слоев кокса и руды и расчетного объема высотой один метр.

На фиг.2 позиция 1 - стенка печи; 2 - центральное отверстие, заполненное крупным коксом; 3 - верхняя граница объема; 4 - нижняя граница; 5 - рудная компактная пластина; 6 - граница раздела компактов руды и кокса внутри расчетного объема. Условно считаем, что пластина 5 перекрывает всю площадь сечения печи равномерно. Влияние отверстия 2 учтено снижением высоты пластины. Считаем, что расстояние объема размягчения от уровня фурмы является неизменным. Отклонение формы объема от реального не влияет на баланс нагрузок в зоне размягчения. Считаем, что ввод гранул добавки в пластину не влияет на объем и количество вещества пластины вследствие выгорания гранул при движении пластины вниз. По данным [6] внутри пластины 5 объем нерасплавленной руды принят равным 0,5. Объем шлакообразующих - 0,5 от всего объема пластины. При движении пластины вниз прочность шлакообразующих падает вследствие роста температуры вещества пластины и снижения их вязкости.

Считаем согласно способу при вводе в рудные материалы углеродсодержащих добавок время реакции Будуара не превышает время пребывания пластины в объеме размягчения по уравнению:

С_доб+СО₂=2СО.

На фиг.3а приведены кривые 1 и 2 - остаточный объем руды после усадки в зависимости от температуры вещества и температуры размягчения в объеме размягчения (фиг.2) (обе шкалы температур совмещены по оси абсцисс). Кривая 3 - убыль вещества гранул по реакции Будуара. Все величины даны в относительных единицах (по оси ординат). При работе печи на одном коксе реакция Будуара совершается частично в сухой зоне, частично - в зонах плавления и дренажа. По способу место протекания реакции Будуара из зон плавления и дренажа частично переносится в объем рудной пластины. Положение кривой 3 внутри пластины зависит также от степени графитизации углерода добавки, пористости и реакционной способности гранул. Вследствие частичного переноса реакции Будуара из дренажной зоны в объем пластины снижается вспенивание жидких расплавов в дренажной зоне и вероятность захлебывания шлака. Для расчетов принято положение объема печи, в котором совершаются процессы размягчения, - неподвижным, начальная температура размягчения, положение изотерм газа по высоте печи - неизменными.

На фиг.3б приведена геометрия столбика руды после усадки с основанием 1 см². Высота столбика равна высоте слоя руды на колошнике, объем которого будет

V_кол=V_ум+V_пл.

Откуда коэффициент усадки в пластине равен К_ум=V_ум/V_кол.

На фиг.4а схематично показано влияние порозности пластины в одном кубометре объема пластины по выражению (1-_пл) на показатели движения столба по способу. Кривая 1 - коэффициент ровности хода. Детали расчета этого коэффициента приведены в [5]. Кривая 2 - нижний допустимый предел коэффициента ровности хода, близкий к 0,5. Кривая 3 - влияние ввода добавки на коэффициент ровности хода. Кривая 4 - начальная точка нарушений движения столба. Кривая 5 - колеблемость кривой давления горячего дутья по отношению ее проекции к длине извилистой кривой.

На фиг.4а - зет-номограмма связи коэффициентов сопряженных параметров движения столба. Линия 1 - процентная шкала коэффициента ровности хода (_х). Линия 2 - коэффициент неравномерности хода (_сраб). Линия 3 - сумма обоих коэффициентов, равная 100%. При любых значениях одного коэффициента второй равен 100% минус первый коэффициент. Линия 4 - граница стабильности механической работы печи. Область А - стабильности при _х>50%. Область Б - нестабильности и требуются режимные воздействия для приведения работы печи в область А (изменение радиуса отверстия 2 на фиг.2, создание рыхлого кольца типа 9 на колошнике печи, ввод добавки по способу и др.). Расчет показателей движения столба осуществлен посредством компьютерной программы.

В. Параметры реакции Будуара для изолированной гранулы, окруженной пластичной оболочкой.

Ввод разрыхляющей добавки повышает порозность пластины, за счет этого обеспечивает разрушение тела пластины, создает положительный баланс нагрузок на пластину, обуславливающий стабильное движение вниз, идентичное движению всего столба материалов. На порозность слоя кокса в объеме размягчения ввод добавки не влияет. Для расчета параметров реакции Будуара принимаем следующие исходные данные: базовая печь объемом 2000 м³, диаметр колошника 7,3 м, рабочая высота (от уровня фурм до уровня засыпи) - 20 м, производительность - 4000 т/сут, расход дутья - 3500 м³/мин, общий перепад давления газа - 1,5 кг/см², содержание кислорода в дутье в пределах 21-60 (проц.). Рудная загрузка, равная 3. Расход условного топлива - 0,5 т/т ч, в том числе расход угольной пыли от нуля до 0,4 т/т ч. Расход добавки (сверх условного топлива) - в пределах 10-100 кг/т ч.

Считаем, что расход добавки полностью покрывает потребность углерода на реакцию Будуара внутри пластины. Параметры шихты: расход руды - 1,5 т/т ч, расход кокса (база) - 0,5 т/т ч. Насыпные веса: руда - 1,5 т/м³, кокс - 0,5 т/м³. Коэффициент усадки руды - 0,4 от объема руды на колошнике. Объем остаточного вещества руды в пластине V_пл=1,5/1,5(1-0,4)=0,6 м³/т ч. Этот объем не зависит от расхода угольной пыли. Порозность кокса принята равной 0,5 м³/м³ (измельчение кокса не учтено в расчете). Порозность руды на колошнике принята равной 0,3 м³/м³ (крупность не более 40 мм).

При выгорании гранул добавки внутри пластины создается прирост порозности, повышающий полную порозность пластины после усадки. Расчет влияния добавки на баланс нагрузок пластины включает: 1) определение оптимальной крупности гранул; 2) определение усилий гравитации приложенных к пластине сверху с учетом влияния стенок печи; 3) определение градиента давления газа, приложенного к пластине снизу; 4) определение нейтральной точки, при которой расчетные нагрузки на пластине отвечают стабильному движению столба в производственных условиях; 5) влияние добавки на разрушение тела пластины и снижение градиента давления газа по высоте пластины при двух вариантах способа: проплавке мелкой руды и повышенных расходах угольной пыли в дутье.

Крупность гранул определяем по условиям разрушения шлакообразующей среды пластины за счет создания внутри порового давления газа при выгорании вещества гранул, удержания гранул добавки в смеси с рудным слоем на колошнике, обеспечения максимальной реакционной способности гранул по показателю удельной поверхности гранулы, приведенной к объему шара.

В таблице 1 приведены данные зависимости удельной поверхности изолированной гранулы в форме шара от диаметра гранулы: S_d=6/d см²/см³, а также удельная поверхность суммы шаров диаметром, эквивалентным по объему одному шару диаметром 0,5 см согласно балансу объемов (удельный вес вещества шаров одинаковый, равный 0,001 кг/см³). N_экв V_d=V_0,5. Откуда эквивалентное число шаров данного диаметра N_d=(0,5/d)³. Суммарная площадь эквивалентных шаров S_экв=N_dS_d. Показатель S_ш считаем пропорциональным реакционной способности гранул добавки (при их равной пористости и степени графитизации углерода).

На фиг.5 приведена зависимость удельной поверхности гранул от диаметра гранулы. Из фиг.5 следует, что резкий подъем показателя отвечает интервалу крупности гранул 3-4 мм. Кривая 3 - отношение времени реакции Будуара для гранул данного диаметра к времени пребывания пластины в расчетном объеме печи. На фиг.6 приведена схема расположения четырех шаров, уложенных в правильную шахматную упаковку. Позиция 1 - шары равного диаметра, 2 - площадь сквозного канала между шарами. Условием удержания гранул добавки в сухом слое руды является неравенство d_гр<d. В таблице 2 приведены данные расчета диаметра сквозного канала по приближенной формуле; d_кан=0,15d_ш. Эта формула пригодна для слоя руды на колошнике, для которой диаметр шаров принят равным среднему диаметру шаров по всему объему слоя.

На фиг.7 приведена зависимость диаметра сквозных каналов от диаметра шара. Для удержания гранул добавки в рудном слое не более 0,5 см диаметр равных шаров не превышает 40 мм (участок для рудных материалов фиг.7). Участок Б с крупностью равных шаров d>40 мм для сухого кокса обеспечивает возможность просыпания гранул добавки диаметром не более 0,5 см сквозь слой кокса в нижележащий слой рудных материалов, что необходимо для осуществления способа. По способу для удержания гранул добавки в рудном слое от выноса в составе колошниковой пыли доля фракции гранул добавки ниже 2 мм (граница оставления гранул в печи) не превышает 5% от всей дозы добавки. Влияние коэффициента формы кусков на диаметр сквозных каналов не учтено и, по-видимому, не слишком меняет результаты расчета.

Г. Условия разрушения оболочки изолированной гранулы.

Принимаем, что в объеме пластины фиг.2 объем шлакообразующих равен 0,5 объема пластины (жидкая фаза отсутствует). Считаем, что внутри шлакообразующих гранулы добавки распределены равномерно (при коэффициенте однородности смеси не более двух). На каждую гранулу приходится объем шлакообразующих, создающих оболочку гранулы, обладающую некоторой герметичностью. При протекании реакции Будуара из гранулы выделяется окись углерода, создающая избыточное внутрипоровое давление газа внутри оболочки, которое вызывает трещинообразование оболочки. Внутрипоровый объем присоединяется к исходной порозности пластины, снижая градиент давления газа по высоте пластины. На внутренней поверхности оболочки образуется пленка восстановленного железа, укрепляющая каркас оболочки(прочность). Для расчета условий разрушения оболочки определим объем шлакообразующих, приходящихся на одну гранулу. Объем шлакообразующих внутри пластины равен V_шл=0,60,5=0,3 м³/т ч=0,3 (10⁺⁶) см³/т ч. При расходе добавки 100 кг/т ч удельное количество шлака, приходящееся на 1 кг добавки, будет:

V_уд=V_шл/S_доб=0,3(10⁺⁶)/100=0,3(10⁺⁴) см³/кг добавки.

Диаметр оболочки вычисляем следующим образом. Объем одной гранулы диаметра d:

V_d=0,52 d³_гp=0,52 А (10^-3) см³/гран, где А=(10⁺³) d³_гp - вспомогательный параметр.

Вес одной гранулы диаметра d:

G_d=V_{д гp}=0,52 А (10^-3)(10^-3)=0,52 А (10^-6) кг/гран, где _гр=(10^-3) кг/см³ -удельный вес вещества гранулы. Число гранул диаметра d, приходящихся на 1 кг добавки:

N_d=1 кг/G_d=1/0,52 А (10^-6)=(10⁺⁶) 1,9/А гранул/кг добавки.

Объем оболочки, приходящийся на одну гранулу данного диаметра

V_обол=V_уд/N_d=0,3(10⁺⁴)/(10⁺⁶)1,9/А=(10^-2)0,16/A см³ обол/гран.

Проверка размерности формулы:

(см³/кг доб)/(гран/кг доб)=(см³/кг)(кг/гран)=см³ обол/гран.

Условно считаем объем оболочки равным объему сплошного шара диаметром

где первая скобка после извлечения корня третьей степени равна 0,4(10^-2)=0,16. Вторая скобка после извлечения корня третьей степени равна

На фиг.8 приведена кривая зависимости диаметра сплошной оболочки от диаметра одной гранулы по данным таблицы 3. На фиг.9 приведена схема гранулы и окружающей оболочки при диаметре 3 мм.

По способу для разрушения оболочки усилие внутрипорового давления газа превышает прочность вещества оболочки в опасном сечении. Степень использования вещества добавки на реакцию Будуара зависит от диаметра гранулы и расхода добавки. Необходимый расход углерода добавки внутри пластины не превышает 50 кг /т ч. Остальной углерод добавки расходуется на реакцию Будуара в сухой зоне, зонах плавления и дренажа. Принимаем предельную степень использования вещества добавки в пластине на реакцию Будуара _пред=0,5/{S_доб(10^-2)} (кривые 1 и 2 на фиг.5). Цифры у кривых - расход добавки кг/т ч. Предельные степени использования добавки учитывают диаметра гранулы, а также влияние степени графитизации углерода добавки, пористости гранул, температуры реакции. Теоретический выход газа по реакции Будуара на один кг добавки V_теор=(22,4/12) 0,9 _буд=1,62 (10⁺⁶) _буд см³/кг, где 0,9 - содержание нелетучего углерода добавки.

На одну гранулу данного диаметра d при расходе добавки 100 кг/т ч приходится выход газа от реакции Будуара:

V_буд=V_теор G_гp=1.62 (10⁺⁶) 0,52 А (10^-6) _буд=0,84 А _буд

Для определения избыточного внутрипорового давления газа использована формула Бойля-Мариотта, в которой начальный объем и давление газа приведены к нормальным условиям (1 атм, 20°С). Процесс накопления газа в изолированной поре считаем изотермичным.

Начальные условия: объем газа = V_буд, давление газа в объеме V_буд равно Р_буд = 1 атм.

Конечные условия: объем сжатого газа равен объему поры после выгорания гранулы = V_d.

Избыточное внутрипоровое давление газа после окончания реакции Будуара = Р_d.

Получаем Р_d=Р_буд (V_буд/V_d), откуда, подставляя исходные данные, получаем:

P_d=0,84 А _буд/0,52 А (10^-3)=1620 _буд атм/гр.

Т.е. внутрипоровое давление газа зависит от диаметра гранулы косвенно – через коэффициент _буд. В процессе накопления газа внутри поры происходит утечка газа через пористую оболочку из шлакообразующих. Причем степень утечки газа снижается с ростом диаметра гранулы и наоборот, вследствие падения _буд (таблица 1), вплоть до безнапорного объема поры при диаметре гранулы 0,5 см при наименьшей толщине оболочки (таблица 3).

Коэффициент утечки определяем по формуле _ут=1-0,5d_гp.

Практический коэффициент снижения внутрипорового давления равен _пp=_буд(1-_ут).

В таблице 4 приведены данные внутрипорового давления газа в зависимости от диаметра гранулы по вышеприведенной формуле. Считаем, что разрушение оболочки происходит по диаметральной площади сечения - S_oб, см²/об (фиг.9). Толщина полой оболочки условно равна 0,5 диаметра сплошной оболочки равновеликого объема. Пневматические усилия, приложенные к горизонтальной проекции гранулы S_гp, равны и противоположны по знаку усилию разрыва оболочки по диаметральной площади (фиг.9):

f_пнeвм=Р_буд S_гр=40,50,78d_гp=31,6 d_гр кг/см².

В таблице 5 приведены пневматические усилия разрыва оболочки в зависимости от диаметра гранулы.

Прочность оболочки равна произведению диаметральной площади оболочки на напряжение разрыва вещества оболочки - _разр кг/см²:

f_прочн=_разр S_об кг/об.

Напряжение разрыва вещества шлакообразующих веществ принято по экспериментальным замерам напряжений разрыва для глинистых пород различной консистенции в пределах 50-500 кг/см² [9]. В результате реакции Будуара внутри оболочки создается тонкая пленка губчатого железа, образующая армирующий скелет вещества оболочки и повышающая ее прочность. В таблице 6 приведены данные прочности оболочки для принятых значений напряжений разрыва с учетом влияния металлизированного скелета на упрочение оболочки. По другим схемам разрушения прочность оболочки будет ниже принятой в данном расчете. В отличие от чисто термического разрушения руднотопливных гранул [10] реакция Будуара в пластине создает пневматические усилия, механически разрушающие оболочку. На фиг.10 по данным таблиц 5 и 6 построены кривые баланса нагрузок по диаметральному разрезу оболочки. Кривая 1 - пневматические усилия на оболочку (табл.5). Кривые 2, 3, 4 - прочность оболочки по диаметральному разрезу (цифры у кривых - напряжения разрыва вещества оболочки). Из фиг.10 следует, что при диаметре гранул выше 0,2 см обеспечивается механическое разрушение оболочки по диаметральному разрезу за счет внутрипорового давления газа. Геометрический объем пор от угара гранул равен:

_доб=(S_{доб буд})/(V_{пл доб}).

Подставляя исходные данные, получаем расчетную формулу прироста порозности пластины: _доб=(S_{доб буд})/(0,61000)=0,0016 (S_{доб буд}) м³/м³ объема пластины, где 1000 кг/м³ - удельный вес вещества добавки, 0,6 - объем пластины после усадки м³/т ч, S_доб - расход добавки кг/т ч. В табл.7 приведены данные геометрического прироста порозности пластины после угара гранул добавки при расходе добавки в пределах 50-100 кг/т ч. Приближенная связь порозности руды на колошнике и в пластине выражается формулой _кол=2_пл. На фиг.11 приведена зависимость геометрического прироста порозности после угара гранул добавки от диаметра гранул добавки и принятой предельной степени использования вещества добавки по реакции Будуара. Эта зависимость необходима по способу для составления баланса располагаемой и необходимой порозности в пластине, обеспечивающей движение столба в области стабильности.

Д. Расчет усилий гравитации, приложенных сверху к пластине.

Движение пластины по способу осуществлено за счет геометрического прироста порозности от выгоревших гранул, что снижает градиент давления газа по высоте пластины. Сверху к пластине приложены усилия гравитации от собственного веса пластины. Снизу - градиент давления газа по высоте пластины. Обе величины отнесены к одному метру высоты расчетного объема размягчения (фиг.2) для соизмеримости с градиентом давления газа на колошнике (первая размерность) и к одному см² гидравлического сечения печи (вторая размерность). Усилие гравитации от собственного веса считаем независящим от расхода добавки вследствие выгорания гранул при движении пластины вниз: f_пл=_пл N_пл К_А кг/см² м, где плотность вещества пластины _пл=(1500/0,6)(10^-4)=0,25 кг/см² м; N_пл=0,375 (табл.10); для первого варианта способа получаем f_пл=0,250,375 K_А=0,094 К_А кг/см² м. С учетом возможных неточностей расчета округленно принимаем усилие гравитации от собственного веса пластины равным (при работе на одном коксе) f_пл=0,01 кг/см² м. Передача усилий от вышележащих слоев на пластину в этом расчете не учтена. По данным [11] при расходе угольной пыли до 0,2 т/т ч обнаружены пульсации температуры отходящей воды из медных холодильников, установленных в стенках нижней части печи. Указанные пульсации служат признаком интенсивных потоков газа, создающих рыхлое кольцо у стенок нижней части печи (поз.9 на фиг.2). Рыхлое кольцо снижает трение о стенки, т.е. коэффициент активного веса пластины повышается. Влияние высоких расходов угольной пыли на пульсации физически равносильно влиянию на пульсации проплавки мелкой руды. По этим причинам для обоих вариантов способа принимаем коэффициент активного веса пластины К_А=1. Для второго варианта способа усилие гравитации пластины обусловлено (при неизменной порозности вещества пластины) ростом доли высоты рудной пластины по отношению к одному метру расчетного объема (табл.10).

Е. Градиент давления газа по высоте пластины (пробки).

Определяем градиент давления газа в пластине по отношению к известному градиенту давления газа в рудном слое колошника. Это отношение обратно пропорционально отношению квадратов порозностей вещества в обоих слоях и прямо пропорционально отношению их объемных долей в расчетном объеме. Для расчета: высоты обоих расчетных объемов равны одному метру. Приняты неизменными: эквивалентный диаметр зерна, коэффициенты сопротивления вещества, секундный расход газа в обоих слоях. Получаем при указанных допущениях формулу:

gR(Р_пл/Р_кол)=(0,3/_пл)²(Н_пл/Н_кол) кг/см³ м.

Ж. Определение градиента давления газа в рудном слое колошника. (Топливо - один кокс). Расчет проводим для печи объемом 2000 м³, высота столба -20 м, общий перепад давления газа (фурмы/колошник) - 1,5 кг/см². Средний градиент давления газа в слое высотой один метр gRP_сл=1,5/20=0,075 кг/см² м. Считаем приближенно в рудном слое колошника градиент давления (при объемной доле руды в слое колошника N_кол=0.5 от объема расчетного слоя) равным gRP_сл=0,05 кг/см² м.

Отношение объемных долей руды в пластине и на колошнике:

N_пл/N_кол=0,375/0,5=0,75.

Итого: gR(P_пл)=0,050,75 (0,3/_пл)²=0,375 (0,3/_пл)² кг/см² м.

В таблице 8 приведены данные градиента давления в пластине в зависимости от пробной порозности вещества пластины при проплавке мелкой руды. Условно принято, что порозность в рудном слое колошника сохраняется неизменной, измельчение руды совершается в сухой зоне печи, усадка руды в зоне размягчения равна 0,4.

З. Первый вариант способа - проплавка мелкой руды. В таблице 9 приведены данные градиента давления газа в рудной пластине в зависимости от диаметра гранулы, создающей геометрический прирост порозности (таблица 7) и входящей в сумму полной порозности пластины по формуле: _полн=_пробн+_доб. Пробная порозность вещества пластины принята в качестве показателя доли мелких фракций руды и определяется по кривым Фурнаса. Связь порозности руды на колошнике и в пластине _кол=2_пробн. Геометрический прирост порозности (таблица 7) принят равным для всех значений пробной порозности для каждого диаметра гранулы.

На фиг.12 по данным таблицы 9 построены кривые 1, 2, 3, 4 - зависимости градиента давления газа в пластине от пробной порозности вещества пластины и диаметра гранулы (цифры у кривых). Практическая минимальная крупность гранулы принята 2 мм. Линия 4 отвечает градиенту давления газа в пластине при топливе один кокс. Линия 5 - усилие гравитации от собственного веса пластины (один кокс). Точка пересечения 6 линий 4 и 5 является практически достоверной (порозность вещества пластины округленно равна 0,18). При такой порозности (топливо - один кокс) баланс нагрузки будет положительным, а движение столба совершается в стабильной области. Допустимая порозность пластины по первому варианту способа равна 0,16 м³/м³ в точке 7. Для сохранения положительного баланса нагрузок в этой точке диаметр гранул будет не менее 3 мм. Причем прирост располагаемой порозности от выгорания гранул этого диаметра должен превышать дефицит порозности в этой точке равный 0,02. Согласно фиг.11 при диаметре гранулы 2 мм располагаемый прирост порозности равен 0,04 м³/м³, т.е. достаточный для сохранения ровности хода. Левее от точки 7 дефицит порозности пластины компенсируется по способу при диаметре гранул добавки не менее 2 мм. Слева от точки 8 дефицит порозности компенсируется по способу лишь частично, и он дополняется другими воздействиями на движение столба - рост радиуса отверстия 2 на фиг.2, загрузка более крупного кокса в отверстие 2 и ввод разжижающих добавок в рудную часть шихты, снижающих прочность шлакообразующих пластины.

И. Второй вариант изобретения (угольная пыль плюс добавка). Работа печи нарушается при расходе угольной пыли 0,2 т/т ч вследствие ряда причин: недожога угольной пыли в объеме полости циркуляции, резкому росту доли пластины в расчетном объеме размягчения (фиг.2), что подтверждается ростом градиента давления газа по высоте зоны размягчения [12, 13]. На фиг.13 приведена кривая роста рудной нагрузки на остаточный кокс за вычетом кокса, заполняющего отверстие 2 на фиг.2. Перегиб кривой отвечает уровню расхода угольной пыли 0,2-0,3 т/т ч.

В таблице 10 приведены балансы усилий гравитации пластины в зависимости от расхода угольной пыли:

f_пл=_пл N_пл K_А, где _пл=0,25 кг/см²м - плотность вещества пластины при усадке руды в пластине, равной 0,4.

На фиг.14 приведена связь плотности и порозности вещества пластины при усадке руды в пределах от нуля до 0,4.

В таблице 11 приведены градиенты давления газа в рудном слое колошника в зависимости от расхода угольной пыли gRP_кол=0,1 N_кол кг/см²м.

В таблице 12 приведены градиенты давления газа по высоте пластины по формуле:

gRP_пл=gRР_кол (N_пл/N_кол) (0,3/_кол)² кг/см²м.

В таблице 13 приведен коэффициент гравитационной нагрузки на пластину: К_пл=f_пл/gRP_пл в зависимости от пробной порозности пластины (без добавки). На фиг.15 показана зависимость К_пл от расхода угольной пыли. Линия 1 отвечает теоретически нейтральному балансу нагрузок на пластину. Линии 2, 3, 4 -значениям коэффициента К_пл при различной пробной порозности вещества пластины (без добавки). Точка 5 пересечения линий 1 и 3 - достоверная величина расхода угольной пыли около 0,2 т/т ч, отвечающая пробной порозности пластины 0,185 м³/м³. Из-за неточностей расчета округленно принимаем порозность в точке равной 0,18 м³/м³. Слева от точки 5 баланс нагрузок положительный, справа - отрицательный, что совпадает с практически обнаруженными резкими нарушениями хода печи при расходе угольной пыли свыше 0,2 т/т ч [12, 13]. Округленная порозность 0,18 близка к порозности пластины при работе на одном коксе (фиг.12). При коэффициенте нагрузки пластины К_пл=1 и ровность хода печи без ввода добавки недостижима. Для обеспечения ровности хода на интервале расходов угольной пыли 0,2-0,4 т/т ч согласно способу вводят в руду добавку с диаметром гранул не более 4 мм, при котором располагаемый прирост порозности пластины превышает дефицит порозности (фиг.11). При этом коэффициент нагрузки будет положительным на указанном интервале расходов угольной пыли К_пл=1.

На фиг.16 показана связь располагаемого прироста порозности от ввода добавки и дефицита порозности для двух вариантов способа. Принятый диаметр гранул 3 мм, средний для интервала диаметров гранул от нуля до 5 мм. На фиг.16 линия 1 отвечает приросту располагаемой порозности при проплавке мелкой шихты для диаметра гранулы 3 мм (первый вариант способа). Допустимая пробная порозность пластины при этом диаметре гранулы будет менее 0,16 м³/м³. При порозности пластины ниже 0,16 располагаемой порозности не хватит для компенсации дефицита порозности и ход печи будет нестабильным. Линия 2 отвечает приросту располагаемой порозности при расходе угольной пыли до 0, 4 т/т ч и дефиците порозности не менее 0,01 м³/м³ (фиг.15). При таком расходе угольной пыли и снижении пробной порозности пластины ниже 0,18 способ лишь частично компенсирует дефицит порозности пластины и должны использоваться другие воздействия на движение столба. Линия 3 отвечает совместному влиянию на дефицит порозности проплавки мелкой руды и ввода угольной пыли с расходом выше 0,2 т/т ч. В этом случае ввод гранул средним диаметром <3 мм станет недостаточным для компенсации дефицита порозности, и такой режим плавки неосуществим.

К. Кривая тепловой устойчивости плавки.

Принятые напряжения разрыва вещества оболочки (таблица 6) обусловлены сохранением неизменной энтальпии шлакообразующих. На фиг.17 приведена кривая тепловой устойчивости плавки в графической форме ROSA (по типу диаграмм розы ветров). По оси абсцисс отложено содержание Si_чуг. По оси ординат - тепловое значение колошникового газа, равное энтальпии газа, оставленной им в печи. Оба параметра являются наблюдаемыми и могут служить для целей текущего контроля. Окружность 1 - допустимые пределы колебания процесса. Окружность 2 - граница стабильности. Внутри окружности 2 тепловой емкости печи достаточно для компенсации колебаний обоих параметров без внешних воздействий на процесс. В современной практике наиболее опасными являются похолодания печи. Точка 3 показывает начало похолодания. Линия 4 - развитие похолодания, при котором Si_чуг и тепловое значение газа быстро падает. Круговой цикл 5 отвечает нарушениям движения столба (обрывы). В этом случае тепловой емкости печи будет недостаточно для компенсации процесса. При упущенной точке 3, скрытой от визуального контроля, процесс развивается быстро и не может синхронно компенсирован сверху. А снизу возможностей роста энтальпии дутья может не быть. В этом случае неизбежным является снижение рудной нагрузки, расхода дутья и др. При временных нарушениях эти воздействия отменяются после возвращения процесса в область 2. При постоянных нарушениях воздействия сохраняются на новом уровне. По способу осуществлена компьютерная программа построения кривой фиг.18 и текущий контроль положения рабочей точки процесса в области 2 по методике [5]. При этом напряжения разрыва вещества оболочки отвечают принятым в расчете (таблица 6) их величинам.

Примеры реализации способа.

Пример первый.

Реализация способа описана применительно к печи объемом 2000 м³ с указанными выше параметрами шихты и режима плавки. Печь снабжена компьютерной программой расчета коэффициента ровности хода (фиг.3А) и контроля тепловой стабильности (фиг.17), устройством ввода углеродсодержащей добавки крупностью 2-5 мм в тракт загрузки на колошник (фиг.1). Диаметр колошника этой печи - 7,3 м, рабочая высота - 20 м. Положение верхней границы расчетного объема равно 4,7 м выше уровня фурм. Считаем, что положение по высоте центров тяжести реальной и расчетной объемов размягчения совпадают. Кокс - стандартный, порозностью на колошнике 0,5 м³/м³. Показателем качества рудных материалов служит их порозность на колошнике. Связь порозности на колошнике и доли мелких фракций в руде определяем по кривой Фурнаса [15]. При порозности рудных материалов ниже нормы 0,3 м³/м³ порозность пластины также снижается. Температура начала размягчения руды находится в пределах 800-1000°С и совпадает с положением изотермы газа при 1000°С на уровне 4,7 м выше уровня фурмы. Радиус центральной отдушины 2 (фиг.2) равен 1,4 м. Чугун - передельный состава (проценты): Si_чуг=0,5, Mn=0,2, Р=0,1, S=0,02. Коэффициент ровности хода _х=0,5 (линия 1, фиг.3). По способу в каждый компонент рудной части шихты перед загрузкой на колошник введена углеродсодержащая добавка (фракции 2-5 мм) при суммарном расходе 10 кг/т ч добавки на каждые 0,01 снижения коэффициента ровности хода ниже допустимого уровня 0,5. Отклонения Si_чуг не превышают 0,05% (10% от номинала внутри окружности 1 фиг.17). Порозность пластины при работе на одном коксе равна 0,18 м³/м³ (точка 6, фиг.12). Снижение пробной порозности пластины до 0,16 м³/м³ отвечает проплавке мелкой руды. Согласно способу при крупности добавки 3 мм и ниже прирост располагаемой порозности равен 0,02 м³/м³, что близко к порозности (0,18-0,16)=0,02 м³/м³, нужной для создания положительного баланса усилий гравитации на пластине (линия 1, фиг.16). При этом коэффициент ровности хода будет _х 0,5 (линия 3, фиг.3). При снижении пробной порозности пластины ниже 0,16 м³/м³ (фиг.12) способ не полностью обеспечивает стабильность плавки и необходимы другие воздействия на процесс (сохраняя режим способа): увеличение радиуса отверстия 2 на фиг.2, загрузка более крупного кокса, создание рыхлого кольца 9 на колошнике печи и др. (фиг.2).

Пример второй.

Объем печи и режим плавки - вышеуказанные. Расход угольной пыли в пределах 0,1-0,4 т/т ч. Расход добавки в пределах 50-100 кг/т ч, свыше суммарного расхода кокса и угольной пыли. Печь снабжена компьютерной программой расчета коэффициента ровности хода и тепловой стабильности процесса, устройством ввода угольной пыли в дутье мощностью 400 т/ч, тониной помола пыли 50 микрон, зольности пыли не более 20%, устройством ввода углеродсодержащей добавки в тракт загрузки (фиг.1). На фиг.2 показаны нижние границы компактной рудной пластины в расчетном объеме высотой один метр в зависимости от расхода угольной пыли (цифры у кривых). Время пребывания пластины в объеме размягчения находится в пределах 30-60 мин, что перекрывает время полного окончания реакции Будуара внутри пластины. Содержание Si_чуг сохраняют стабильным (фиг.17). Для контроля уровня расхода добавки определяем коэффициент ровности хода, который находится выше допустимого уровня (линия 3, фиг.3). Нормальная порозность пластины, обеспечивающая ровность хода, равна 0,18 м³/м³. При росте расхода угольной пыли до 0,4 т/т ч дефицит порозности пластины равен 0,02 м³/м³ (фиг.16, линия 2). На фиг.16 линия 2 показывает располагаемый прирост порозности пластины при вводе углеродсодержащей добавки и средней крупности гранул добавки 3 мм (фиг.11), равный 0,02 м³/м³, который близок к дефициту порозности при расходе угольной пыли 0,4 т/т ч. По способу колоши руды и остаточного кокса собирают в компактные слои в пределах 1-5 колош в каждом компакте. Число колош в компакте N_комп=0,5/V_ocт, где V_ocт - остаточный объем кокса, на колошнике м³/т ч, N_комп - число остаточных слоев кокса в компакте. При остаточном расходе кокса 0,1 т/т ч N_комп=5. Объем компакта руды равен объему колош, умноженному на N_комп. На фиг.2 линии 6, 7, 8 отвечают границам компактов в расчетном объеме размягчения (цифры у кривых - расход угольной пыли). При сочетании повышенного расхода угольной пыли сверх 0,2 т/т ч, мелкой руды, дефицит порозности на фиг.16 (линия 3) равен 0,04 м³/м³. Способ компенсирует 0,02 м³/м³ дефицита порозности. Для сохранения стабильности плавки в этом случае осуществляют воздействия на режим загрузки на колошнике (рост радиуса отверстия 2 на фиг.2), создание дополнительного рыхлого периферийного кольца. На фиг.18 показано изменение порозности компонентов шихты по высоте столба (масштаб произвольный): 1 - сухая зона, 2 - расчетный объем размягчения высотой 1 м, 3 - объем плавления, 4 - дренажная зона, 5 - порозность кокса в сухой зоне, 6 - порозность слоя орошаемого кокса в объеме дренажа, 7 - порозность руды в сухой зоне, 8 - пробная порозность пластины 0,18 м³/м³ при одном коксе либо при расходе угольной пыли до уровня 0,2 т/т ч 9-10 - аномальная порозность пластины при мелкой руде, 11 - порозность пластины по способу, 12 - порозность расплава в дренажной зоне. Принятый расход условного топлива 0,5 т/т ч снижается при вводе углеродсодержащей добавки путем замены части кокса, расходуемого на реакцию Будуара в пластине в пределах до 0,05 т/т ч от принятого исходного уровня.

ЛИТЕРАТУРА

1. Какубо и др. Исследование доменного процесса при смешанной загрузке шихтовых материалов: Экспресс информация ЦНИИ информации и технико-экономических исследований черной металлургии. М., 1984, вып.21, с. 1-3. Testo to Hagone 1984, vol.70, N4, p.84-550 (Япония).

2. RU 2042714 C1, C 21 B 5/00, 27.08.1995.

3. Базилевич С.В. и др. Агломерация. - М.: Металлургия, 1967, с.311.

4. Похвиснев А.Н. и др. О минимальном расходе кокса в доменной печи по условиям газодинамики процесса. Сталь, 1969, N12, с.59-61.

5. Раковский Б.М. и др. Режимы доменной плавки при нестабильных условиях работы. Черная металлургия. Бюллетень научно-технической и экономической информации. М., 1999, N9-10, с.5-20; N1l-12, с. 19-28.

6. Ефименко Г.Г. Определение состава первичных шлаков в доменной печи. Металлургия чугуна. Научные труды ДМИ. Харьков, Москва, вып.29, с.256-274.

7. Воловик Г.А. и др. К вопросу о температурах размягчения руд и агломератов. Металлургия чугуна. Научные труды ДМИ. Харьков, Москва, вып.29, с.105-134.

8. Любан А.П. Анализ явлений доменного процесса. - М.: Металлургиздат, 1955, с.191-192.

9. Чуринов М.В. Справочник по инженерной геологии. - М.: Недра, 1968, с.69, табл.33.

10. Ходак Л.З. и др. Изменение фазового состава и механизм первичного шлакообразования при плавке руднотопливных гранул. Труды института горючих ископаемых. - М.: Академиздат, 1963, т.22, с.79-92.

11. Хеленбрук Р. Требования к охлаждению медных холодильников доменной печи. Helenbrook R.G. et.al. Water requirements for blast furnace copper staves. Jron and Steelmaker, 2000, N6, p.45-51.

12. Окочи и др. Достижение расхода угольной пыли 266 кг/т ч на доменной печи N3 завода Фукуяма. Ососhi et.al. Achievement of high rate pulverized coal injection of 266 kg at Fukuyama N3 B.F. 4th European Coke and Ironmaking congress. Paris, 2000, pp. 198-202.

13. Нозава К и др. Практика работы доменной печи N1 завода Какогава с расходом угольной пыли 250 кг/т ч. Nozawa К. et.al. Practical operations at an ultra high coal injection rate over 250 kg/t HM in Kokagawa N Blast Furnace. International conference on new development in metallurgical process. Technology Proceedings. Dusseldorf, 1999, p.87-90.

14. Тейлор А.Г. и др. Метод экспертной оценки для прогноза нестабильной работы доменной печи на заводах Бритиш СТИЛ. Taylor A.G. et.al. Advanced signal processing methods and expert system development for predicting and assessing blast furnace instability within British Steel. International conference on new development in metallurgical process. Technology Proceedings. Dusseldorf, 1999, p.98-102.

15. Фурнас C.C. Движение газов через слой кусковых материалов. ДОМЕЗ. Харьков - Днепропетровск, 1932, с.74-87.