Стабилизация работы отапливаемых секций

ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО
УДК 622.788
Стабилизация работы
отапливаемых секций горна
обжиговой машины ОК520
И. И. Яковлев1, А. П. Буткарев1,
Б. И. Борисенко2, Г. П. Пазынич2
1
ОАО ВНИИМТ (г. Екатеринбург, Россия),
2
ОАО “Михайловский ГОК” (г. Железногорск, Россия)
Отапливаемые секции горна обжиговой конвейерной машины ОКI520 представляют собой сложную аэроI
динамическую систему, в которой просасываемый через слой окатышей теплоноситель является суммой
реагирования трех составляющих: природного газа, воздуха на его горение (низкотемпературный теплоноI
ситель, 260 – 300 °C) и воздуха на разбавление (высокотемпературный теплоноситель, 900 – 1000 °C).
Объемы воздуха на разбавление и теплоносителя, просасываемого через слой, неизвестны. Рассмотрены
заданное распределение продуктов сгорания по секциям (над каждой вакуумIкамерой) горна и взаимозавиI
симость работы противоположных форкамер и горелок — стабилизация теплового режима горна и эконоI
мическая эффективность этого мероприятия.
Ключевые слова: обжиговая конвейерная машина, переточный коллектор, температурная стабилизаI
ция работы горна.
Высокотемпературный теплоноситель поступает из
зоны охлаждения в горн самотеком за счет перепада
давлений между зоной охлаждения и горном. По пеT
реточному коллектору, который расположен над горT
ном, и соединительным патрубкам теплоноситель
поступает в противоположные форкамеры в секциях
горна (за секцию горна принята его площадь над одT
ной вакуумTкамерой, 16 м2). Воздух на горение и приT
родный газ поступают через горелки, установленные
в торцах форкамер, в которых происходит горение
природного газа. Смесь продуктов сгорания и высоT
котемпературного теплоносителя из форкамер постуT
пает в горн. Кинетическая и тепловая энергия газа и
воздуха горения, вытекающих из противоположных
горелок, оказывает влияние на поступление в соответT
ствующие форкамеры высокотемпературного теплоT
носителя (эжектирует его) и температуру вытекающих
из этих форкамер в горн продуктов сгорания. ПереT
пад давлений (гидравлическое сопротивление) между
коллектором и горном составляет 80 Па. При таком
незначительном сопротивлении симметричное поT
ступление через противоположные патрубки и форкаT
меры самотеком высокотемпературного разбавителя
на промышленном агрегате маловероятно.
При обжиге окатышей происходят процессы, окаT
зывающие влияние на газопроницаемость слоя и на
распределение продуктов сгорания, просасываемых
через слой в различных секциях горна. Поскольку расT
пределение этих продуктов по длине горна неизвестно,
то при существующей системе подачи продуктов сгоT
рания в горн возникает их продольное движение как по
ходу движения ленты, так и в обратную сторону.
Неконтролируемые поперечное и продольное двиT
жения продуктов сгорания в горне увеличивают проT
должительность установления заданного теплового
режима и трудности в его стабилизации. НеизвестT
ность распределения по длине горна объемов просаT
сываемых через слой продуктов сгорания — тепла,
поступающего в слой в секциях, не способствует и
оптимизации процесса. Все это приводит к отклонеT
ниям от технологического регламента обжига окатыT
шей как по ширине конвейерной ленты, так и временT
ного режима обжига.
Цель работы — стабилизация заданного теплового
режима в горне, улучшение качества продукции и
снижение расхода топлива на процесс.
Для анализа аэродинамики горна и стабилизации его
теплового режима необходимо знать распределение проT
дуктов сгорания, просасываемых через слой, по длине
горна (для определения движения продуктов сгорания
вдоль горна) и взаимное влияние продуктов сгорания,
вытекающих из противоположных форкамер (для досT
тижения симметричной работы этих форкамер).
Скорости фильтрации определяли на выходе из
слоя с использованием колосниковой решетки как
датчика расхода, гидравлическое сопротивление котоT
рой составляло 200 – 600 Па (гидравлическое сопроT
тивление колосниковой решетки значительно возраT
стает за счет засорения проходного сечения щелей в
решетке донной постели).
Коэффициент расхода газа через колосники, отнеT
сенный на полное сечение колосникового поля,
µк = ω0к/(∆Pк/(γ0к/2g · Tк/T0 · P0/Pк))0,5,
(1)
где ω0 — скорость фильтрации, м/с; ∆Pк — гидравлиT
ческое сопротивление колосников, Па; γ — плотность
газа, кг/м3; T — температура, K; P — давление, Па;
индекс к — в колосниках.
Коэффициент µк определяли в стационарных услоT
виях на опытной установке и корректировали по экспеT
ISSN 0038—920X. “Сталь”. № 2. 2011 г.
7
риментальным данным (ω0к, ∆Pк, Tк, Pк), которые были
получены в зоне охлаждения III, где имелась возможT
ность замерить скорость фильтрации на входе в слой.
Известна методика измерения статического давлеT
ния в слое окатышей и колосниках действующего агT
регата — обжиговой конвейерной машины [1, с. 308
– 309]. Для определения гидравлического сопротивT
ления колосников (∆Pк) и замера статического давлеT
ния на границе “постель – колосники” (∆Pп.к) и в
вакуумTкамерах (Pв/к) использовали импульсные трубT
ки, жидкостные UTобразные манометры и тягонапоT
ромеры ТНЖ.
Для измерения температуры теплоносителя на вхоT
де в слой, на границе “слой – постель” и в колосниT
ках применяли гибкие хромельTалюмелевые термопаT
ры в асбестовой изоляции. Во время опытов датчики
статического давления, термопары и установка для
регистрации показаний перемещались вместе с обжиT
говой тележкой по длине технологических зон машиT
ны. Одновременно с прохождением датчиками вакуT
умTкамер регистрировались статические давления и
показания термопар. По ходу опытов записывались
показания стационарных контрольноTизмерительных
приборов обжиговой машины.
По известному коэффициенту расхода газа через
колосники, их гидравлическому сопротивлению и темT
пературе газа в них рассчитывали скорости фильтрации
на входе в колосниковое поле. Площадь щелей (живое
сечение) для прохода газа в колосниках составляет 6,3 %.
Они покрыты обожженными окатышами — “постелью”.
Значения ω0к > 20 м/с, Remin > 10000 свидетельствуют об
автомодельном режиме течения газов в колосниках.
Газовыделения при сушке окатышей в зоне сушки
II и подогрева определяли итерационным методом:
расчет теплообмена в слое выполнен по методике,
аналогичной методике, рассмотренной в работе [2],
впоследствии существенно усовершенствованной [3]
в части учета зависимостей теплоемкости как функT
ции температуры, расчета газодинамики, температуры
обжиговой тележки и др. Приведенные к нормальным
условиям скорости фильтрации на входе в слой, отнеT
сенные на полное сечение слоя, в первом приближеT
нии принимали исходя из скорости в колосниках. По
известным газовыделениям в слое окатышей и скороT
сти фильтрации в колосниках корректировали скорость
фильтрации газов на входе в слой (ω0слi, нм3/(м2 · с)) и
расход продуктов сгорания, просасываемых через слой
в секциях горна (V0слi, нм3/ч), на рис. 1, г.
Расход теплоносителя через слой в горне, нм3/ч, опT
ределяли по формуле
(2)
где Si — площадь секции над одной вакуумTкамерой
горна; Σi — сумма секций горна, i = 7 – 17.
Расход высокотемпературного теплоносителя, нм3/ч,
V0р = V0сл.г – (V0в.г + V0п.г + V0з),
8
Распределение высокотемпературного
разбавителя (воздуха) по секциям обжиговой
машины и перетоки между ними
Уравнение теплового баланса для iTтой секции горна
(секции по номеру вакуумTкамер: 7 – 17):
Qп.гi + Qв.гi + Qрi ± Qперi–1 = Qслi + Q5гi ± Qперi+1, (4)
где Q — расход тепла, кДж/ч; индексы: перi–1 — пеT
реток из предыдущей камеры; перi+1 — в последуюT
щую; 5гi — потери тепла в окружающую среду в iTтой
секции горна, кДж/ч.
Уравнение баланса газопотоков iTтой секции горна:
V0п.гi + V0в.гi + V0рi ± V0перi–1 = V0слi ± V0перi+1.
(5)
Потери тепла в окружающую среду (Q5гi) рассчитыT
вали в виде разницы между теплом, поступающим в
горн, и теплом на входе в слой. По длине горна это
тепло распределялось пропорционально удельным тепT
ловым потокам, теряемым в окружающую среду и расT
считанным по методике [5]. При расчете распределения
высокотемпературного разбавителя по секциям горна
и перетоков между ними температура по длине и шиT
рине iTтого участка горна принималась постоянной.
Расчет проводили от секции к секции. Таким обT
разом, переток из предыдущей секции горна (V0перi–1)
был известен, и решение сводилось к определению
расхода воздуха разбавления в данной секции и переT
тока из данной секции в последующую (V0перi+1).
V0перi–1 и V0перi+1 принимаются с положительным знаT
ком, если направления перетоков и конвейерной ленT
ты совпадают, и наоборот. В зависимости от направT
ления этих перетоков получаем различные уравнения
для определения V0рi и V0перi+1, нм3/ч:
для V0перi–1 = –a; V0перi+1 = x:
V0рi = [(V0п.гi · Qн + Vв.гi · tв.гi · Cв.гi – Q5гi –
– (V0п.гi + V0в.гi) · tслi · Cслi)/(tслi · Cслi – tрi · Cрi);
(6)
V0перi+1 = V0п.гi + V0в.гi + V0рi – (V0перi–1 + V0слi);
(7)
для V0перi–1 = a; V0перi+1 = –x:
Баланс газопотоков горна
V0сл.г = Σi(ω0слi · Si · 3600),
где V0з — переток из зоны охлаждения в зону обжига
(в секцию над 17Tй вакуумTкамерой) под перегородT
кой, между перегородкой и слоем; индексы: сл. —
слой, в.г — воздух горения, п.г — природный газ.
V0з рассчитывали по гидравлическому сопротивT
лению зазора (60 – 100 Па), площади зазора и коэфT
фициенту расхода по данным работы [4], температуT
ре газа (950 – 1000 °C) и представили на рис. 1, д
(4600 – 10000 нм3/ч).
(3)
ISSN 0038—920X. “Сталь”. № 2. 2011 г.
V0рi = [(V0слi – V0п.гi – V0в.гi – V0перi–1) · tслi+1 · Cслi+1 +
+ V0п.гi · Qн) + (V0в.гi · tв.г · Cв.г + V0перi–1 · tслi–1 · Cслi–1 –
– V0слi · tслi · Cслi – Q5гi)]/(tслi+1 · Cслi+1 – tрi · Cрi); (8)
V0перi+1 = V0п.гi + V0в.гi + V0рi + V0перi–1 – V0слi;
(9)
для V0перi–1 = –a; V0перi+1 = –x:
V0рi = [(V0слi – V0п.гi – V0в.гi – V0перi–1) · tслi+1 · Cслi+1 –
–V0п.гi · Qн) – (V0в.гi · tв.г · Cв.г + V0перi–1 · tслi · Cслi –
–V0слi ·tслi · Cслi – Q5гi)]/(tслi+1 · Cслi+1 – tрi · Cрi); (10)
V0перi+1 = V0п.гi + V0в.гi + Vрi – (V0слi + V0перi–1);
(11)
для V0перi–1 = a; V0перi+1 = x:
V0рi = [(V0п.гi · Qн + V0в.гi · tв.гi · Cв.гi +
+ V0перi–1 · tслi–1 · Cслi–1) – (V0п.гi + V0в.гi + V0перi–1) ×
(12)
× tслi · Cслi]/(tслi · Cслi – tрi · Cрi);
V0перi+1 = V0п.гi + V0в.гi + V0рi + V0перi–1 – V0слi.
(13)
Выбор типа балансовых уравнений (6) – (13) для
определения V0рi и V0перi+1 при последовательном расT
смотрении очередной iTтой секции горна проводится
методом рассмотрения и решения двух возможных в
зависимости от перетока в последующую секцию ваT
риантов расчета.
Рассмотренные уравнения верны для всех секций
горна, за исключением секции над 17Tй вакуумTкамеT
рой. В эту секцию поступает и переток из зоны охлажT
дения под перегородкой с температурой 900 – 1000 °C
и расходом до 10000 нм3/ч. Согласно тепловому баланT
су, достижение в этой секции температуры 1120 –
1180 °C возможно только в случае, если часть продукT
тов от сгорания газа и воздуха на горение в форкамеT
рах этой секции, температура которых не превышает
850 °C, поступает из форкамер в переточный коллекT
тор. (Далее рассмотрено более подробно.) Для этой
секции также были составлены тепловой баланс и
баланс газопотоков, выведены расчетные формулы,
подобные тем, которые мы рассматривали для остальT
ных секций горна, и выполнены расчеты. Поэтому
материал для одной 17Tй секции горна отдельно не
рассматривается, а результаты этого расчета (как и
предыдущего) представлены на рисунках.
При проведении опытов задача сводилась к полуT
чению наиболее полной картины работы ОКT520 без
вмешательства в производственную деятельность.
Продолжительность опыта — период прохождения
тележкой конвейерной ленты ОКT520 всей длины техT
нологических зон нагрева и трех зон охлаждения — 40
– 60 мин. Более длительными (50 – 60 мин) были
отдельные опыты в первый период проведения. НехаT
рактерные для ОКT520, случайные режимы ее работы
исключались из рассмотрения.
Далее представлены два периода исследований
обжиговой машины ОКT520: первый (базовый, июль
1977 г.) — опыты 1 – 4, сбор информации о машинах
ОКT520; второй (опытный, ноябрь 1982 г.) — анализ
показателей после совершенствования аэродинамиT
ческого режима работы. Все исследования, за исT
ключением режима 6 (2Tя машина), выполнялись на
1Tй машине.
Более четкая картина распределения по секциям
горна воздуха горения (V0в.гi), разбавления (V0рi) и
продуктов сгорания газа, просасываемых через слой
(V0слi), была получена при сравнении отдельно взятых
опытов. Появилась возможность совмещения и анаT
лиза взаимозависимости двух параметров по длине
горна на одном графике. Однако решение поставленT
ной задачи (системный анализ работы горна) возможT
но только при сравнительном групповом анализе разT
личных режимов с целью определения перспективноT
го варианта и его преимуществ.
На рис. 1, а – г представлено изменение различных
аэродинамических параметров по длине горна в расT
смотренные периоды исследований: опыты 1 – 4 —
первый период, 5 – 7 — второй, на рис. 1, а — распреT
деление воздуха для горения по секциям 7 – 17. Во
второй период машины работали с повышенным расT
ходом воздуха для горения (верхние ряды точек, V0в.г/
/V0п.г ≈ 23,5 нм3/нм3) по сравнению с первым периоT
дом (нижние ряды точек, V0в.г/V0п.г ≈ 16,4 нм3/нм3).
Чем выше расход воздуха на горение, тем более устойT
чива взаимозависимая система расходов воздуха гореT
ния – воздуха разбавления.
Обжиговые машины во втором периоде работали с
заданным распределением воздуха для горения в отапT
ливаемых секциях горна: “расходы воздуха на горение
в секциях горна устанавливали пропорционально корT
ню квадратному из абсолютной температуры продукT
тов сгорания в этих секциях” [7] — кривая усредненT
ных значений — ряд 8Tй (среднее отклонение от расT
четной кривой — 2,76 %, максимальное — 4,66 %). Это
достигалось поддержанием заданных соотношений
V0в.гi/V0п.гi ≈ 23,5 в секциях. Для экономии топлива
(~ 2,8 %) выгоднее достигать это поддержанием заданT
ного коэффициента избытка воздуха (α) для горения
природного газа (среднего для противоположных гоT
релок) в этих секциях. Для этого необходимо соответT
ствующее снижение расхода воздуха для горения.
На рис. 1, б представлено распределение воздуха
разбавления в горне (секции 7 – 17). Благодаря заданT
ному распределению воздуха горения в отапливаемых
секциях во втором периоде произошло перераспредеT
ление воздуха разбавления, установлены “расходы
высокотемпературного разбавителя пропорциональT
ными расходам продуктов сгорания (V0слi — рис. 1, г),
просасываемых через слой окатышей в этих же секциT
ях горна” [7].
Отметим некоторые особенности распределения
воздуха разбавления по секциям горна. Как уже отмеT
чалось, достижение температуры 1120 – 1180 °C в секT
ции над 17Tй вакуумTкамерой возможно только в слуT
чае, если часть продуктов сгорания в форкамерах 21 и
22 этой секции, температура которых не превышает
850 °C, поступает в переточный коллектор. ВысокотемT
пературный теплоноситель (V0р ≈ 450000 нм3/ч) подниT
мается и поступает из зоны охлаждения в переточный
коллектор (диаметром 4680 мм) с полным давлением
134 Па (Pп = Pс + Pд, где статическое Pс ≈ 0). На входе
в переточный коллектор происходит поворот теплоноT
сителя на 30° в вертикальной плоскости для совмещеT
ния направления его движения и оси коллектора. В
этих условиях в коллекторе над соединительными патT
рубками с форкамерами 21 и 22 (над 17Tй вакуумTкаT
мерой) происходит расслоение потока: в верхней часT
ти потока динамическое давление возрастает до
217 Па, а в нижней статическое давление уменьшаетT
ся до –83 Па, возникает разрежение (согласно расчеT
ту). Благодаря этому большая часть продуктов сгорания
ISSN 0038—920X. “Сталь”. № 2. 2011 г.
9
V0в.гi, нм3/ч
а
V0рi, нм3/ч
б
V0рi/V0в.гi
в
V0перi, нм3/ч
V0слi, нм3/ч
г
д
Номер вакуумTкамеры
Рис. 1. Изменение различных параметров по длине горна: а — расT
пределения воздуха горения в секциях горна; б — распределение
воздуха разбавления в секциях горна; в — отношения воздуха разT
бавления к воздуху горения; г — количества продуктов сгорания,
просасываемых через слой, в секциях горна; д — перетоки продукT
тов сгорания из секции в секцию
газа и воздуха горения (9500 нм3/ч) из этих форкамер
поступала в переточный коллектор. На рис. 1, б они
представлены в виде отрицательного расхода воздуха
разбавления в зоне над 17Tй вакуумTкамерой.
Если в рассматриваемую зону из форкамер постуT
пало ограниченное количество продуктов сгорания
(< 5400 нм3/ч) и переток из зоны охлаждения V0з <
< 10000 нм3/ч, а V0слi = 32000 – 51000 нм3/ч, то статиT
ческое давление в этой зоне становится ниже, чем в
секции над 16Tй вакуумTкамерой, в которой поэтому
также понижается статическое давление. В результате
этого в секции над 16Tй вакуумTкамерой повышается
расход воздуха разбавления (рис. 1, б) и за счет перепаT
да статического давления продукты сгорания перетекаT
ют из этой секции в секцию над 17Tй вакуумTкамерой.
10
ISSN 0038—920X. “Сталь”. № 2. 2011 г.
На рис. 1, в представлено распределение отношеT
ния воздуха разбавления к воздуху горения по длине
горна. Ввиду более высокого расхода воздуха на гореT
ние (V0в.гi/V0п.гi) во втором периоде на этом рисунке
точки, характеризующие это отношение (V0рi/V0в.гi),
оказались внизу, а точки первого периода выше них.
Это обстоятельство (более высокие расходы воздуха для
горения во втором периоде по сравнению с первым)
несколько затрудняет рассмотрение представленного
экспериментальноTрасчетного анализа работы горна.
Переточный коллектор над горном состоит из трех
12Tм участков различного постоянного диаметра, коT
торые соединены двумя 4Tм переходными с плавным
уменьшением диаметра от одного участка к другому.
У всех участков коллектора одна продольная ось. ЗаT
метной связи распределения V0рi/V0в.гi по секциям горT
на и профиля коллектора не прослеживается. Это свиT
детельствует о том, что гидравлическое сопротивление
горна выше, чем коллектора, при существующем на
ОКT520 Fкол/Fгор = 0,905 – 1,277, а объясняется тем,
что вытекающие из форкамер и поступающие в слой
продукты сгорания представляют собой газовые затT
воры, которые перекрывают все сечение горна и суT
щественно повышают его гидравлическое сопротивлеT
ние при движении продуктов сгорания по горну.
На рис. 1, г представлено распределение продуктов
сгорания, просасываемых через слой (V0слi), в секциT
ях горна. В первом периоде показатели работы ОКT520
изменялись в широких пределах. В опытах 1 и 4 перT
вого периода зафиксированы довольно низкие покаT
затели. Опыты 2 и 3 первого периода близки к покаT
зателям работы ОКT520 во втором. Тем не менее
нельзя не констатировать подобие представленных на
рис. 1, в (V0рi/V0в.гi) и 1, г (V0слi) показателей над 7 –
15Tй вакуумTкамерами горна.
Если распределения V0рi/V0в.гi (рис. 1, в) и V0слi
(рис. 1, г) над 7 – 15Tй вакуумTкамерами подобны, то
не могут быть неподобными и взаимозависимые расT
пределения V0в.гi (рис. 1, а) и V0рi (рис. 1, б), входящие
в отношение V0рi/V0в.гi, над вакуумTкамерами 7 – 15.
На рис. 1, д представлены перетоки продуктов сгоT
рания между секциями над вакуумTкамерами 7 – 17 горT
на и переток из зоны охлаждения в зону над 17Tй вакуT
умTкамерой под перегородкой (4600 – 10000 нм3/ч).
Перетоки со знаком плюс — по ходу конвейерной ленT
ты, со знаком минус — против ее хода.
В первый период исследований перетоки между секT
циями горна в различных опытах отличались по объему,
изменялся и характер распределения. На рис. 1, д видно
значительное снижение объемов перетока из секции в
секцию горна в секциях 7 – 15 во втором периоде исT
следований (кривая усредненных значений — ряд 8Tй)
по сравнению с первым. Среднеарифметическое отклоT
нение от нулевой оси абсцисс в первом периоде составT
ляло 10665 нм3/ч, максимальное — 28668 нм3/ч, а во
втором периоде — 2632 и 7638 нм3/ч соответственно.
Минимизация перетоков из секции в секцию горT
на обеспечивает независимую и стабильную работу
секций горна.
V0р13/V0р14
y = 1,6693x2 – 1,9409x + 1,4867
R2 = 0,9735
t, °С
Ряд 1
Ряд 2
Номер вакуумTкамеры
V0в.г13/V0в.г14
Рис. 2. Изменение отношения расходов воздуха разбавления, постуT
пающего через противоположные форкамеры (V0р13/V0р14), в зависиT
мости от отношения расходов воздуха горения, поступающего чеT
рез горелки этих форкамер V0в.г13/V0в.г14)
На рис. 2 представлено изменение отношения расT
ходов воздуха разбавления в зависимости от соотноT
шения расходов воздуха горения через противоположT
ные форкамеры и работающие в них горелки. Анализ
был выполнен по материалам первого периода исслеT
дований для форкамер 13 и 14, секция над 13Tй вакуT
умTкамерой. Эта секция — единственная, в которой на
температуру продуктов сгорания, вытекающих из
форкамер, не влияли перетоки продуктов сгорания из
соседних секций. Это позволяет с помощью уравнеT
ния (6) определить расходы воздуха разбавления через
форкамеры 13 и 14.
Результаты расчета отношения V0в.г13/V0в.г14 и V0р13/
/V0р14 представлены на рис. 2. Кривая зависимости
V0р13/V0р14 от V0в.г13/V0в.г14 описывается с достаточно
высокой достоверностью аппроксимации (R2 = 0,974)
полиномом второй степени. Кривая отражает высоT
кую степень эжекции воздуха разбавления воздухом
горения: при V0в.г13/V0в.г14 = 1,00 V0р13/V0р14 = 1,169
соответственно при 2,0 — 4,2. При V0в.г13/V0в.г14 = 2,70
продукты сгорания из 14Tй форкамеры практически
не выходили. При увеличении V0в.г13/V0в.г14 > 1,20 знаT
чительно возрастают разбаланс расходов разбавителя
(V0р13/V0р14 > 1,57) и трудности с поддержанием заданT
ного температурного режима.
Как отмечалось ранее, при незначительном гидравT
лическом сопротивлении (80 Па) симметричное поT
ступление через противоположные патрубки и форкаT
меры самотеком высокотемпературного разбавителя
на промышленном агрегате маловероятно. Это подT
твердил и представленный анализ: при несимметричT
ной работе противоположных горелок по воздуху гоT
рения и газу трудно обеспечить равенство температуT
ры продуктов сгорания на выходе из форкамер (по
ширине горна).
Представленный анализ изменения отношения
расходов высокотемпературного разбавителя в зависиT
мости от отношения расходов воздуха горения через
противоположные форкамеры и работающие в них
горелки позволил разработать режим работы таких
форкамер [6], учитывающий особенности распределеT
3
Ряд 1: y = – 1,6066x + 45,848x2 – 321,14x +1169,7; R2 = 0,962
Ряд 2: y = 0,54x3 –32,23x2 + 562,47x –1791,3; R2 = 0,991
Рис. 3. Изменение температуры продуктов сгорания на входе в слой
в секциях горна
ния высокотемпературного разбавителя по противоT
положным форкамерам от работы их горелок. На
рис. 2 к такому режиму относится работа противопоT
ложных горелок при V0в.г13/V0в.г14 ≈ 0,90 (V0р13/V0р14 ≈
≈ 1,092). Представленные на рисунке показатели свиT
детельствуют о реальности работы противоположных
форкамер в таком режиме.
Работа противоположных горелок ОКT520 по поT
казателю V0в.гi/V0в.гi+1 за пределами 0,80 – 1,20 такT
же не рекомендуется. Противоположные горелки на
ОКT520 во втором периоде исследований за предеT
лами рекомендованного соотношения практически
не работали.
Внедрение изобретения [6] позволило снизить
среднеарифметическое отклонение температуры от
заданной по ширине горна с 2,45 % в первом периоде
до 0,91 % во втором.
На рис. 3 представлено изменение температуры в
секциях горна по его длине: ряд 1 — четыре опыта
первого периода исследований, ряд 2 — три опыта
второго периода. Сравнительный анализ рядов 1 и 2
показывает значительно возросшее качество поддерT
жания заданной температуры во втором периоде. Оба
ряда описываются полиномом третьей степени: для
ряда 1 величина достоверности аппроксимации R2 =
= 0,962, для ряда 2 R2 = 0,991.
В результате внедрения изобретения [7] среднеT
арифметическое отклонение от заданного температурT
ного режима по длине горна снизилось с 2,80 % в
первом периоде исследований до 1,10 % во втором.
Системный анализ и совершенствование тепловой
работы горна ОКT520 согласно изобретениям [6] и [7]
позволили стабилизировать его тепловую работу и
улучшить качество термообработки окатышей. ЭконоT
мический эффект от внедрения изобретений за периT
од 1979 – 1982 гг. составил 1980600 руб. (в ценах
1982 г.). В структуре экономического эффекта 24,06 %
получено за счет экономии природного газа и 75,94 %
за счет повышения качества обожженных окатышей,
снижения в них содержания мелочи. В натуральном
виде снижение расхода газа составило 1 м3/т обожженT
ISSN 0038—920X. “Сталь”. № 2. 2011 г.
11
ных окатышей, содержания мелочи в них — 0,20 %
(отн.); в 1982 г. снижение газа — 1,25 м3/т обожженT
ных окатышей, мелочи — 0,24 %.
В заключение отметим, что практическая реализаT
ция современной АСУТП с решением полного компT
лекса задач стабилизации параметров технологическоT
го процесса, включая соотношение “газ – газ”, “газ –
воздух”, регулирования давления и температуры в горT
нах и др. [8], позволила значительно улучшить покаT
затели работы обжиговых машин и повысить эффекT
тивность работы переточной системы.
Библиографический список
1. Теплотехника окускования железорудного сырья / С. Г. БратчиT
ков, Ю. А. Берман, Я. Л. Белоцерковский и др. — М. : МеталT
лургия, 1970. С. 344.
2. Малкин В. М., Майзель Г. М., Кузнецов Р. Ф. и др. Прогрев окаT
тышей с переменным темпом нагрева // Сб. науч. тр. ВНИИМТ.
1971. № 25. С. 128 – 136.
3. Юсфин Ю. С., Каменов А. Д., Буткарев А. П. Управление окусT
кованием железорудных материалов. — М. : Металлургия, 1990.
— 250 с.
4. Идельчик И. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениT
ям. — М. : Машиностроение, 1975. — 558 с.
5. Китаев Б. И., Зобнин Б. Ф., Ратников В. Ф. и др. ТеплотехниT
ческие расчеты металлургических печей. — М. : Металлургия,
1970. — 144 с.
6. А. с. 836164. Способ регулирования теплового режима в горнах
обжиговых конвейерных машин для термообработки окатышей /
И. И. Яковлев, В. И. Яковлев, А. И. Потапов и др. ; заявители :
ВНИИМТ и Михайловский ГОК ; приоритет от 25.12.78. — 2 с.
7. А. с. 901309. Способ регулирования теплового режима в горне
обжиговой конвейерной машины для термообработки окатыT
шей / И. И. Яковлев, В. И. Яковлев, А. И. Потапов и др. ; заяT
витель : Михайловский ГОК ; приоритет от 10.04.80. — 4 с.
8. Буткарев А. П., Некрасова Е. В., Буткарев А. А. и др. Основные
принципы построения эффективных АСУ технологическими
процессами окускования железорудных материалов // МеталT
лургическая теплотехника : сб. науч. тр. НМетАУ. Т. 5, материT
алы междунар. конф. “Теплотехника и энергетика в металлурT
гии”. Украина, Днепропетровск. 1 – 3 октября 2002 г. — ДнепT
ропетровск : НМетАУ, 2002. С. 18 – 24.
УДК 669.162.263.23.004.67
Сравнительный анализ
восстановительной работы
газового потока в доменных печах
ПАО “ММК им. Ильича”1
В. Б. Семакова1, А. А. Томаш1, В. В. Семаков1,
С. Н. Доля2, Н. В. Косолап2
1
Приазовский государственный технический
университет (г. Мариуполь, Украина),
2
ПАО “ММК им. Ильича” (г. Мариуполь, Украина)
Проведен сравнительный анализ хода восстановительного процесса в доменных печах ПАО “ММК им.
Ильича”. На основе математической модели спрогнозировано изменение показателей восстановления и
удельного расхода кокса по мере улучшения газораспределения. Установлено, что наиболее объективна и
сопоставима оценка резерва восстановления газами в доменных печах с разными технологическими параI
метрами при помощи критерия полноты косвенного восстановления.
Ключевые слова: степень использования газа, степень прямого восстановления, комплексный показатель
эффективности восстановления, критерий полноты косвенного восстановления.
Доменные печи Мариупольского металлургического
комбината им. Ильича работают на железорудной
шихте, практически полностью состоящей из агломеT
рата собственной аглофабрики. В 2007 г. при выплавT
ке 1 т чугуна в доменной печи проплавлялось 1854 кг
железорудной шихты (Fe = 52,66 %) с применением
комбинированного дутья: расход природного газа Pп.г
— 91 м3/т, температура дутья Tд — 1093 °C, содержаT
ние кислорода в дутье O2д — 25,26 %. Удельный расT
ход кокса K составил 509,1 кг/т чугуна при удельной
производительности 1,79 т/(м3 · сут). Показатели
работы каждой печи приведены в таблице, все печи
оборудованы двухконусными загрузочными устройT
ствами (КЗУ). На печах № 1 – 4 применялась разT
дельная загрузка увеличенными порциями рудных
материалов и кокса АААА↓КККК↓, на печи № 5 —
1
В июле 2010 г. ОАО “Мариупольский металлургический комбинат им.
Ильича” изменили на ПАО (Публичное акционерное общество).
12
ISSN 0038—920X. “Сталь”. № 2. 2011 г.
АКККК↓ААА↓. Цель данной работы — сравнительT
ный анализ показателей восстановления, достигнутых
на печах ММК, и установление их пригодности для
сопоставления работы печей с разными технологичесT
кими параметрами.
Ход восстановительных процессов оценивается
множеством показателей [1 – 3], однако большинство
из них неприменимо для сопоставления работающих
в разных условиях печей либо одной печи в разные
периоды работы. В производственных условиях обычT
но определяют степень использования CO, д. ед., коT
торая рассчитывается на основе анализа колошникоT
вого газа:
ηCO = CO2/(CO + CO2).
(1)
Данный показатель не учитывает восстановительT
ной работы водорода, количество которого меняется
прежде всего в зависимости от расхода природного
газа на плавку.