Текст
ПРИМЕНЕНИЕ
МАЗУТА
В ДОМЕННЫХ
ПЕЧАХ
&
< МЕТАЛЛУРГИЯ >
УДК 669.162
Рецензент : канд. техн, наук Ю.И.Гохман
УДК 669.162
Применение мазута в доменных печах. Б а б о ш и н В.М., У ди лов В.М.М.: Ме-
таллургия, 1983, 144 с.
Обобщен отечественный и зарубежный опыт использования жидкого топлива в
доменных печах. Приведены сравнительные данные по вдуванию твердых, жидких
и газообразных топлив, являющихся заменителями кокса. Представлены существую-
щие схемы установок для подготовки и подачи жидкого топлива в доменные печи,
конструкции форсунок, их работа и эксплуатация. Приведены результаты стендо-
вых и промышленных исследований новых конструкций устройств для вдувания
жидкого топлива в фурмы доменных печей. Рассмотрены вопросы образования
горючей смеси и выгорания мазута в потоке доменного дутья в зависимости от спо-
соба ввода жидкого топлива, параметров потока и режимов работы форсунок. Даны
основы расчета форсунок наиболее перспективных конструкций.
Книга предназначена для инженерно-технических работников доменных цехов,
занимающихся вопросами вдувания в лечи углеродсодержащих топлив. Может быть
полезна студентам вузов, специализирующимся в области производства чугуна.
Ил. 60. Табл. 24. Библиогр. список: 152 назв.
Василий Михайлович БА БОШ ИН
Владимир Михайлович УДИЛОВ
ПРИМЕНЕНИЕ МАЗУТА В ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ
Редактор издательства Е.К.Полторацкая
Художественный редактор А.И.Гофштейн
Технические редакторы В.М.Курпяева < Л.С.Ермакоеа
Корректор Л.М.Зинченко
Обложка художника В Б.Гордона
ИБ № 1584
Подписано в печать 12.01.83 Т — 04216 Формат бумаги 60 X 90 1/16
Бумага офсетная№2 Печать офсетная Печ.л. 9,0 Кр.-отт. 9,25 Уч.-изд. л. 11,93
Тираж 730 экз. Заказ 527 Цена 60 к. Изд. № 3779
Набрано в издательстве "Металлургия"
на композере ИБМ 82 оператором С.Н.Ставничук
Ордена Трудового Красного Знамени
издательство "Металлургия", 119034,
Москва, Г-34, 2-й Обыденский пер, 14
Московская типография № 9
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
JMopKBa, Водонаеаркая ул., д. 40
046
«и
шш
2602000000 -
Б------7—?----
040(01) -8
© Издательство "Металлургия", 1983
ВВЕДЕНИЕ
Современное развитие производства черных металлов характеризуется интенсифика-
цией работы основных металлургических агрегатов, увеличением их мощности и
единичной производительности, снижением экономических затрат на тонну готовой
продукции.
Получение чугуна является одним из важнейших процессов современной черной
металлургии. Основным технологическим топливом при производстве чугуна в до-
ммных печах продолжает оставаться металлургический кокс, стоимость которого,
по разным данным,составляет от 30 до 50 % от себестоимости чугуна, а в отдельных
случаях и выше [1J.
Развившийся за последние годы и имеющий большие тенденции к углублению
топливно-энергетический кризис большинства промышленно развитых стран привел
к резкому и очень значительному повышению уровня цен на все виды топлива, в
том числе и на металлургический кокс. Поэтому вопросам экономии кокса в домен-
ном производстве, где потребляется до 80 % всего производимого крупного кокса,
уделяется исключительно большое внимание во всех странах, производящих черные
металлы. Необходимость снижения удельных расходов кокса объясняется рядом
причин, основными из которых являются следующие: 1) увеличивающиеся труд-
ности обеспечения потребностей в высококачественном коксе при неравномерном
географическом расположении месторождений коксующихся углей; 2) значитель-
ное повышение цен на коксующиеся угли в связи с топливно-энергетическим кризи-
сом и истощением основных дешевых месторождений; 3) высокая доля затрат на
кокс в общей себестоимости чугуна.
В СССР, несмотря на достаточные запасы качественных коксующихся углей,
также имеют место затруднения с поставкой кокса, так как основные запасы этих
углей располагаются в восточных районах страны, тогда как основное металлурги-
ческое производство сосредоточено на Украине и в зоне Урала. Увеличение произ-
водства кокса в районе Донбасса связано со значительным углублением* шахт, рос-
том затрат на добычу коксующихся углей и удорожанием кокса.
Указанные причины вызвали широкое развертывание работ, направленных на эко-
номию кокса в доменных печах и его замену другими, более дешевыми видами
углеводородного топлива. В качестве таких заменителей кокса опробованы природ-
ный газ, мазут, пылеугольное топливо, углемазутные смеси (суспензии), каменно-
угольная смола, коксовый газ. В последние годы ведутся широкие исследования
по применению в качестве заменителей кокса конвертированных и высоконагретых
восстановительных газов [81]. По данным Е.Н .Тихомирова [2], в СССР уже в
1973 г. различными углеродсодержащими добавками, вдуваемыми в доменные печи,
было заменено до 15 % кокса.
Как известно, подача природного газа в доменную печь впервые в мировой прак-
тике была осуществлена в СССР в 1957 г. на заводе им. Петровского, а в США — в
1958 г. Исследования по подаче мазута в доменные печи в СССР, США и Франции
проводились примерно одновременно, хотя попытки применить мазут в доменных
печах СССР были сделаны еще в конце сороковых «годов , но по ряду причин они
оказались неудачными и временно были прекращены [3].
Первый положительный опыт по применению мазута в доменной печи был полу-
чен при участии институтов ВНИИМТ и УИЧМ в мае 1960 г. на одной из печей Чусов-
ского металлургического завода. Результаты опытно-промышленных исследований
оказались настолько значительными и перспективными, что уже к октябрю 1963 г.
в СССР с применением мазута работало 17 доменных печей [4].
Возможность замены дефицитного и дорогостоящего кокса другими видами
У гл еродсо держащего топлива привела к широкому распространению этих способов
выплавки чугуна. В практике черной металлургии мира по состоянию на 1968 г.
топлива — заменители кокса применялись на 399 печах [б].
По данным [б], в 1968 г. ~ 80 % чугуна производили в доменных печах, рабо-
тающих с вдуванием природного газа.
Если во Франции в 1968 г. мазут применялся на 40 печах, то к 1971 г. его по-
давали уже на 62 доменные печи из 87 действующих, а с подачей мазута производи-
лось до 85 % чугуна [7], В 1970 г. в Японии с вдуванием дополнительного топлива
через фурмы работало более 60 доменных печей [8].
Удельные расходы добавочных топлив, вдуваемых в доменные печи, в различных
странах неодинаковы и зависят от многих технологических и экономических фак*
торов. По оценке французских специалистов [7] для большинства стран расход
мазута составлял в 1970 г. 50—60 кг/т чугуна, а природного газа 70—80 м3/т чугуна.
В СССР до настоящего времени средние расходы мазута на 1 т выплавляемого чугуна
не превышают 35—40 кг/т.
За последние годы появились публикации о разработке и внедрении на заводах
Японии систем подачи жидкого топлива и устройств для вдувания его в количествах
до 150 кг/т чугуна, в ФРГ опубликованы данные о применении водомазутных эмуль- *
сий для вдувания в количествах до 120—140 кг/т чугуна [57, 58]. Эти сведения сви-
детельствуют о больших принципиальных возможностях увеличения расходов доба-
вочного топлива, вдуваемого через фурмы доменных печей, и значительного сниже-
ния удельных расходов кокса.
Для Карагандинского металлургического комбината (КарМК) институтом
ВНИИМТ по заданию ЦНИИЧМ были разработаны рекомендации по реконструкции
системы мазутоснабжения доменного цеха для увеличения ее пропускной способ-
ности и улучшения регулирования расходов жидкого топлива. На этой системе в
1974 г, ЦНИИЧМ и КарМК проведены успешные промышленные исследования по
подаче до 100 кг мазута на 1 т чугуна, позволившие существенно снизить расходы
кокса. Пфзднее во ВНИИМТ выполнены стендовые испытания узлов ввода мазута
в фурменный прибор, разработка конструкции форсунки, обеспечивающей наилуч-
шие условия выгорания жидкого топлива, изучение выгорания мазута в высоко-
скоростном й высокотемпературном потоке дутья, а также выгорания водомазут-
ных эмульсий.
В настоящей работе рассматривается, в основном, круг вопросов, имеющих пря-
мое отношение к применению тяжелого жидкого топлива в доменных печах. Воп-
росы влияния вдуваемого топлива на процессы восстановления, ход печи и другие
технологические показатели работы доменных печей рассматриваются постольку,
поскольку они необходимы для сравнительных количественных оценок или понима-
ния материала.
Глава!
НЕКОТОРЫЕ ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ
И ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВДУВАНИЯ
В ДОМЕННУЮ ПЕЧЬ МАЗУТА
И ДРУГИХ УГЛЕВОДОРОДНЫХ ТОПЛИВ
Как показывает анализ литературы, появившейся в последнее десятилетие
по вопросам вдувания различных видов добавочного топлива в доменные
печи,основной интерес представляет экономическая эффективность исполь-
зования добавочных топлив. При этом решающую роль играет высокая до-
ля стоимости кокса в общей стоимости чугуна и наличие, при прочих рав-
ных условиях, более дешевых топлив, использование которых в доменных
печах позволяет снизить удельные расходы кокса и стоимость чугуна.
Этот тезис убедительно аргументируется в обзорной работе [9] по вду-
ванию добавочных топлив в доменные печи. В новейшей обзорной работе
Ланна и Ватерхаузе [10] о перспективах применения мазута в доменной
печи также подтверждается этот вывод. Высказывается мнение о возмож-
ном значительном повышении интенсивности вдувания мазута даже в
условиях, когда это топливо окажется более дорогим по сравнению с
металлургическим коксом, так как его использование способствует вы-
полнению производственных планов и обеспечивает большую гибкость
в работе. Ланн и Ватерхаузе считают природный газ, коксовый газ и не-
коксующийся уголь основным^ конкурентами мазута, причем для За-
падной Европы основным конкурентом признается некоксующийся
уголь. По мнению этих специалистов, доменная печь останется основным
агрегатом для производства чугуна еще в течение по меньшей мере 20 лет,
и вопросы вдувания дополнительного топлива всегда будут актуальными.
1. НЕКОТОРЫЕ ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ ВДУВАНИЯ МАЗУТА
В ДОМЕННЫЕ ПЕЧИ
Вдувание дополнительного топлива в доменную печь через фурменный
прибор не изменяет существа технологического процесса производства
чугуна в этом агрегате. Вместе с тем при вводе дополнительных углево-
дородных топлив через фурменные приборы наблюдаются явления, не
свойственные обычному ходу доменной печи при отоплении ее одним
традиционным металлургическим, коксом. К таким явлениям могут быть
отнесены снижение температуры в фурменной зоне в результате ввода
более холодного топлива и конверсии углеводородов, уменьшение ко-
личества выгоревшего углерода на фурмах печи, увеличение количества
образующихся горновых газов и, как следствие этого, необходимость
повышения давления дутья для проталкивания избыточных газов по стол-
бу шихтовых материалов, изменение соотношения между прямым и кос-
венным восстановлением оксидов железа, протяженности реакционных
восстановительных и окислительных-зон, а также условий выгорания
кокса, образования шлака и десульфурации чугуна и т.д.
Эти изменения, особенно в условиях нестабильности качества посту-
пающего доменного сырья, должны учитываться и компенсироваться
мероприятиями, направленными на улучшение равномерности хода пе-
5
ней и обеспечение необходимого теплового состояния фурменной зоны
и всей печи в целом, которое гарантировало бы выпуск кондиционного
чугуна по всем показателям. Учет этих изменений тем более необходим
в связи с проводимыми в настоящее время работами по созданию АСУ
ТП доменной печи.
На практике используется много схем расчета показателей доменной
плавки, предложенных разными исследователями и различающихся от-
дельными деталями, принятыми коэффициентами или исходными пред-
положениями. Но все эти схемы основываются на решении уравнений
материальных и тепловых балансов отдельных зон печи или печи в целом.
Теоретическим методам расчета отдельных показателей доменной плав-
ки при вдувании различных углеводородных топлив посвящено большое
число работ [11, 12, 14, 15, 30, 34—37, 52, 152 и др.]. В работах [11, 12,
14] подробно анализируются условия протекания доменной плавки при
изменении отдельных параметров дутья, расхода кокса, количества и вида
вдуваемого дополнительного топлива, рассматриваются вопросы изме-
нения восстановительной способности горновых газов и т.д. и даются
рекомендации по интенсификации доменной плавки с применением
добавочных топлив и при использовании кислорода. В теоретических
расчетах, основанных на решении уравнений тепловых и материальных
балансов, принимается ряд допущений по изменению степени прямого
и непрямого восстановления, степеней использования оксида углерода
СО и водорода.
Одной из первых работ по теоретическим методам расчета показателей
доменной плавки при вдувании добавочных топлив является работа
Л.Богданди и В.Шеферса [152] .Теоретическая схема расчета этих авторов
была основана на допущениях: 1) температура и теплосодержание гор-
новых газов при вдувании дополнительного топлива через фурмы остают-
ся такими же, как и при работе печи без вдувания добавочного топлива;
2) при небольших количествах вдуваемого топлива степени использо-
вания СО и водорода зависят только от вида доменной печи и не зависят
от вида вдуваемых добавочных топлив; 3) сумма тепловых изменений
в доменной печи при вдувании добавочных топлив должна быть равна
нулю, при этом количество газов, образующихся у фурм в единицу вре-
мени, остается постоянным, а печь достигает максимальной произво-
дительности.
Расчеты, выполненные авторами работы [152], показали, что экономия
кокса в значительной мере зависит от химического состава реагентов. В
зависимости от экономии кокса реагенты можно расположить в следую-
щей последовательности: водяной пар, коксовый газ, мазут, природный
газ. Для одинакового повышения температуры дутья найдено, что при
вдувании мазута можно достичь максимального снижения расхода кокса,
а природный и коксовый газы дают меньшее снижение расхода кокса.
В более поздней работе В.Н.Андронова [15] проанализировано влия-
ние вдувания в доменную печь угольной пыли и мазута на степень прямо-
го восстановления железа и получены расчетные соотношения для коэф-
фициентов замены кокса. В.Н.Андроновым показано, что для сравни-
6
тельных расчетов по вдуванию через фурмы добавочных топлив необхо-
димо учитывать снижение степени прямого восстановления. К аналогич-
ным выводам приходят и авторы работ [11, 12 и др.].
Одной из наиболее надежных считается схема расчета, разработанная
А.Н.Раммом [11], по которой можно выполнить полный расчет домен-
ной плавки с учетом составов шихт, дополнительного вдувания топлива,
обогащения дутья кислородом, водяным паром и т.д. Исходными данны-
ми при расчете по этой схеме являются химические составы шихтовых
материалов, кокса, добавочного топлива, состав дутья и его параметры,
расход дополнительного топлива, заданные составы чугуна и шлака. В
результате расчетов могут быть получены значения расходов рудофлю-
совой части шихты, относительного выхода шлака, количество и состав
колошникового газа, требуемые расходы дутья и кокса, а также произ-
водительность печи.
На основе расчетной схемы А.Н.Рамма при введении ряда коррективов
по последним опытным и промышленным исследованиям в ЦНИИЧМ
[12] подробно проанализированы вопросы влияния ввода дополнитель-
ного пылеугольного топлива в горн доменной печи на основные показа-
тели доменной плавки. Изучено влияние ввода дополнительного твердо-
го топлива и обогащения дутья кислородом на степень прямого вос-
становления, рассмотрены технологические ограничения расхода допол-
нительного топлива в связи с тепловыделением и теплообменом в высоко-
температурных зонах печи, проанализировано влияние ввода добавоч-
ных природного газа и измельченного твердого топлива на производи-
тельность печи. В этой же работе представлена схема и пример расчета
показателей доменной плавки при вдувании угольной пыли.
Для обеспечения устойчивой работы доменной печи при вдувании до-
полнительного жидкого топлива наибольший интерес, по нашему мнению,
представляют технологические ограничения количества добавочного топ-
лива и связанное с этим тепловое состояние печи и фурменной зоны.
На необходимость стабилизации теплового состояния доменной печи при
вводе добавочных топлив еще в 1965 г. указывали Ю.Н.Овчинников,
Б.И.Китаев, Б.А.Лазарев и Ю.Г.Ярошенко [13], считавшие, что всякие
изменения в режиме дутья, в том числе при вводе добавочного топли-
ва, должны гарантировать сохранение распределения температуры по вы-
соте доменной печи, чем может быть обеспечено сохранение условий
восстановления оксидов железа. При вдувании добавочного топлива через
фурмы доменных пхей эти авторы предлагают следующее: 1) поддер-
живать постоянным отношение теплоемкостей потоков шихты и газов
по высоте печи; 2) регулировать количество образующихся восстанови-
телей для обеспечения необходимого восстановительного потенциала по
всей печи; 3) нижнюю ступень теплообмена поддерживать на уровне,
который обеспечивал бы получение кондиционного чугуна и необходимую
жидкотекучесть продуктов плавки; 4) ухудшение газопроницаемости
шихты при выводе из нее части кокса компенсировать улучшением качест-
ва подаваемого в печь сырья; 5) при вводе добавочного топлива через
фурмы обеспечить полную конверсию всех горючих компонентов до
7
СО и Н2 в пределах фурменных очагов. По мнению авторов работы [13],
каждое из этих, условий стабилизации теплового состояния доменной пе-
чи может оказаться лимитирующим, т.е. поставленная задача не имеет
единственного решения.
Как показано в работе [12], для различных печей и различных условий
доменной плавки при стабильном и ровном ходе печей устанавливается
какая-то одна предельная теоретическая температура сгорания топлива
в фурменной зоне. Наблюдения за работой печей показывают, что превы-
шение допустимой теоретической температуры сверх определенной,
как правило, приводит к нарушению нормальной работы печи: нарушает-
ся ровный ход, наблюдаются подвисание и обрыв столба шихты, имеют
место случаи массового сгорания фурм, значительно усложняется эксплуа-
тация печи и управление ее тепловым режимом. Появление этих наруше-
ний в работе печи объясняют различными причинами, однако до настоя-
щего времени нет четких показателей и критериев, по которым можно
было бы определить предельно допустимую теоретическую температуру
горения топлива в фурменной зоне для заданных условий работы до-
менной печи.
Можно предположить, что появляющиеся нарушения в нормальной
работе доменной печи при ее форсировании и повышении теоретической
температуры горения объясняются нарушением необходимых условий
работы печи, изложенных выше. Действительно, при подаче излишнего
добавочного топлива и соответствующем увеличении расхода кислорода,
увеличения форсирования воздухонагревателей и соответствующем по-
вышении температуры дутья, снижении степени увлажнения дутья можно
получить условия, при которых будет иметь место значительное смеще-
ние тепловых зон вверх по высоте печи. По-видимому, это смещение теп-
ловых зон вверх от пояса фурм будет чрезвычайно неравномерным: зоны
расплавлений рудной части шихты и ускоренного выгорания кокса в об-
ласти каждой фурмы поднимутся значительно выше, чем в областях
между фурмами, что вызовет значительную неравномерность распределе-
ния температуры в столбе шихтовых материалов на одной и той же вы-
соте печи. Такие неравномерные температурно-тепловые условия вызо-
вут значительные колебания характеристик образующегося расплава и
шлака и приведут к неравномерному сходу шихтовых материалов по ок-
ружности доменной печи, появлению пустот в районе отдельных фурм и*
загромождению горна между ними.
Следствием этих явлений могут быть подвисание и обрыв шихты,
заливка фурменных приборов сильно перегретым чугуном. Современные
фурмы не обеспечены необходимыми приспособлениями для охлажде-
ния. Как правило, скорость охлаждающей воды в фурмах чрезвычайно
мала, а конструктивное их оформление таково, что имеют место застой-
ные зоны. При сильном орошении фурм перегретым расплавом возможен
их выход из строя.
При современном уровне знаний и накопленных опытных данных пред-
ставляется сложным теоретическое описание изложенной физической
картины развития расстройства хода доменной печи в случае превышения
8
допустимых теоретических температур горения топлива в фурменном
очаге.
Поэтому для практических целей вполне обоснованно, как это делается
в работе [12], принять при определении количеств вдуваемого топлива
за исходную максимальную теоретическую температуру горения топлива
в фурменном очаге, достигнутую на отечественных доменных печах, ра-
ботающих устойчиво в форсированных режимах с подачей кислорода и
высокой температурой дутья. Нижним допустимым пределом должна
быть температура, обеспечивающая необходимые степени перегрева чу-
гуна, шлака и протекание высокотемпературных процессов, идущих
с поглощением тепла«
На основе опытных данных максимальная теоретическая температура
горения топлива в фурменном очаге может быть принята равной tT =
= 2300 -г 2350 °C. В соответствии с рекомендациями работы [12] ниж-
ний предел теоретической температуры может быть определен на основе
следующих рассуждений. Прежде всего принимается, что при температуре
расплава 1500 °C шлак и чугун имеют определенную степень перегрева,
обеспечивающую их достаточно низкую вязкость и хорошую жидкоте-
кучесть. В горновых газах должен быть при этом обеспечен определенный
избыток тепла для нагрева шихтовых материалов. Избыточное тепро
определяется по выражению:
ДО = 0/<?Э|ОЗ > QKp' (1)
где Q — запас тепла, содержащегося в горновых газах с температурой
. > 1500 °C; Пкр — минимально допустимое тепло горновых газов с тем-
пературой > 1500 °C, приходящееся на 1 кг материалов, равных по тепло-
емкости жидкому чугуну (G3KB) и нагреваемых в высокотемператур-
ной зоне печи. Величина G__ определяется по выражению
эк в
О,кв =, 1 + 'сшл'сч> ш+ |ск/сч'*ф- 121
где Ш — выход шлака, кг/кг чугуна; сц, с , ск - теплоемкости чугуна,
шлака и кокса при 1500 °C, кДж/(кг • °C); - количество кокса, ко-
торое сжигается у фурм, кг/кг чугуна.
Избыточное тепло горновых газов равно
О = Ур (/т — /15оо ) • {3)
где Уг — выход горновых газов, м3/кг чугуна; /*т — энтальпия горновых
газов при гт, кДж/м3; /*1500 “ энтальпия горновых газов при t = 1500 °C.
Соотношения (1—3) использованы для оценки необходимого значения
Д Q для ряда металлургических предприятий СССР. В работе [12] при-
ведены справочные данные по значениям параметров, учтенным при под-
счетах по выражениям (1 —3).
А.Н.Рамм [11] рекомендует при выполнении сравнительных расчетов
для определения расходов добавочного вдуваемого топлива использовать
значения теоретических температур в пределах 1900—2200 °C. В нашем
случае ограничимся значением £. = 1900 °C, при котором для разнооб-
разных условий плавки, составов шихт, температур дутья, содержания
кислорода и влаги в дутье и т.д. всегда будет выполнено условие
Д Q > QKp.
9
Для определения количества добавочного жидкого топлива, которое
может быть подано через фурмы, воспользуемся уравнением теплового
баланса [11]:
( V7 + о Уг } /ф = и/с + /с + урд + о ( ws + cs ts + Уд/д ), (4)
где Ур — выход фурменного газа, м3/кг углерода кокса, сгорающего у
фурм; Уг — выход фурменного газа, м3/кг мазута; /ф — энтальпия фур-
менного газа, кДж/м3; wc — теплота сгорания углерода кокса в СО,
кДж/кг; 7 — энтальпия углерода кокса, поступающего в зону горения,
кДж/кг; — расход сухого дутья, м3/кг углерода кокса, сгорающего
у фурм; 7 — энтальпия дутья с учетом разложения влаги, кДж/м3;
— теплота сгорания мазута, кДж/кг; cs — теплоемкость жидкого топ-
лива, кДж/ (кг • °C); — температуры вдуваемого жидкого топлива, °C;
V& — расход сухого дутья, м3/кг жидкого топлива; о — расход вдувае-
мого жидкого топлива, кг/кг углерода, сгорающего у фурм.
Из уравнения (4) расход добавочного жидкого топлива, подаваемого
через фурмы, равен:
» = < vr 'ф - % - -С vs ♦ Va 1Я- vr,Ф),<б)
Знамения входящих в формулы величин V^, Vи т.д. определяются
по выражениям [11]:
V = (22,4/2-12) [ 1/ (w + 0,5^)]; (6)
V = [ 0,5 ( С ) - ( о ) ] ( w + 0,5 </?); (7)
гни
V' = ( 22,4/ 12) + V ( 1 - ы + 42); (8)
V =? ( С ) + ( Н ) + ( N ) + V ( 1 - ы + 4?); (9)
Л = 1,65 t ; (10)
/ф - со fT '
'д = СО ГД < 20802 - % о *д); (12)
— 75 О„ — е [ С ] Г _ _
=------------г-3-------------1Qp - ( 289 Нр - 29 Sp —
« /-»М L H
- 32И'Р - 56,4 Ср) 4,187}' .
(13)
В формулах (6—13) использованы следующие обозначения: со — содер-
жание кислорода в дутье, m3j/m3 сухого дутья; — влажность дутья,
м3/м3 сухого дутья; (<5),(H),(O)h(N) — суммарные содержания
углерода, водорода, кислорода и азота во вдуваемом топливе, м3/кг;
tc — температура кокса, поступающего в фурменную зону, °C; Гт — тео-
ретическая температура горения, °C; t — температура доменного дутья,
°C; QP — низшая теплота сгорания вдуваемого топлива, кДж/кг; Нр,
Sp, И/P, Ср — содержание водорода, серы, влаги и углерода в рабочей мас-
се вдуваемого топлива, %; сн 0 — теплоемкость'водяного пара при тем-
пературе дутья, кДж/ (кг • °СГ или кДж/ (м3 °C); — средняя для дан-
in
ной температуры теплоемкость двухатомных газов, кДж/(м3 • °C);
Qp — общее количество кислорода, теряемого восстанавливаемыми ок-
сидами, кг/кг чугуна; [ С ] — содержание углерода в чугуне, % или кг/кг;
е — теоретический выход чугуна, кг/кг компонента шихты. Значения
(С), ( Н ), (О) и { Ь1),0дие определяются по соотношениям [11]:
( С ) = 0,01 ( СР - 100 О/?, - е [ С ] ) ; (14)
12 16 5 *
(Н) = 0,01 HP + И/Р); (15)
(О) = 0,01 ( ОР + 0,5 И/Р ); (16)
32 1 о
( N) = 0,01 Np ; (17)
2 о
Оя = [ 0,2865 QFe + 0,4297 ( 1 - р - Ц-е ) ] X
X [ Fe ] + 0,2913 [ Мп ] + 1,14 [Si] + 1,29 [ Р 1 + (18)
Fe 77с„ + Мп??.. + Р + ...
е = -------------------[Мп-------[Р------- (19)
1,0 - [ С ] - [ Si 1 - [ Ti 1 - [ S ]
Для расчетов примем: Fe2+ : Рео6щ = ^Fe = v ~
= т : “ 0,02; состав передельного чугуна [ С ] = 4,7 %;
[ Si J - 0,5 %; [ S ] = 0,02 %; [ Мп ] = 1,2 %. Вдуваемое жидкое топливо
имеет состав: Ср = 86,0; Нр=10,2; = 0,5; Ор - 0,8; Np = 0,5 и
= 2,0 %. Значения коэффициентов усвоения элементов примем;??^ =
= 0,999; т?Мп = 0,75; r?s = 0,0495; т]$. = 0,97. Так как>4р = 0 (содер-
жание золы во вдуваемом топливе), то и значения Ор и е будут равны
нулю. 5
Содержание золы в мазутах, применяемых для отопления металлур-
гических печей, как правило, не превышает 0,3 %, поэтому в сравнитель-
ных расчетах ее можно не учитывать. Температуру кокса, поступающего
в фурменную зону, принимают обычно равной температуре шлака. При
проведении сравнительных расчетов в соответствии с изменением состава
комбинированного дутья принимают отношение степеней использования
водорода и оксида углерода СО, степень прямого восстановления
(или индексы непрямого восстановления Я;-); степень использования
оксида углерода т?с0 (или долю газифицируемого углерода кокса, сго-
рающего у фурм, f). Изменение этих величин при вводе углеродсодер-
жащих топлив, как правило, не принимается во внимание. Вместе с тем,
rdf R/ нвляются сложными функциями, зависящими от содержания кис-
лорода в дутье, температур дутья и фурменной зоны, расхода кокса,
влажности дутья и т.п.
О необходимости учета изменения степеней прямого и непрямого вос-
становления при вдувании углеродсодержащих топлив указывается в
известной монографии Б.И.Китаева, Ю.Г.Ярошенко, Б.А.Лазарева [14],
приводится новая формула для учета вдуваемого пылевидного топлива
в работе [12], подробно рассмотрен этот вопрос В.Н.Андроновым [15],
11
составлена на основе практики работы доменных печей эмпирическая фор-
мула для учета изменения при вдувании природного газа в работе [11].
Нам представляется правильным при рассмотрении этого вопроса
использовать постоянство отношений количества углерода, сжигаемого
у фурм, к сумме количеств углерода, сжигаемого у фурм и израсходо-
ванного на прямое восстановление т.е. надо принять условие Сф/ ( Сф +
+ Cj ) = b, как это рекомендуется в работе [ 14].
Тогда, применяя известные соотношения для упрощенного расчета по
А.Н.Рамму [11], можно математически получить из замкнутой системы
уравнений выражение для индекса непрямого восстановления в домен-
ной печи Rp
Система уравнений для определения индекса непрямого восстанов-
ления в доменной печи R- запишется в следующем виде:
сфу (Сф + (20)
Сф = Со ~ С</' (211
со = 0,75 (Д + BR-}; (22)
Cd = 0,75 OR ( 1 - Rj), (23)
где
А = [(О"/0,75Од) + (qc) - (gc£/)]/ (Qc); , (24)
В = I дс/ + ( qc > “ ( qcd * 1 7 ( qc} • (25)
9С/ ~ 1,867 [ <7qq — (1 — о) ( Qqq — *7^ 2 ) ^ ^26)
При этом доля
оксидом углерода
муле [11]:
кислорода непрямого восстановления, отнимаемая
а, определяется по следующей приближенной фор-
1 : ( 1 + £
+ 1 б €
-22---------) .
Uco + 0,56
В выражениях (24 и 27) величина Од представляет собой полезный
расход тепла в доменной печи с учетом тепла, пошедшего на ошлако-
вание золы и серы кокса; е — отношение водорода кокса к содержанию
углерода в нем.
Решая систему уравнений (20—23), найдем значение
Я,- = [А (Ь - 1 } + 1 ] /[ В (b - 1 ) + 1] . (28)
По данным [14] исследований, проведенных на НТМК, b = 0,752.
Нами в сравнительных расчетах принято значение b = 0,75.
Сравнительные расчеты выполнены для условий: температура кокса
в фурменной зоне t = 1550 °C; влажность дутья = 0,01; температура
дутья г = 1200 °C; теплота сгорания мазута 39588 кДж/кг; темпера-
тура подогрева мазута г$ = 100 °C; теплоемкость мазута с$ =
= 2,0935 кДж/(кг • °C); теплота сгорания углерода у фурм wc =
= 9748 кДж/кг; потери тепла доменной печью составляют 10% ( z =
= 0,1), полезный расход тепла* Од = 8613 кДж/кг чугуна; = 0,38;
е = 0,005; содержание углерода в коксе = 0,86; ( С ) = 1,6053;
rV
12
( н ) = 1,1672; ( б ) = 0,018; ( N ) =0,004; индекс интенсивности плав-
ки по выходу фурменного газа /г#ф = 2,3 м3/ (м3 • мин).
Расход дополнительно вдуваемого жидкого топлива подсчитывался
по выражению, кг/т чугуна:
5 = о Сф ю3. ‘ (29)
Ниже рассматриваются результаты расчетов при изменении парамет-
ров дутья (содержания кислорода, влажности и температуры дутья) и
вводе мазута через фурмы доменной печи и их влияние на теоретическую
температуру горения кокса у фурм, расход добавочного топлива, расход
кокса, коэффициент замены кокса и производительность печи.
Для иллюстрации изменения индекса непрямого восстановления R-
при вводе добавочного мазута на рис. 1 приведены зависимости R; —
= f ( 5 ) при обычном содержании кислорода в дутье = 0,21 и обога-
щении дутья кислородом до со -• 0,4. Как видно из рис. 1, изменение
этого показателя при увеличении расхода вдуваемого топлива настолько
значительно, что его нельзя не учитывать. В общем случае Rf зависит от
температуры и влажности дутья, содержания кислорода в дутье, расхода
жидкого топлива и расхода кокса.
На рис. 2 приведены расчетные данные, характеризующие влияние сте-
пени обогащения дутья кислородом на теоретическую температуру сго-
рания топлива в фурменной зоне и количество дополнительно вдуваемо-
го жидкого топлива. При одной и той же теоретической температуре
Рис. 1. Изменение индекса непрямого
восстановления при подаче через фур-
мы мазута ( b = 0,75; гд = 1200^0,
0,01)
<Г, кизугпа/т чугуна
tT = const увеличение степени обогащения дутья кислородом позволяет
существенно увеличить подачу жидкого топлива. При более высокой
теоретической температуре влияние степени обогащения дутья кислоро-
дом проявляется в большей степени. На рис. 2 горизонтальными штрих-
пунктирными линиями ограничены предельные, достигнутые к настояще-
му времени в практике работы доменных-печей теоретические темпера-
туры сгорания топлива у фурм. Понижение ниже 1900 °C и превышение
ее сверх 2350 °C вызываютсерьезныенарушения нормальной работы до-
менной печи,
Для применяемых на практике расходов вдуваемого мазута в пределах
40—60 кг/т чугуна нижний уровень теоретической температуры Гт =
= 1900 °C вообще недостижим, а фактические температуры tT нахо-
дятся в пределах 2180—2250 °C. Большие удельные расходы мазута на
обычном дутье (со = 0,21) пока не достигнуты вследствие несовершен-
ства организации процесса газификации мазута в фурменной зоне и значи-
тельного выноса мелкодисперсного сажистого углерода, который обна-
руживается в газоочистных устройствах.
13
На рис. 2 приведены данные работы [12] (кривые 1 и 2), подсчитан-
ные для условий плавки на КарМК. Кривая 1 соответствует содержанию
кислорода со = 0,21, а кривая 2 — со = 0,23 при влажности дутья =
= 0,02 и Гд = 947 °C. Пересчитанные показатели по принятой нами схеме
определения добавочного топлива для тех же условий приведены на
кривой 3. Остальные исходные данные при пересчете не изменялись. Как
видно из рис. 2, наблюдается достаточно хорошее совпадение резуль-
татов расчетов по двум расчетным схемам (кривые 1 и 3) даже при су-
щественных различиях состава исходной шихты и вдуваемого топлива.
Это подтверждает большое влияние температуры и влажности дутья на
теоретическую температуру горения. Поэтому в современных условиях
при непрерывном повышении температуры доменного дутья и обогаще-
нии его кислородом подача дополнительного количества топлива в горн
через фурмы представляется необходимой для того, чтобы не превысить
допустимый для условий устойчивой работы доменной печи верхний пре-
дел теоретической температуры горения топлива в горне.
Анализ расчетных данных, приведенных на рис. 2, показывает, что
имеются большие потенциальные возможности существенного увеличе-*
ния расходов вдуваемого топлива даже для средней теоретической тем-
пературы горения Гт ~ 2100 °C от 85 до 225 кг мазута/т чугуна и доведе-
нии обогащения дутья си от 0,21 до 0,4. Целесообразность этого должна
быть определена экономическими расчетами, увязанными с конкрет-
Рис. 3. Влияние обогащения дутья
кислородом и изменения расхода
вдуваемого жидкого топлива на рас-
ход кокса в доменной плавке (гд =
= 1200 °C; = 0,01; штриховыми
линиями показаны теоретические
температуры горения, а пунктирными
линиями — О = const для различных
степеней обогащения дутья кислоро-
дом)
s, кг мазута/т чугуна
Рис. 2. Влияние обогащения дутья
кислородом на теоретическую темпе-
ратуру гт в зависимости от расхода
вдуваемого мазута (гд — 1200 °C,
= 0,01) :
1,2 — соответствуют условиям плав-
ки на КарМК [12] при 0,02, =
= 947 °C, О>= 0,21 и о>= 0,23 соот-
ветственно; 3 — оезультаты расчета
по принятой нами расчетной схеме
для условий КарМК
14
ными условиями предприятия (соотношения стоимостей кокса, мазута,
кислорода, дутья и т.д.).
Влияние степени обогащения дутья кислородом и количества вдувае-
мого мазута на расход кокса для различных уровней теоретической тем-
пературы горения и принятых выше условий плавки показано на рис. 3.
С увеличением степени обогащения дутья кислородом для tT = const
расход кокса монотонно снижается при одновременном увеличении ко-
личества вдуваемого топлива. Так при t = 2100 °C увеличение содержа-
ния кислорода в дутье со от 0,21 до 0,4 позволяет теоретически снизить
расход кокса от 328 до 218 кг/т чугуна, т.е. на 110 кг/т чугуна, при одно-
временном увеличении расхода жидкого топлива от 86 до 226 кг/т чугуна,
или на 140 кг/т чугуна. Ведение плавки при со = const в направлении
снижения уровня теоретической температуры горения представляется
более предпочтительным. Например, для со = 0,21 снижение г от 2300
до 1900 °C дает возможность уменьшить расход кокса от 428 до 228 кг/т
чугуна, т.е. на 200 кг/т чугуна, при одновременном увеличении подачи
мазута от 25 до 147 кг/т чугуна (122 кг/т чугуна). Результаты показы-
вают, что во втором случае коэффициент замены кокса значительно более
высокий, чем в первом (дифференциальные коэффициенты замены
кокса для рассматриваемых уровней изменения параметров составят
соответственно Д к / Д s = 110/140 = 0,786 и 200/122 = 1,639). Послед-
нее обстоятельство, по-видимому, надо учитывать при регулировании
хода доменной плавки для достижения наибольшего экономическо-
го эффекта.
На рис. 4 и 5 приведены расчетные данные по влиянию влажности дутья
на теоретическую температуру сгорания топлива у фурм и расходы кокса
для степеней обогащения дутья кислородом 0,21 и 0,3. Расчеты показы-
вают, что с увеличением степени обогащения дутья кислородом влияние
влажности дутья меньше сказывается на расходе добавочно вдуваемого
мазута при сохранении tT = const. Так, для = 1900 °C увеличение
влажности дутья от 0,01 до 0,1 требует снижения расхода мазута от 148
до 70 кг/т чугуна при о? = 0,21, а при со = 0,3 — от 220 до 202 кг/т чугуна.
При повышении теоретической температуры горения это влияние прояв-
ляется в значительно большей степени, что наглядно видно из рис. 4
(кривые для разных значений со расходятся пучком).
Изменение расхода кокса и вдуваемого мазута в зависимости от влаж-
ности показано на рис. 5. Из приведенных данных видно, что увеличение
влажности дает возможность в каких-то пределах увеличить подачу жид-
кого топлива (при к = const) по крайней мере до достижения минималь-
но возможной Гт — 1900 °C, а при tT = const увеличение <р приводит к
небольшому снижению расхода вдуваемой добавки и резкому возраста-
нию расхода кокса, что невыгодно. На рис. 5 показано также изменение
расхода кокса и мазута при = 2000 °C для различной влажности домен-
ного дутья.
Как показывает анализ результатов расчета и практика эксплуатации
доменных печей, изменение влажности доменного дутья является одним
из наиболее быстродействующих факторов для регулирования темпера-
15
0 WO 200
з„ кг мазута/т чугуна
Рис. 4. Влияние влажности дутья на
теоретическую температуру горения
гт в зависимости от расхода вдувае-
мого мазута при гд = 1200 °C (ли-
нии 7—4 соответствуют влажности
У? = 0,01; 0,02; 0,05 и 0,1 при со =
= 0/21; а линии 1'—4' — тем же зна-
чениям при С0= 0,3)
Рис. 5. Влияние влажности дутья на
расход кокса в зависимости от коли-
чества вдуваемого мазута при гд =
= 1200 °C (линии 7—4 соответствуют
<р = 0,01; 0,02; 0,05 и 0,1 при со =
= 0,21, а линии 7—4' — этим же зна-
чениям при СО = 0,3; штрих пунк-
тирными линиями показаны изотер-
мы Гт = 2000 °C)
туры в горне. При подаче добавочного мазута через фурмы для достиже-
ния наибольшей экономии кокса и повышения эффективности работы
доменных печей во всех случаях необходимо работать с минимальной
влажностью доменного дутья, так как образующегося при подаче жидкого
топлива водорода вполне достаточно для обеспечения нормального хода
доменного процесса.
Результаты расчетов по влиянию температуры доменного дутья на
теоретические температуры горения и расход кокса для двух значений
степени обогащения дутья кислородом приведены на рис. 6 и 7 (со =
— 0,21 — сплошные линии, со = 0,3 — штриховые).
Как видно из рис. 6, при меньшей степени обогащения дутья кисло-
родом изменение температуры доменного дутья оказывает значительно
большее влияние на теоретическую температуру горения и расход доба-
вочного топлива. Последнее объясняется большими различиями в коли-
чествах образующихся продуктов сгорания (за счет азота) для различных
значений си. Причем так же, как и при увеличении <£, с ростом теоретичес-
кой температуры горения увеличение температуры дутья больше влияет
на добавочный расход жидкого топлива. При обогащении дутья до w =
= 0,3 объемы образующихся продуктов сгорания значительно меньше
и влияние t на расход мазута уменьшается.
Расчетные зависимости по влиянию температуры дутья и степени обо-
гащения дутья кислородом на расходы кокса и вдуваемого жидкого
16
топлива для указанных условий плавки приведены на рис. 7. Линиями
1 — 6 на рис. 7 показаны зависимости для температур дутья 900, 1000,
1100, 1200, 1300 и 1400 °C при обычном дутье с со = 0,21 и <р = 0,01,
а линиями 1' — 6' — эти же зависимости при со = 0,3 и прочих равных ус-
ловиях. Прямыми с более крутым наклоном по отношению к оси s на-
несены линии постоянных теоретических температур горения топлива
в фурменном очаге, полученные по данным рис. 6. Чем выше темпера-
тура доменного дутья, тем меньше добавочного топлива $ можно подать
При £ = const и одновременном увеличении гу. Если плавку ведут при
t = const, то повышение t позволяет получить значительное снижение
расхода кокса при некотором увеличении расхода инжектируемого топли-
ва. Например, повышение t с 900 до 1400 °C при Гу = 2000 °C дает воз-
можность снизить расход кокса при прочих равных условиях с 484 до
196 кг/т чугуна при одновременном увеличении расхода жидкого топли-
ва с 62 до 140 кг/т чугуна и обычном дутье. Обогащение дутья кислоро-
дом, как отмечалось выше, позволяет при прочих равных условиях увели-
чить расходы вдуваемого топлива. Повышение температуры дутья при
различных расходах топлива и постоянном со на различную величину
увеличивает теоретическую температуру горения tT, а при ry = const
(рис. 7) в различной степени сни-
жает расход кокса. Последнее свя-
зано с тем, что кривые = cdnst на
рис 6 и кривые ty - const на рис. 7
не являются параллельными.
/Г, кг/т чугуна
Рис. 7. Зависимость расхода кокса
от количества вдуваемого мазута и
температуры дутья при различном со-
держании кислорода в дутье и влаж-
ности 0,01
Рис. 6. Влияние температуры дутья
на теоретическую температуру горе-
ния в зависимости от расхода мазута
при <р= 0,01
Вид приведенных на рис. 2—7 зависимостей между параметрами k, s,
ty, Гд, со и указывает на возможность построения для каждого конкрет-
ного случая номограмм, удобных для управления доменнь1м_ПРШШШ}м
при изменении теплотехнических показателей с цегрьк> дости>кФьйЯ наи-
\ • --‘OSMF
большего технико-экономического эффекта. Такие номограммы могут
быть построены для каждой печи с учетом конкретных условий ее работы
(Гд, k,s, со и т.д.).
из практических наблюдений за работой доменных печей и результа-
тов расчетов ряда исследователей известно, что вдувание углеродсодер-
жащих топлив через фурмы доменной печи при постоянных Гд, и со
приводит к снижению удельной производительности печей, что нежела-
тельно. Наибольшее снижение производительности наблюдается при вду-
вании природного газа, а наименьшее — при вдувании измельченного твер-
дого топлива с низким содержанием летучих [2, 12]. При вдувании мазута
производительность снижается в меньшей степени, чем при вдувании при-
родного газа, и несколько больше, чем при вдувании измельченного
угля. Для компенсации этого обычно либо повышают температуру дутья
и одновременно снижают его влажность, либо увеличивают содержание
кислорода в дутье, иногда применяют все три способа. Обычно применяе-
мые в сравнительных расчетах постоянные значения г или Rj дают значи-
тельно большее снижение производительности, чем это имеет место в
практике работы доменных печей.
Для иллюстрации этого на рис. 8 приведен график изменения произ-
водительности доменной печи при вдувании мазута для указанных усло-
вий плавки при Rj ~ 0,7; со = const; = 0,01 и t = 1200 °C. Если счи-
тать, что для л^бых со удельная производительность при s = 0 составляет
100 %, то все точки лежат на одной кривой. Как показывает расчет, ввод
100 кг мазута на 1 т чугуна при этих условиях снижает удельную произ-
водительность на 17—18 %, а ввод 200 кг мазута на 1 т чугуна снижает
удельную производительность на 32 %.
Вместе с тем, практика работы доменных печей [16] при их массовом
переводе на работу с применением природного газа показала, что произ-
водительность печей не только не снизилась^ а в ряде случаев даже и уве-
личилась. Так на 11 печах Юга, работающих на сырых рудах и с высокими
удельными расходами кокса, производительность возросла на 5,1 %, на
19 печах — на 3,7 % (работа на сырье с высоким содержанием агломерата),
на 11 печах, работающих с низким выходом шлака и относительно невы-
соким расходом кокса, производительность увеличилась на 1 %. Достиже-
ние этих результатов явилось следствием повышения температуры дутья
на 150—250 °C, снижения влажности дутья, уменьшения содержания
кремния в чугуне.
Производительность печи обычно определяют по заданному для данных
условий индексу интенсивности плавки. В качестве такого показателя
Рис. 8. Изменение относительной про-
изводительности доменной печи при
вдувании мазута ( = 0,01; гд =
= 1200 °C; Я/ = 0,7 и СО = const;
Pv= 100 % при S = 0)
используют различные характеристики: суточный расход сухого кокса,
тепловую мощность горна, минутный выход фурменного газа, отнесенные
к 1 м3 полезного объема печи и др.
Для сравнительной оценки влияния ввода добавочного топлива и из-
менения параметров дутья на производительность печи целесообразно
использовать последний показатель интенсивности плавки, т.е. минутный
выход фурменного газа, что значительно упрощает расчеты и является
достаточно надежным для условий работы нижней зоны теплообмена,
когда последняя принимается лимитирующей по условиям шлакообразо-
вания и теплообмена. Для современных условий работы доменных печей
с вдуванием добавочных топлив и на достаточно хорошо подготовленной
шихте минутный выход фурменного газа /г<ф колеблется в пределах
2,1—2,6 м3/(мин • м3). Примем в наших дальнейших расчетах /г>ф =
= 2,3 м3/(мин • м3) при условии сохранения всех принятых ранее ис-
ходных данных.
Результаты расчетов по определению удельной производительности
доменной печи в зависимости от обогащения дутья кислородом и коли-
чества подаваемого жидкого топлива при f = 1200 °C и = 0,01 приве-
дены на рис. 9. Из рис. 9 видно, что удельная производительность для раз-
личных степеней обогащения дутья кислородом и при подаче разных коли-
честв мазута не только не уменьшается, но и увеличивается до определен-
ных значений s. Так, при со = 0,21 это увеличение наблюдается до расхода
мазута 25—30 кг на 1 т чугуна, при со = 0,23 — до расхода мазута 45,0—
50 кг/т, при со = 0,25 — до расхода мазута 60—65 кг/т чугуна и т.д. Это
увеличение при со = const не превы-
шает долей процента, и чем выше
со, тем увеличение больше. За пре- 120
делами указанных значений расхода
вдуваемого мазута имеет место
снижение удельной производитель-
ности, увеличивающееся с увели- 110
чением расхода мазута.
Рис. 9. Изменение производительнос-
ти доменной печи при различных 100
степенях обогащения дутья кислоро-
дом и расходах вдуваемого топлива 0 100 200 000
(гд = T200 °C и = 0,01) ™ мазута/т чугуна
Обогащение дутья кислородом при одних и тех же расходах мазута
дает возможность увеличить производительность печи, при этом одновре-
менно возрастают теоретические температуры горения tT и, следова-
тельно, расход кокса.
В рабочем диапазоне теоретических температур доменной печи (1900—
2350 °C) при обогащении дутья кислородом с 0,21 до 0,4 можно увели-
чить удельную производительность на 16 % при одновременном увели-
чении расхода вдуваемого мазута от 145 до 180 кг на 1 т чугуна. Наилуч-
19
шие технико-экономические показатели работы, по-видимому, соответ-
ствуют более низким теоретическим температурам горения и меньшей
степени обогащения дутья кислородом. Области с теоретической темпе-
ратурой < 1900 °C и > 2400 °C относятся к неустойчивым режимам ра-
боты печей.
Изменение удельной производительности доменной печи для разных
температур доменного дутья и различных расходов вдуваемого мазута
при со = 0,21 и со = 0,3 приведено на рис. 10. За 100 % принята произво-
дительность при t = 1000 °C, со = 0,21 и <£= 0,01. Как видно из рис. 10,
при s = 0, со = 021 увеличение Гд с 1000 до 1400 °C позволяет теорети-
чески увеличить производительность при прочих равных условиях* на
35,4 %. При ограничении по t < 2350 °C и обязательной подаче 50 кг
мазута на 1 т чугуна производительность не может быть > 135 %. Расчет
показывает, что при г = 1000 °C, как при со = 0,21, так и при со = 0,3,
производительность монотонно растет с увеличением расхода жидкого
топлива, при Гд= 1100 °C — также растет в пределах допустимых tT,
но менее интенсивно, а при > 1200 °C производительность снижается
по сравнению с исходной при s = 0.
Обогащение дутья кислородом с 0,21 до 0,3 позволяет еще увеличить
производительность при тех же исходных температурах дутья. На рис. 10
пунктирными линиями показаны уровни теоретической температуры
горения при обычном дутье. Для сравнения проведена линия с tT =
= 2100 °C при содержании кислорода в дутье со = 0,3. Режимы работы
доменной печи при со = 0,3 и t
1200 °C могут быть осуществлены толь-
ко при подаче добавочного топли-
ва в фурменную зону с целью сни-
жения теоретической температуры,
соответствующей условиям устой-
чивого хода печи.
Рис, 10. Влияние температурь» дутья
и расхода вдуваемого мазута на
производительность печи 0,01):
1—5 — соответственно при гд, равной
1000, 1100, 1200, 1300 и 1400 °C и
СО = 0,21; 1 '—5' — при этих же
значениях Гд и СО = 0,3; пунктир-,
ные линии — изотермы для со= 0,21
В опубликованных работах, посвященных использованию комбини-
рованного дутья в доменных печах, в том числе вдуванию различных уг-
леродсодержащих топлив через фурмы, приводятся различные значения
коэффициентов замены кокса топливом. При использовании мазута этот
коэффициент, по данным разных исследователей^ колеблется в пределах
от 1,0 до 3,13. Приведенные значения коэффициентов замены кокса ма-
зутом соответствуют различным параметрам процесса (состав сырья,
тип печи, состав и назначение выплавляемого чугуна, теплотехнические
характеристики процесса и т.д.). Установить влияние замены различных
20
параметров процесса доменной плавки на коэффициент замены кокса
по промышленным опытам и опубликованным данным чрезвычайно труд-
но, главным образом вследствие несопоставимости результатов. Удобнее
проследить за изменением этого показателя по данным теоретического
расчета.
На рис. 11—13 приведены расчетные значения коэффициентов замены
кокса мазутом для различных степеней обогащения дутья кислородом,
влажности и температур доменного дутья. На рис. 11 показаны кривые
изменения коэффициента замены кокса мазутом для различных степе-
ней обогащения дутья кислородом и количеств вдуваемого топлива при
t = 1200 °C и = 0,01. Как видно из рис. 11, при одном и том же коли-
честве вдуваемого мазута с ростом степени обогащения дутья кислоро-
дом и с повышением теоретической температуры горения топлива у фурм
коэффициент замены кокса увеличивается. Так, при подаче 140 кг мазута
на 1 т чугуна в условиях обычного дутья при Гт несколько выше 1900 °C
коэффициент замены составляет около 1,64, а при со = 0,35 и tT =
= 2350 °C он достигает значения £ = 1,825.
Кривые рис. 11 для коэффициентов замены кокса к3 построены для
условий, когда за начальные точки отсчета принимали значения расходов
кокса при s = 0 и соответствующей степени обогащения дутья кислоро-
дом со, а не расход кокса при s = 0 и со = 0,21. С увеличением расхода
жидкого топлива при таком способе расчета коэффициентов замены кок-
са последний монотонно уменьшается при всех значениях со.
На практике распространено мнение, что с увеличением степени обо-
гащения дутья кислородом и. расхода вдуваемого топлива коэффициент
замены кокса углеводородными добавками (природный газ, мазут), рез-
ко снижается при определенных расходах вдуваемого топлива. Расчет-
ные данные рис. 11 не противоречат этому общепринятому- мнению,
если' коэффициент замены кокса мазутом определяют для постоянной
теоретической температуры горения топлива у фурм и относят к началь-
ным условиям s = 0 и со = 0,21, т.е. к условиям обычного дутья.
Рис. 11. Изменение коэффициента за-
мены кокса мазутом для разных сте-
пеней обогащения дутья кислородом
(Гд = 1200 °C; 0,01; CD = const)
Рис. 12. Изменение коэффициента за-
мены кокса мазутом в зависимости
от степени обогащения дутья кисло-
родом и теоретической температуры
горения
Действительно, простым пересчетом данных, приведенных на рис. 3,
для различных теоретических температур горения и разных степеней обо-
гащения дутья кислородом получим зависимости, представленные на
рис. 12. Отсюда видно, что если брать за основу начальные условия s =
= 0 и w = 0,21, то с увеличением со и расхода вдуваемого топлива $
коэффициент замены кокса мазутом резко уменьшается при определен-
ных значениях теоретической температуры горения гт и расходе вдувае-
мого мазута. Точка значительного снижения коэффициента замены кокса
мазутом находится на пересечении линий двух процессов (см. рис. 3)
доменной плавки: 1) при со = 0,21 и непрерывном снижении tT с увели-
чением расхода мазута; 2) при t = const с непрерывным увеличением
со и расхода мазута.
При tT, равной 1900—2200 °C, коэффициент замены кокса мазутом
не снижается меньше 1,0 вплоть до расходов жидкого топлива 210 кг
мазута на 1 т чугуна. Наибольшие расходы мазута при постоянных, а
также наибольших коэффициентах замены кокса при t = 2000 °C соот-
ветствуют 125—130 кг мазута/т чугуна, при Гт = 2100 °C — 85—90 кг
мазута/т чугуна, при гт = 2200 °C — 55—60 кг мазута/т чугуна, при
Г = 2300 °C — 25—30 кг мазута/т чугуна. С увеличением степени обога-
щения дутья кислородом со появляется возможность увеличить подачу
мазута при тех же но одновременно снижается коэффициент замены
кокса мазутом и тем больше, чем выше
Влияние влажности дутья на коэффициент замены кокса мазутом
для двух значений со = 0,21 и со = 0,3 показано на рис. 13. На рис. 13,
как и на рис. 11, значение к3 для разных значений ^отнесены к начальным
условиям при s = 0, со = 0,21 (или со = 0,3) и const, т.е. для каждого
расчетного значения при заданных со своя начальная точка отсчета.
Сплошными линиями показано изменение расчетных значений коэффи-
циентов замены кокса мазутом при изменении для со = 0,21, а штрихо-
выми (вдоль оси $) — значение коэффициентов к3 для со = 0,3. Наклон-
ные штриховые линии ограничивают уровни допустимых теоретических
температур в горне при со = 0,21, а пунктирные — те же значения ty при
со = 0,3.
Как видно из рис. 13, при 0,02 и со = 0,21 и более расход вдувае-
мого мазута значительно сокращается, хотя при этом и возрастает коэф-
фициент замены кокса. Диапазон расходов вдуваемого мазута при со =
= 0,3 расширяется вместе с возможностями изменения на порядок содер-
жания влаги в дутье. Коэффициент замены кокса мазут ом в общем случае
возрастает (для расчетных условий) с увеличением и со, при этом наб-
людается большее различие значений к3 при меньшей влажности для со =
= 0,21 и со = 0,3 и значительное снижение коэффициента замены кокса
мазутом с увеличением и одновременным повышением расхода жид-
кого топлива.
Изменение коэффициента замены кокса мазутом при различных темпе-
ратурах доменного дутья приведено на рис. 14. Данные также рассчитаны
для заданных начальных значений со, t , у? при s = 0. Из рис. 14 видно,
что чем ниже температура доменного дутья, тем выше расчетный коэф-
22
s, кг мазута/т чугуна
Рис. 13. Изменение коэффициента за-
мены кокса мазутом для различной
начальной влажности дутья и степе-
ни обогащения дутья кислородом при
подаче жидкого топлива в фурмы
доменной печи (сплошные и пунк-
тирные линии соответствуют W =
= 0,21 и 0,3) :
1, 2 — линии предельных теоретичес-
ких температур для GJ = 0,21 соот-
ветственно при 1900 и 2350 °C;
1',2' — то же, для СО = 0,3
Рис. 14, Влияние температуры дутья
и расхода жидкого топлива на коэф-
фициент замены кокса мазутом
(уровни температуры дутья для со =
= 0,21 показаны слева, а для со =
— 0,3 — справа) :
1 и 2 — соответственно теоретические
температуры горения tT, равные 1900
и 2350 °C, при со = 0,21; 7'и 2'—то
же, при со = 0,3
фициент замены кокса мазутом как при со = 0,21, так и при со = 0,3.
Это объясняется следующим образом: поскольку на процесс плавки в
том и другом случае расходуется одинаковое количество тепла, то подо-
грев доменного дутья и ввод с этим дутьем добавочного тепла в горн
печи уменьшает количество тепла, которое должно быть компенсировано
сжиганием жидкого топлива. В результате при прочих равных условиях
повышение температуры дутья понижает коэффициент замены кокса ма-
зутом при постоянном расходе жидкого топлива с одновременным повы-
шением теоретической температуры горения топлива в горне (см. ли-
нии tT = const на рис. 14).
Анализ на рис. 11—14 показывает, что коэффициент замены кокса
мазутом является сложной функцией многих переменных, т.е. к^ =
= f ( tT, со, t , у, s, к и т.д.). При определении к3 в конкретных условиях
надо четко определять, к каким начальным условиям нужно его относить,
чтобы получить реальную картину.
Из рис. 13, 14 следует, что при увеличении </?и снижении гд наблюдается
рост коэффициента замены кокса. Однако если взять за основу перво-
начальный процесс плавки с параметрами t = 1200 °C, Гт = 2Q00 °C,
= 0,01 и со = 0,21, то при изменении <рот 0,01 до 0,02 получим Аг = 1,4
при расходе топлива через фурмы 112 кг/т чугуна, тогда как из рис. 13
он был бы равен Агз= 1,68, так как использованы другие исходные данные.
При увеличении влажности дутья для тех же исходных данных с
0,01 до 0,05 коэффициент замены кокса при s = 82 был бы в несколько
раз меньше, чем при — 0,01, т.е. к' = 0,24 и т.д.
О
23
Аналогичная картина наблюдается при изменении температуры дутья.
Начальные параметры плавки принимаем следующими:i ~ 1200 °C,
t т = 2000 °C, = 0,01, к = 469,5 кг/т "Чугуна, ш = 0,21. Затем повысили
температуру дутья до t — 1300 °C (см. рис. 7). В результате получим
расчетный коэффициент замены кокса равным не 1,65 при s = 89 и 1,90
при s = 105 кг/т чугуна. С повышением t& до 1400 °C имеем к3 = 2,04
при расходе жидкого топлива 115 кг/т чугуна. Если уменьшим г с 1200
до 1100 °C, то получим к3 = 1,164 при расходе жидкого топлива 70 кг/т
чугуна и т.д.
Рассмотренные примеры показывают, как важен выбор исходных па-
раметров для определения к3- Для наших примеров, например, оказа-
лось, что значения к3 изменились иначе, чем следует из рис. 13 и 14, пост-
роенных для других исходных параметров.
Как известно, в доменной плавке кокс выполняет ряд функций: топли-
во, восстановитель, науглероживатель чугуна, разрыхлитель шихты в зо-
нах, где еще не идут процессы плавления, насадка для стока жидких про-
дуктов плавки в зонах плавления. Кокс участвует в формировании
структуры столба шихтовых материалов, регулировании потока газов,
образовании гарнисажа. Большинство из этих функций может быть ком-
пенсировано вводом через фурмы добавочного топлива [12, 17]. Однако
функции разрыхлителя столба шихты для обеспечения ее необходимой
газопроницаемости, насадки для стока жидких продуктов плавки и под-
держки всего столба шихты вводом других добавочных топлив для су-
ществующих конструкций доменных печей не могут быть обеспечены.
Поэтому обычно считают, что минимальный расход кокса определяется
газодинамическими условиями плавки и выходом шлака, характеризую-
щим качество загружаемого в доменную печь сырья.
А.Н.Похвистневым и В.М.Клемпертом [18] предложена следующая
формула для подсчета минимального расхода кокса:
^нас
^шл
(30)
где кф — количество доходящего до фурм кокса,кг/кг чугуна; Ш — ко-
личество шлака, кг/кг чугуна;рнас — плотность единицы объема кокса,
г/см3; е — порозность шихты в зоне плавления, м3/м3; Ак — зольность
кокса, в долях единицы; ршл — плотность шлака, г/см3.
Теоретическими расчетами установлено, что при выходе шлака 500—
525 кг/т чугуна минимальный расход кокса находится в пределах 439—
496 кг/т чугуна, снижаясь до 160—220 кг/т чугуна при выходе шлака
160—165 кг/т чугуна. Для выхода шлака 250—300 кг/т чугуна расход
кокса составляет 280—320 кг/т чугуна. Такие низкие расходы кокса не
были достигнуты на практике по разным причинам, хотя теоретические
расчеты и показывают такую возможность. Следует отметить, что не де-
лались попытки определить минимально возможный расход кокса путем
прямого эксперимента. Эксперимент позволил бы проверить теоретичес-
кие предпосылки по рациональному снижению расходов кокса с учетом
24
характеристик работы печи при вдувании углеводородных топлив и оп-
ределить оптимальные соотношения между расходами кокса и вдувае-
мого топлива с учетом технико-экономических показателей работы до-
менной печи.
Анализ результатов теоретических расчетов по вдуванию мазута в до-
менную печь при различных характеристиках комбинированного дутья
показывает следующее: 1) обогащение дутья кислородом позволяет су-
щественно увеличить подачу мазута и снизить расход кокса. Коэффициент
замены кокса уменьшается с повышением теоретической температуры
горения топлива у фурм и с обогащением дутья кислородом; 2) повы-
шение температуры дутья до пределов, обеспечивающих достаточную
стойкость трубопроводов горячего дутья и их низкую стоимость (без при-
менения жаропрочных сталей), является важным резервом для дополни-
тельной экономии кокса и увеличения расходов вдуваемого мазута;
3) производительность доменной печи увеличивается с повышением тем-
пературы доменного дутья и степени обогащения дутья кислородом.
При постоянных начальных параметрах дутья производительность нес-
колько увеличивается при вводе добавочного топлива; 4) коэффициент
замены кокса мазутом является сложной функцией многих переменных:
расходов кокса и добавочного топлива, теоретической температуры го-
рения топлива у фурм, температуры и влажности дутья, степени обогаще-
ния дутья кислородом, изменения характеристик прямого (или косвен-
ного) восстановления (через количество углерода кокса, выгорающего
у фурм) и т.д.; 5) в сравнительных расчетах необходимо учитывать из-
менение степеней прямого или непрямого восстановления оксидов желе-
за при вводе добавочных углеводородных топлив. Пренебрежение этими
изменениями приводит к серьезным ошибкам в расчетах по определению
всех характеристик протекания процесса доменной плавки; 6) должен
существовать оптимальный расход жидкого топлива, обеспечивающий
наилучшие технико-экономические показатели работы доменной печи
при заданных параметрах дутья и конкретных условиях работы предприя-
тия (стоимость сырья, технологического кислорода, дутья, кокса,
мазута и тд.).
2. ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВДУВАНИЯ
В ДОМЕННУЮ ПЕЧЬ РАЗЛИЧНЫХ УГЛЕВОДОРОДНЫХ ТОПЛИВ
В последние годы появилось большое число работ, посвященных эффек-
тивности применения углеводородных топлив, вдуваемых через фурмы
доменной печи. Как отмечалось выше, эффективность вдувания любого
топлива определяется, в основном, коэффициентом замены кокса, соот-
ношением цен на кокс и вдуваемое топливо, стоимостью технологичес-
кого кислорода и затрат на комбинированное дутье, масштабами замены
кокса вдуваемым топливом, капитальными затратами на сооружение
установок для вдувания топлива и затратами на их эксплуатацию , а так-
же зависит от ряда технологических факторов доменной плавки.
При оценке эффективности вдувания топлива исследователи исполь-
зуют разные методические подходы и определяют эффективность для кон-
25
кретного предприятия, региона, или в целом в народнохозяйственном
плане. В одной из первых работ по теоретической оценке эффективности
вдувания различных топлив в доменную печь объемом 2000 м3 [19]
проведено сравнение использования природного и коксового газов, ма-
зута, бурого угля, торфа, антрацита и суспензий мазута с бурым углем
и антрацитом. Авторами работы [19] сделаны следующие основные вы-
воды: 1) применение добавочного топлива улучшает технико-экономи-
ческие показатели доменной плавки; 2) для центра РСФСР наилучшие
технико-экономические показатели получены при вдувании мазута, далее,
в порядке убывания эффекта, — для природного газа, антрацитовой пы-
ли, суспензии мазут — антрацит, коксового газа и торфа; 3) выгодно
применение бурого угля для условий Западно-Сибирского металлурги-
ческого завода (ЗСМЗ); 4) обогащение дутья кислородом до 30 % улуч-
шает показатели работы печей при вдувании всех топлив, кроме торфа.
В более поздней работе А.П.Макарова [5] эффективность примене-
ния добавочных топлив определяется экономией от замены части кокса
другим топливом, определенной по разнице приведенных затрат на добы-
чу, транспортировку и подачу их в печь (без учета дефицита) и затрат, свя-
занных с изменением топливного баланса района (завода) по замы-
кающему топливу (энергетический уголь). В выполненных расчетах при-
няты удельные капитальные затраты на строительство пылезавода и соору-
жение установки для вдувания угля 5,1 руб./т пыли, эксплуатационные
расходы 1,1 руб./т пыли, а для мазута 2,6 и 0,7 руб./т мазута соответствен-
но. Для природного газа дополнительные капитальные затраты приняты
0,2 руб./1000 м3 газа и эксплуатационные 0,1 руб./ЮООм3 газа. При этих
условиях расчеты показали целесообразность сооружения пылезаводов
на КарМК, Западно-Сибирском, Коммунарском, Донецком, Днепро-
дзержинском металлургических заводах, заводе "Запорожсталь", а также
показали рентабельность вдувания угля в условиях НТМК и ММ К.
В работе А.В.Терещенко [6] по данным работ [22—24] проведена срав-
нительная оценка эффективности замены кокса природным газом, мазу-
том и угольной пылью для различных районов СССР. В результате анали-
за определено, что вдувание мазута во всех районах СССР дает заметную
экономию по приведенным затратам на производство 1 т чугуна, причем
для Северо-Запада, Центра, Донецко-Приднепровского районов и даже
Караганды эта экономия выше, чем при вдувании угля или природного
газа. Вдувание угольной пыли оказывается предпочтительней только
для районов Сибири.
В работах [25, 12] подтверждены на фактическом материале ранее
полученные выводы по применению мазута в доменных печах КарМК
и ЗСМЗ. Капиталоемкость хранения м подачи мазута в печи для ЗСМЗ
составила 4,9 руб./т мазута, а для КарМК 4,0 руб./т. В работах также под-
тверждается высокая перспективность использования мазута на метал-
лургических заводах Украины, Юга и Центра в связи с возросшим дефи-
цитом кокса и его высокой стоимостью.
Вопросам повышения эффективности вдувания углеводородных топ-
лив посвящены работы многих других авторов [20, 21, 26—37]. В этих
26
работах рассмотрено влияние повышения температуры дутья, степени
обогащения дутья кислородом и других факторов на коэффициент заме-
ны кокса и эффективность применения углеводородных топлив в домен-
ной плавке. Так, в работе [20] 3.И.Некрасовым проведены расчеты и
показана эффективность обогащения дутья кислородом до 40 % при вду-
вании природного газа. В более поздней работе [21] 3.И.Некрасов прихо-
дит к выводу о целесообразности повышения концентрации кислорода
в дутье до 40—45%. В работах [31—33] выполнена оценка эффективности
совместного вдувания природного газа и мазута по данным работы печей
Енакиевского металлургического завода. Установлено, что при совмест-
ном вдувании этих топлив можно полупить лучшие показатели.
Авторами работы [30] для условий вдувания природного газа найдено,
что коэффициент замены кокса природным газом изменяется с измене-
нием количества подаваемого в печь газа. Коэффициент замены кокса
природным газом оказывается зависящим от температуры и влажности
дутья, расхода кокса и содержания в дутье кислорода. Аналогичный
результат получен нами и при вдуваАии мазута, о чем было ска-
зано выше.
Интересные расчетные данные по эффективности вдувания холодного
и подогретого природного, а также коксового газов, мазута, газового
угля и антрацита, смесей природного газа с мазутом, природного газа с
углем, углемазутной суспензии и горячих восстановительных газов, полу-
ченных в разных технологических схемах, приведены в работах [34,
35]. Эффективность применения различных топлив в доменной печи оце-
нивается при сравнении с работой по обычной технологии (вдувание хо-
лодного природного газа при обогащении дутья кислородом до 30—32 %,
при этом достигается минимальная для сравниваемых условий себестои-
мость чугуна). По данным этих работ отметим, что вдувание мазута так-
же целесообразно, особенно в районах с ограниченными ресурсами при-
родного газа. Совместное вдувание мазута и природного газа, как пока-
зывают расчеты, дает лучшие результаты, чем вдувание этих топлив от-
дельно. В перспективе с разработкой высокоэкономичных способов
получения горячих восстановительных газов их вдувание в доменные
печи также может оказаться достаточно эффективным.
К аналогичным выводам приходят и авторы работ [36, 37]. В частнос-
ти; подчеркивается наличие оптимального расхода мазута для каждых
конкретных условий плавки, при котором достигается наибольшая эф-
фективность его использования. Так, при соотношении цен кокса и мазу-
та, равном 1,5, оптимальное количество вдуваемого мазута составит
160 кг/т чугуна, а при соотношении цен, равном 1,0, оптимальное коли-
чество вдуваемого мазута уменьшится до 110 кг/т чугуна.
По имеющимся литературным данным, коэффициент замены кокса
мазутом является основной характеристикой, определяющей в конкрет-
ных условиях эффективность применения топлива в доменных печах. В
табл. 1 приведены данные по различным источникам о коэффициенте за-
мены кокса мазутом для различных условий плавки.
27
Таблица 1. Значения коэффициентов замены кокса мазутом
Страна, город {или компания) , завод Расход мазута, кг/т чугуна Коэффициент замены кокса, кг/кг Библиографиче кий источник
Франция:
г.Помпей . . . . Топливо-легкие 2,0 1 38)
фракции нефти
гДюделанже .... 94 1,33 [ 39]
гДюфферданже ....... . . . . 62 1,80 ( 39 J
г.Валансьен . . . . 46,4 1,49 [ 40 1
42,6 1,93 [ 401
г.Ле Буко — 1,7-2,8 18)
г.Мишвиллъ . . 60-70 1,1 [8)
ФРГ:
г Рурорт 5 2,0 [ 38 1
100 1,0 [ 38)
г.Тер-Руж 80 1,58-1,69 1 41 )
США:
к. "Шарон стил" 35 2,0—2,25 [43]
'Трэнит сити стил"’ 34 2,2 [44]
Брюстон (опытная опечь) 39 2,77 [ 53 ]
45 2,73 [ 53 ]
82 1,34 [ 53 1
132 1,09-1,15 [ 53 )
158 1,30 [ 53 ]
192 1,04 [ 53 ]
Венгрия: г.Озда .... 56 3,13 [ 42 ]
Канада: г.Гамильтон .... 67 1,31 [ 38]
Англия: г.Маргем . . . . 100 1,15 [38)
Япония: ф. Явата . . . . 64,1 1,50 [ 45 ]
39 1,33 [46]
45 (смола) 1,34 [ 46]
СССР:
Енакиевский — 1,6 [ 32)
Карагандинский 1,63-1,88 [49]
74 1.19 [ 501
92 1,18 [ 50]
98 1,13 [ 50 ]
им. Серова 20 2,25 I 47 ]
40 1,50 1 47]
Чусовской 50 1,70 [ 48)
70 1,32 [ 48]
"Азовсталь" 53 1,34 [ 51 ]
72 1,12 [ 51 ]
Анализ опубликованных данных показывает, что коэффициент замен
кокса мазутом практически не зависит от полезного объема доменнь
печей, но зависит от теоретической температуры горения топлива в фу
менном очаге, температуры и влажности дутья, степени обогащения дут!
кислородом, расходов кокса и вдуваемого топлива. К этим же выводе
мы пришли в результате упрошенного теоретического анализа, как бьи
показано выше. Как видно из табл. 1, коэффициент замены кокса маз
эя
том даже при расходах жидкого топлива 100 кг/т чугуна не снижается
менее 1,0. Теоретические расчеты показывают, что этот предел не может
быть уменьшен вплоть до расходов мазута 200 кг/т чугуна, если теорети-
ческая температура горения в фурменной зоне не превышает 2200 °C.
Последнее подтверждается данными [53].
Максимальное значение к3 = 3,13 было получено в Венгрии [42],
к3 = 2,73 -г 2,77 — на опытной печи в Брюстоне (США) [53], к3 = 2 Ч-
2,25 — во Франции [8, 38], Люксембурге [38], США [43, 44], на ме-
таллургическом заводе им. Серова [47]. Эти повышенные значения коэф-
фициентов замены кокса не являются следствием влияния только вдувае-
мого мазута, но связаны и с улучшением подготовки сырья для опытных
плавок, повышением температуры дутья с одновременным снижением
его влажности, снижением общего уровня теоретической температуры го-
рения топлива в фурменной зоне по сравнению с периодом до вдувания
мазута и тд„ т.е. являются следствием и ряда других технологических
мероприятий, направленных на повышение эффективности доменного
производства и дальнейшую его интенсификацию.
За последние два десятилетия в мировой практике и в СССР достигну-
ты значительные успехи в развитии доменного производства, увеличении
выплавки чугуна и снижении удельных расходов кокса для производства
1 т чугуна. Достижению этих результатов способствовали мероприятия:
1) непрерывное повышение концентрации железа в сырой руде; 2) приме-
нение в доменных печах окускованных материалов — агломерата и окаты-
шей; 3) предварительное офлюсование агломерата и окатышей; 4) вду-
вание в больших количествах через фурмы природного газа, мазута, раз-
нообразных смол, угля, коксового и других газов; 5) значительная ин-
тенсификация кислородом процессов плавления в доменной печи; 6)
сооружение новых мощных доменных печей высокой единичной произ-
водительности и вывод из эксплуатации печей малого объема; 7) соору-
жение высокотемпературных воздухонагревателей и значительное повы-
шение температуры доменного дутья; 8) применение комбинированного
•дутья высоких параметров; 9) повышение давления на колошнике, что
расширяет возможности вдувания добавочных топлив без нарушения
газодинамических режимов работы печей; 10) разработка и внедрение
совершенных систем управления доменной плавкой с использованием
современных средств вычислительной техники. Все эти мероприятия были
направлены на повышение эффективности доменного производства и,
в конечном итоге, на снижение удельных расходов кокса.
Снижение удельных расходов кокса по годам характеризуется дан-
ными,приведенными на рис. 15 [1]. Как видно из рис. 15, в 1958 г., ког-
да'началось широкое применение вдувания -добавочных топлив в горн
доменной печи, расход скипового кокса в СССР превышал 790 кг/т чугу-
на, в США достигал ~800 кг/т чугуна, в ФРГ составлял > 900 кг/т чугуна
и лишь в Японии был равен 667 кг/т чугуна. По данным тех же авторов,
расход скипового кокса в Англии снизился с 947 кг/т в 1957 г. до
577 кг/т чугуна в 1973 г., а во Франции — соответственно с 1034 до
559 кг/т чугуна.
29
Данные работы [1] по расходам скипового кокса в разных странах
на производство чугуна не совпадают с данными, приведенными в работе
Ланна и Ватерхауза [10] и упомянутыми в работе [52]. Например, в
работе [1] за 1965 г. приведены значения расходов кокса для выплавки
Годы
1 т чугуна, кг: 633 (СССР); 656
(США); 672 (ФРГ); 507 (Япония); а
по данным работы [10], кг: 710
(СССР); 600 (США), 620 (ФРГ) и
450 (Япония), т.е. значения различны.
Наиболее реальными представляют-
ся данные работы [1], поскольку они
получены с использованием действую-
щей системы учета и структуры топ-
ливопотребления в черной металлург
гии этих стран.
Рис. 15. Снижение расхода скипового
кокса по годам на выплавку 1 т
чугуна:
1 - СССР; 2 - США; 3 - ФРГ; 4 -
Япония
В 1974 г. расход кокса в СССР на 1 т чугуна составил 550, в США — 609,
ФРГ — 517 и Японии — 442 кг. Из данных рис. 15 видно, что темпы сни-
жения удельных расходов кокса для СССР несколько ниже, чем для
ФРГ и Японии. Последнее, как справедливо указывается в работе [1],
объясняется следующими причинами: 1) более низким, чем в ФРГ и Япо-
нии, качеством подготовки шихтовых материалов к плавке; 2) медлен-
ным выводом из эксплуатации печей малого объема и с устаревшим обо-
рудованием; 3) различиями в структуре сортамента выплавляемых
чугунов.
Содержание железа в товарной руде в СССР составляло: в 1960 г. —
54,3 %, в 1973 г. — 59,2 % и в 1975 г. — 59,3 %; в 1975 г. это содержание
составило в США 62 %, в Канаде — 69,2 %, в Японии — 63 %. Только это
различие вызвало соответственно расходы шихты в СССР — 1777, в США —
1618, в Японии — 1579 кг/т чугуна, что приводит к значительно более
высоким удельным затратам кокса и тепла в целом на доменную печь.
В СССР до сих пор эксплуатируется много устаревших доменных пе-
чей объемом до 900 м3, на долю которых приходится 12 % производства
чугуна. Эти печи работают со средним удельным расходом кокса на уров-
не 750—780 кг/т чугуна. В Японии значительно меньше устаревших печей.
В СССР еще велика доля литейных чугунов, и в доменных печах произ-
водят ферросплавы. Если в 1975 г. на передельный чугун в среднем расхо-
довалось 521,2 кг кокса на 1 тчугуна, то на литейный чугун — 699,5 кг/т,
а для производства ферромарганца — 1767 кг/т. Доля передельных чугу-
нов в США на 4 % выше, чем в СССР, а в Японии — более чем на 6 %.
30
Из отмеченных причин, объясняющих сравнительно высокие удельные
расходы кокса и тепла для выплавки 1 т чугуна в СССР, наибольшее зна-
чение имеет качество подготовки железорудного сырья.
Это иллюстрируется данными табл. 2, 3 [1] (наилучший достигнутый
расход кокса на доменных печах СССР, США и Японии).
Как видно из табл. 2 и 3, вследствие низкого содержания железа в
сырье на отечественных печах значительно выше выход шлака и соответ-
ственно расход кокса, чем в других странах. В 1972 г. расходовалось
топлива [1] ,%*.
СССР США Япония
Кокс....................
Мазут...................
Природный газ...........
86,4
0,3
13,3
93,5
*2,9
2,4
85,1
14,9
Удельный расход дополнительного топлива (в единицах условного
топлива) за тот же период составил: в СССР — 87,6, в США — 43,7 и в Япо-
нии — 79,1 кг/т чугуна, а расход кислорода — в СССР — 50,2, в США —
5,4 и в Японии — 22,6 м3/т чугуна.
Удельный расход топлива всех видов (в единицах условного) в 1972 г.
составил: в СССР — 645, в США — 675, в Японии — 532 кг/т чугуна, а с
учетом затрат на электроэнергию, кислород и повышение температуры
дутья: в СССР — 656, в США — 681, в Японии — 546 кг/т чугуна.
Таблица 2, Расход кокса на доменных печах СССР
Завод, печь Объем печи, м3 Выход шлака, кг/т Расход кокса, кг/т
Новолипецкий:
печь № 4 2000 510 442
- №3 2000 515 452
Череповецкий:
печь № 2 2700 345 469
- №3 2000 340 467
- №4 1033 335 456
ММ К, печь № 1 1180 352 475
Таблица 3. Расход кокса на доменных печах Японии (данные за 1973 г.)
Завод, печь Объем печи, м3 Выход шлака, кг/т Расход кокса, кг/т
Кимитцу, № 3 4065 284 388
Кукиока, № 4 1540 299 387
Мидзусима, № 3 3365 326 390
Оита, № 1 4158 302 396
Тобата, № 4 3799 330 408
Катима:
печь № 1 3159 325 405
печь № 2 4083 327 455
Фукуяма, № 4 4197 293 434
31
Анализ достигнутых показателей по эффективности использования
добавочного топлива показывает значительные резервы сокращения об-
щих затрат тепла на производство чугуна и удельных расходов кокса.
Г лава //
ОПЫТ РАБОТЫ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ ПРИ ВДУВАНИИ МАЗУТА
1. ОПЫТ РАБОТЫ ПРИ ВДУВАНИИ МАЗУТА ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
ЗАРУБЕЖНЫХ СТРАН
Технико-экономические показатели работы, составы используемых топ-
лив, сырья и условия эксплуатации доменных печей, работающих с при-
менением разнообразных углеводородных заменителей кокса, за период
1967—1971 гг. подробно рассмотрены и проанализированы в обзоре
Н.К.Леонидова [9]. Данные для наиболее крупных доменных печей Япо-
нии, ФРГ, Англии, США, Канады и других стран приведены в работе
К.Н.Еремеевой и Р.М.Жака [8], в которой нашли отражение материалы
докладов на международном симпозиуме по вдуванию дополнительного
топлива, проведенном в феврале 1972 г. в Австралии. Частично материалы
этого симпозиума изложены в обзоре [54J. Сводные характеристики
некоторых доменных печей, рассмотренных в указанных обзорах, приве-
дены в работах [15, 20, 21, 23, 31,33].
Впервые наиболее детально влияние обогащения дутья кислородом
было исследовано на доменной печи в Рурорте (ФРГ) в 1962 г., работаю-
щей на полностью подготовленной шихте с вдуванием мазута при двух
интервалах температур дутья [82]. Показатели работы печи приведены
в табл. 4.
Ниже приведены технико-экономические показатели работы ряда
зарубежных доменных печей, данные по которым опубликованы за более
поздний период, и главным образом для тех, которые работают с наибо-
лее высокими удельными расходами жидкого топлива на 1 т выплавляе-
Таблица 4. Показатели работы доменной печи фирмы "Феникс Рейнрор"
в Рурорте (ФРГ) [82]
Q
Температу ра дутья, С
Показатели 1000-1050 1100-1150 II III IV V VI
Продолжительность работы, сут 11 13 11 Расход мазута, кг/т чугуна 67 65 91 Расход мазута, г/м3 дутья 48 48 61 Производительность печи,т/сут 1660 1731 11 Расход сухого кок- са, кг/т чугуна .... 529 549 51 5 11 9 7 5 96 63 105 5 70 47 73 Б44 1683 1790 1629 04 508 518 492
Продолжение табл. 4
Показатели I Температура дутья, С
1000-1050 1100-1150
II III IV V VI
Расход сухого кокса, скорректированный 532 545 517 514 515 479
Характеристи ка дутья: расход, м3/мин . 1615 1650 1665 1615 1670 1635
давление (изб.), кПа. ........ 108 116 115 112 112 120
температура, °C . 1042 1025 1057 1028 1123 1126
влажность, г/м3 . 18,3 19,7 19,5 19,4 19,4 19,2
содержание кис- лорода, % 23,1 25,0 23,1 24,8 23,1 23,1
Расход сыпучих материалов, кг/т чугуна: • сортированной РУДЫ 734 747 738 718 776 790
агломерата .... 936 947 869 928 891 908
металлодобавок . 82 90 88 80 77 79
шлака ....... 131 135 158 153 158 149
известняка .... 13 23 12 11 15 30
Вынос колошнико- вой пыли, кг/т чу- гуна 66 76 64 62 56 59
Характеристика ко- лошникового газа: выход, м3/т чу- гуна . . 2089 2065 2166 2095 2018 2163
температура, °C . 184 176 197 195 186 188
теплота сгора- ния, МДж/м3 . , . 4,270 4,335 4,349 4,450 4,282 4,282
Содержание, %: COj 13,9 15,0 13,0 14,3 14,2 13,9
СО 293 30,4 29,5 30,1 29,9 28,7
Н3 4,5 4,5 5,6 5,8 4,5 5,9
Содержание в чугу- не, %: кремния 0,36 0,40 0,33 0,36 0,36 0,33
серы 0,058 0,053 0,058 0,053 0,064 0,059
Выход шлака, кг/т чугуна 470 478 467 483 477 498
Основность шлака. . 1,36 1,29 1,26 1,25 1,29 1,26
мого чугуна. В табл. 5 приведены технико-экономические показателе
работы некоторых доменных печей Чехословакии на заводах в г. Кошиц<
[55] и г. Остраве [56] за 1975 г. (на Остравских заводах печи № 1 и <
относятся к заводу NHKG, а № 6 — к заводу TZVRSR). Как видно и:
табл. 5, средний расход мазута на 1 т чугуна на всех рассматриваемы)
печах превышал 60 кг/т при относительно невысоких температурах домен
Таблица 5, Технико-экономические показатели работы некоторых доменных печей
Чехословакии, работающих с использованием жидкого топлива [55, 56]
Показатели Доменные печи
№ 1 №2 № 1
№2 №6
Год 1975 Кошица [ 55 ] 1976 1975 1976 Острава [ 56 ] 1975 1975 1975
Объем печи, м3 1864 (март- август) 1864 1719 (март — август) 1719 1085 1260 1320
Производительность, 2953 3154 2701 3032 1674 2194 2213
Расход, кг/т чугуна: кокса 542,5 536 537,7 508 570 510 507Д
мазута 58,2 60,0 64,1 77,7 55,7 70,3 64,1
Расход шихты без вы- носа, кг/т чугуна Содержание в шихте, %: агломерата ....... железа 51,43 Нет сведений Нет сведений 50,46 50,37 51,10 2040 77,0 49,02 2004 2008 79,5 88,0 49,91 49,96
Характеристика дутья: расход, м3/мин . . . . Нет св. 3426 Нет св. 2907 Нет сведений
температура, С . . . , 941 946 954 964 980 1020 1103
влажность, г/м3 .... 5,43 4,30 6,94 5,03 7,25 2,74 17,20
Содержание кислоро- да, % 22,06 23,85 22,15 24,50 21,0 21,0 21,0
Содержание кремния в чугуне, % 0,90 0,85 0,84 0,80 Нет сведений
Теоретическая темпера- тура горения, °C. 2102 2233 2087 2234 *1 — —
ного дутья и низкой его влажности (за исключением печи № 6 завода
TZVRSR), а содержание кислорода в дутье не превышало 24,5 %. В
последнее время большой интерес специалистов вызвали сообщения о
применении гомогенизированного мазута в доменных Печах, что позволи-
ло значительно увеличить его расход на 1 т чугуна [57, 58].
Принцип гомогенизации, или, как принято в нас в СССР, эмульгирова-
ния, не нов и впервые был использован в СССР в работах Б.В.Канторо-
вича и его сотрудников, открывших явление микровзрыва при подаче
в топку мазута с равномерно распределенными мельчайшими частицами
влаги, что в значительной степени улучшало качество распыливания
жидкого топлива, ускоряло процессы перемешивания в факеле и приво-
дило к ускоренному выгоранию топлива по его длине, т.е. имела место
сильная интенсификация процесса тепловыделения при сгорании такого
топлива в ограниченном объеме. Этот принцип был с успехом использован
на доменных печах фирм ESSO и "Tissen" в г. Хамборне (ФРГ) в 1971 —
1972 гг.
Как показали исследования, выполненные этими фирмами, содержание
влаги в мазуте может колебаться в широких пределах от 3 до 13 %. В ра-
боте [58] указывается на достижение расхода эмульгированного мазута
34
в количестве 160 кг/т чугуна в течение короткого промежутка времени,
при этом не обнаружено появление больших количеств мелкодисперсного
сажистого углерода в колошниковом газе и на газоочистных установках,
что всегда имело место, даже при значительно меньших расходах мазута,
подаваемого в печи обычным способом. Отмечается также, что и при столь
высоких расходах мазута (160 кг/т чугуна) коэффициент замены кокса
мазутом составлял около 1,0.
Некоторые показатели работы печей в г. Хамборне (ФРГ) [57, 58]
приведены в табл. 6.
Как видно из табл. 6, специальная обработка мазута перед вдуванием
его в доменную печь для равномерного распределения влаги дает возмож-
ность в 1,5—2,0 раза увеличить удельные его расходы на 1 т чугуна. Выход
шлака для печи F [58] составил 407 кг/т чугуна.
В табл. 7 приведены данные о температурах дутья, расходах эмульги-
рованного мазута на 1 т чугуна и производительности для всех доменных
печей завода в г. Хамборне [58] за три месяца 1972 г. Печи А, В, С, D ра-
ботали на высоко-, а печи Е, F, G и Н — на низкофосфористом сырье
(см. табл. 6).
Наибольшее распространение вдувание мазута получило в Японии,
где нет запасов природного газа, а коксующиеся угли в значительной сте-
пени являются привозными. По данным [8, 59] расход мазута на хоро-
шо работающих доменных печах составляет в этой стране 76—100 кг/т
чугуна, а расход кокса достиг значений < 400 кг/т чугуна. Так, на заводе
в г. Тобата в 1970 г. удельный расход кокса составил 393 кг/т чугуна, а
Таблица 6. Показатели работы печей с использованием
эмульгированного мазута
Мазут
Показатели
обычный эмульгиро- обычный эмульги- эмульгиро-
ванный ров энный ванный
Печь № 1 (А ) Печь №2 ( Е ) Печь F
Производительность,
т/сут............................ Нет сведений 2246
Расход, кг/т чугуна:
кокса мазута 472 89 437 122 444 84 415 115 467 139
Содержание в шихте, %: агломерата 39,0 39,0 64,8 59,1 Нет св.
руды 46.8 52,2 26,6 31,1 — / / —
окалины и скрапа . . 13,9 8,6 8,6 6,8 — / г —
флюсов 0,3 0,2 2,0 3,0 — »/
Расход шихты, кг/т чугуна 1713 1720 1689 1697 г/
Расход дутья, м3/мин. . 1500 1500 1500 1500 1680
Температура дутья, °C . 920 962 1026 1028 1060
Теоретическая темпера- тура горения, С.... . 1905 1985 2060 2016 Нет св.
□ п
Таблица 7, Показатели работы печей в г. Хамборне за три месяца 1972 г.
Печь '«°с Расход Произво- '«°с Расход Произво- Расход Произво-
мазута, кг/т дител ь- ность, мазута, кг/т дител ь- ность, мазута, кг/т дител ь- ность, т/сут
Апрель Май Июнь
А 965 131 1376 970 127 1297 980 129 1354
В 885 0 999 878 79 1088 882 82 1059
С 987 117 1353 1001 113 1386 984 123 1358
D 834 86 1030 835 85 1021 852 87 1064
Е 998 106 2474 1000 107 2546 1089 110 2860
F 972 110 2399 971 113 2372 1001 111 2635
G 1011 94 1694 1029 97 1635 1004 98 1550
Н 1081 105 2582 1080 109 2701 1145 107 3027
расход мазута 95 кг/т чугуна при одновременном обогащении дутья
кислородом. Позднее на заводе в г. Муроране при вдувании 112 кг мазу-
та/т чугуна и обогащении дутья кислородом до 24,8 % был достигнут
расход кокса 354 кг/т чугуна.
В настоящее время большинство доменных печей оборудовано систе-
мами и устройствами для вдувания мазута, некоторые печи Японии ус-
пешно работают с вдуванием каменноугольной смолы. Делают попытки
применить вдувание известково-мазутных суспензий для снижения удель-
ных расходов кокса в результате введения в горн добавочного жидкого
топлива, а также для десульфурации чугуна известью [60].
В табл. 8 приведены технико-экономические показатели работы неко-
торых доменных печей, работающих с вдуванием жидкого топлива, по
данным [1,61] за шесть месяцев 1973 г.
Как видно из табл. 8, доменные печи Японии работают с высокой ин-
тенсивностью: большая удельная производительность, достигающая
2,1-2,5 т/(м3 • сут), высокая температура дутья, высококачественное
сырье, о чем свидетельствует низкий выход шлака, и т.д. По данным
табл. 8, все печи имеют значительные резервы снижения расхода кокса
за счет уменьшения влажности дутья до естественной и подачи допол-
нительных количеств жидкого топлива.
Промышленные опыты на доменной печи № 1 в г. Муроране [60]
проводились при относительно небольшом удельном расходе мазута,
достигавшем 35—47 кг/т чугуна, а расход извести составлял 10—20 кг/т
чугуна. В результате экспериментов было найдено, что вдувание извест-
ково-мазутной суспензии позволяет снизить содержание серы в чугуне
на 25 %. Свойства шлака практически не изменились, было отмечено улуч-
шение газопроницаемости в нижней зоне доменной печи. Опробованная
технология доменной плавки с использованием известково-мазутной
суспензии рассматривается как перспективная для дальнейшей отработки
и использования на доменных печах.
За рубежом [62] проводятся исследования по совместному вдуванию
жидкого топлива и конвертированного газа в доменную печь для даль-
36
Таблица 8, Показатели работы некоторых доменных печей Японии
(апрель — сентябрь 1973 г.)
Завод,печь
По казател и ----------------------------------------------------------------
Кимитцу, №3 ж—1 О 2 СО S О Тобата, №4 * со О Фукуяма, № 4 Сумитома № 1 Сумитома №2 Кавасаки, № 3
Полезный объем, м3 4065 4158 3799 1540 4197 3159 4083 3365
Производитель- ность; т/сут . . . 10035 9588 9140 5835 9466 7259 8424 7916
т/(м3 • сут) . 2,47 2,35 2,40 2,49 2,26 2,30 2,10 2,35
Расход кокса, кг/т чугуна .... 388 396 408 387 434 405 455 390
Расход мазута, кг/т усл. топлива 73 79 66 66 56 75 29 79
Характеристи ка дутья: расход, м3/мин .... 6890 6372 6004 2735 6805 5510 6389 5562
температура, °C 1274 1240 1259 1238 1185 1055 1137 1264
влажность, г/м3 17,9 16,7 16,4 16,8 16,0 18,0 19,0 17,0
содержание кислорода, % 23,7 24,7 23,8 23,6 23,8 23,9 21,77 24,9
Избыточное дав- ление на коло- шнике, кПа.... 215 205 210 118 218 143 138 158
Доля агломера- та и окатышей, % 100 85 83,8 86,1 71,1 72,0 60,2 Нет св.
Выход шлака, кг/т чугуна .... 284 302 330 299 293 325 327 326
нейшего снижения удельных расходов кокса. Первые эксперименты были
успешно проведены на лабораторном стенде доменной печи со средним
диаметром 1,4 м. Подача в опытную печь 155 кг/т чугуна жидкого топли-
ва и 751 м3/т газа паровой каталитической конверсии позволила снизить
расход кокса с 660 до 375 кг/т чугуна. Температура дутья при этом была
снижена с 1020 до 920 °C, а обогащение дутья кислородом достигало
40 %. При вдувании в опытную печь реагентов в указанных количествах
концентрация СО в колошниковом газе возросла с 24 до 36 %, концент-
рация СО2 возросла с 15,9 до 17 %, а содержание водорода увеличилось
с 1 до 19,5 %. Коэффициент замены кокса конвертированным газом соста-
вил 0,174 кг/м3 газа, а коэффициент замены кокса мазутом — 1,16 кг/кг
мазута.
37
После успешных лабораторных испытаний двойное вдувание топлив
(мазута и конвертированного газа, подаваемого выше фурменного пояса
в районе заплечиков печи) было опробовано в промышленном масштабе
на печи № 3 диаметром 4,6 м и производительностью до 450 т чугуна в
сутки на заводе "CockeriH". В результате этих экспериментов было найде-
но, что расход кокса понижается с 612 до 436 кг/т чугуна при подаче
78 кг мазута и 428 м3 газа на 1 т чугуна и обогащении дутья кислородом
до 25,8 %. Подача же одного мазута в количестве 75,6 кг/т чугуна снизи-
ла расход кокса только до 534 кг/т чугуна при обогащении дутья кисло-
родом до 25 %.
Исследования показали перспективность двойного вдувания добавоч-
ных топлив в доменную печь (мазута в фурменный очаг и конвертиро-
ванного газа выше заплечиков доменной печи). В работе [62] приведены
результаты эксплуатации 185 доменных печей Северной Америки (США,
Канада, Мексика). Расходы кокса, производительность печей приведены
как функции средних диаметров печей или температуры доменного дутья.
При построении соотношений и связей не учитывались различия качества
исходного сырья, кокса, состава колошниковых газов, вид выплавляе-
мых чугунов и т.д.
500 600 000 800 900 1000 1100
Температура дутье. Т
Рис. 16. Соотношение между температурой доменного дутья и расходом кокса для
северо-американских доменных печей [62]:
А — по данным В.Цишкале, Г.Хейнерта, Х.Бэра; 7 — расход мазута < 50 кг/т чугуна;
2 — расход мазута 50—100 кг/т чугуна; 3 — расход мазута > 100 кг/т чугуна; 4 — рас-
ход смолы < 50 кг/т чугуна; 5 — расход смолы 50—100 кг/т чугуна; 6 — расход
смолы > 100 кг/т чугуна; 7 — использование природного газа в печах; 8 — расход
угля до 30 кг/т чугуна; 9 — расход угля от 30 до 70 кг/т чугуна; 10 — расход угля
свыше 70 кг/т чугуна; 11 — без вдувания заменителей кокса
38
На рис. 16 приведена [62] зависимость расхода кокса от температуры
доменного дутья и количества вдуваемых в печи мазута, смолы, природ-
ного газа и угля. Несмотря на значительные различия эксплуатационных
условий, исходного сырья и других факторов, наблюдается четкая зави-
симость снижения расхода кокса с повышением температуры дутья и уве-
личением вдуваемого в фурмы дополнительного жидкого, газообразно-
го и твердого топлива. Как видно из рис. 16, некоторые печи работают
при вдувании мазута и смолы более 100 кг/т чугуна и очень многие печи
работают с расходами жидких топлив от 50 до 100 кг/т чугуна.
По данным работы [1], за рубежом в настоящее время работает более
250 печей с вдуванием мазута и каменноугольной смолы.
2. ОПЫТ РАБОТЫ ОТЕЧЕСТВЕННЫХ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
С ВДУВАНИЕМ ЖИДКОГО ТОПЛИВА
В СССР первые попытки применить жидкое топливо в доменных печах
относятся к концу сороковых годов, однако по ряду причин они не увен-
чались успехом [3] и временно были прекращены. Первые положитель-
ные результаты применения мазута в доменной печи были получены при
участии институтов ВНИИМТ и УИЧМ в 1960 г. на Чусовском металлур-
гическом заводе. В 1963 г. в СССР с применением мазута уже работало
17 доменных печей на Чусовском, Белорецком, Кушвинском, им. Серова
и Салдинском металлургических заводах, а также на КарМК.
В связи с широким внедрением технологии выплавки чугуна с приме-
нением природного газа, а также с рядом конъюнктурных топливных воп-
росов число доменных печей, работающих с использованием мазута, в
последующем сократилось, но, начиная с конца 60-х годов, интерес к
применению мазута снова возрос, особенно в связи с перебоями в снабже-
нии природным газом в осенне-зимний период.
Технико-экономические показатели работы отечественных доменных
печей с вдуванием мазута приведены в работах [4, 9, 63—70] и проанали-
зированы в обзоре [9]. Средние удельные расходы мазута не превышали
40—60 кг/т чугуна. Такие относительно низкие расходы мазута объясняют-
ся рядом причин: неподготовленностью мазутного хозяйства доменных
цехов к работе с высокими удельными расходами мазута, отсутствием
необходимого резерва снижения влажности и повышения температуры
доменного дутья, низкой концентрацией кислорода в дутье вследствие
отсутствия достаточного его количества, отсутствием устройств для
ввода мазута, обеспечивающих удовлетворительное его распыливание и
сгорание в пределах фурменного очага без образования значительных ко-
личеств сажистого углерода.
Однако постоянное возрастание дефицита кокса потребовало разра-
ботки способов и устройств для более эффективного использования топ-
лив в доменных печах. Одним из таких способов явился разработанный
способ вдувания мазута совместно с природным газом. На Енакиевском
металлургическом заводе (ЕМЗ) [32] были проведены испытания домен-
ной печи объемом 1386 м3 при совместном вдувании мазута и природ-
ного газа. В табл. 9 и 10 приведены технико-экономические и расчетные
показатели работы печи этого завода.
39
Таблица 9. Технико-экономические показатели работы доменной печи ЕМЗ
при совместном вдувании мазута и природного газа1
Периоды
। югчола । ели А, Б, А, Б, А3 Б3 А. Б.
Расход мазута, кг/т 36 31 26 36
(кг/ч) (3700) (3260) — (2720) — (3680) ——
Производительность,
т/сут 2470 2495 2524 2510 2515 2525 2458 2547
2515 2495 2573 2510 2509 2525 2531 2547
Расход кокса (сухо-
го) , кг/т чугуна .... 474 500 473 518 485 534 491 519
442 500 460 518 488 534 457 519
То же, % 943 100,0 91,3 100,0 903 100,0 94,6 100,0
Приведенная эконо-
мия кокса, % 11,6 — 113 — 8,6 — 12,0 —
Расход природного
газа, м3/т чугуна 55 96 102 115 104 123 70 113
(тыс, м3/ч) (5,7) (10,0) (10,7) (12,0) (10,9) (125) (7,5) (12,0)
Расход кислорода,
м3/т чугуна (тыс. 75 93 100 106 93 114 76 106
м3/ч) (7,7) (9,7) (10,5) (11,1) (9,8) (12,0) (75) (113)
Характеристика
дутья:
расход, м3/мин . . 2250 2320 2060 2000 2020 2220 2230 2210
содержание кисло-
рода, %. 24,8 253 28,7 27,3 26,6 273 25,3 27,0
температура, °C . . 1100 1123 1160 1167 1167 1167 1100 1128
влажность, г/м3 . . 24,4 23,5 29,0 303 28,0 273 18,1 21,7
избыточное давле-
ние, кПа 253 252 273 268 271 266 229 227
Теоретическая темпе-
ратура горения у
фурм,°C 2060 2080 1960 1990 1960 2030 2040 2050
Характеристика ко-
лошникового газа:
температура, °C . . 323 343 343 337 345 323 349 339
избыточное дав-
ление, МПа 0,127 0,125 0,137 0,137 0,137 0,141 0,087 0,088
содержание, %:
СО, 183 153 163 163 16,8 17,2 163 17,1
СО 25,4 26,7 25,5 25,3 24,1 26,6 25,2 26,1
Н, 63 8,2 9,3 9,4 9,4 9,6 6,5 7,5
СН4 0,5 0,7 0,6 0,6 0,4 0,6 — —
Расход материалов, кг/т:
агломерата ЕМЗ . . 760 969 991 1062 928 1000 889 1014
агломерата ЮГОК . 206 172 241 129 295 358 61 15
окатышей ЦГОК. . 805 659 513 559 564 501 790 770
марганцевой руды. 31 23 15 18 20 22 22 24
конверторного
шлака 58 54 74 64 79 79 67 69
известняка 89 90 67 61 43 66 62 64
сварочного шлака. — 9 4 7 3 6 1 1
железной руды... 3 13 — 1 — — 2 1
40
Продолжение табл. 9
Периоды
wrxcioo I CJ 1 Fl Ах Б. А, Б, А, Б3 А. б4
Вынос пыли (улов- ленной) , кг/т чугуна . 83 77 70 71 64 77 80 79 Содержание железа в шихте, % (без СаО) . . 61,7 60,8 60,2 60,2 60,1 59,9 60,07 60,02 Содержание элемен- тов в чугуне, %: кремния 0,54 0,75 0,64 0,72 0,70 0,68 0,74 0,77 марганца 1,25 1,24 1,18 1,30 1,22 1,25 1,22 0,48 серы 0,039 0,034 0,032 0,029 0,031 0,030 0,030 0,036 фосфора 0,071 0,078 0,079 0,073 0,075 0,077 0,082 0,085 углерода 4,65 4,70 4,60 4,60 4,60 4,60 4,60 4,62 Выход шлака, кг/т чугуна 479 505 515 503 492 543 489 494 Содержание в шлаке, %: СаО 49,2 493 49,9 4$ ,6 49,3 49,5 49,66 49,46 SiO2 38,6 38,6 38,3 38,0 38,7 38,1 38,26 38,27 Al, О, 53 6,0 6,0 6,1 6,1 63 5,77 6,01 MgO 4,4 4,3 43 4,1 33 33 4,09 4,09 MnO 13 1,1 1,1 13 13 13 1.13 1,06 FeO 0,4 0,4 0,4 0 3 0,3 0,4 0,34 032 S 132 2,12 1,78 135 1,73 133 136 2,0 Основность шлака CaO/SiO, 137 139 1,30 1,31 137 130 130 139 Приведенный коэф- фициент замены кок- са мазутом, кг/г . , . . 1,62 — 1,87 — 1,77 — 1,73 — Примечание. Опытные периоды — A t_4, сравнительные — Б, _4, — 4 сут; 5j - 5 сут; А2 - 13 сут; Б2 - 12 сут; А3 - 8 сут; Б3 - 18 сут; А4 - 28 сут; Б4 - 43 сут. Числитель — фактические значения, знаменатель — после приведения к уело-
виям сравнительного периода.
Результаты совместного вдувания мазута и природного газа в домен-
ную печь показали высокую эффективность разработки этого способа,
при этом достигались лучшие технико-экономические показатели, чем
при использовании одного мазута или одного природного газа.
Применение мазута оказалось наиболее эффективным в осенне-зимний
период при недостатке природного газа [71, 51]. В рекомендациях сове-
щания, проведенного в ДонНИИЧМ по вопросам применения добавочных
топлив в доменных печах, предложено в ближайшие годы внедрить спо-
соб совместной подачи мазута и природного газа на всех южных заводах,
в первую очередь на Енакиевском, Коммунарском, Запорожском, Криво-
рожском, им. Ильича и "Азовсталь". На заводе "Азовсталь" в 1974—
1975 гг. установками для вдувания мазута были оборудованы печи N0 1
и 2. Опытные плавки проводили в течение длительного периода и с боль-
шими расходами мазута, чем на Енакиевском металлургическом заводе.
Показатели работы доменной печи № 1 завода "Азовсталь" в опытных
периодах приведены в табл. 11 [51].
41
Таблица 10. Показатели доменной плавки с мазутом и природным газом
рассчитанные по материально-тепловым балансам
(обозначения периодов — см. табл. 9)
Показатели — Периоды
Ах Б3 А3 Б,
Количество углерода Сф, сгораю- щего у фурм, кг/т чугуна (%) .... 269 9753 3453 3403
Степень прямого восстановления, %. (65,0) 39,6 (65,5) 412 (753) 13,6 (73,6) 16,9
Участие водорода в непрямом вос- становлении, % 95 94,6 137 136,6
Степень использования водорода, %. 42Д 39,6 423 41,2
То же, оксида углерода СО, % . . . . 39,6 38,4 42,5 40,0
Отношение степеней использования водорода и оксида углерода 1,09 1,03 1,01 1,03
К.п.д. печи, %. . 86,7 88,6 763 77,1
Коэффициент использования теп- ловой энергии углерода, % 553 56,4 60,4 563
Полезный расход тепла, кДж/кг . . . 9128 9149 9073 9249
Тепловой эквивалент углерода, кДж/кг 21806 22660 21927 20236
Расход природного газа, м3/кг углерода, сгорающего у фурм .... 0,204 0,324 0329 0362
То же, мазута, к г/кг 0,134 — 0,085 —
Интенсивность плавки по влажно- му колошниковому газу, м3/мин на 1 м3 печи 2,407 2,412 2,684 2,766
Выход влажного колошникового газа, м3/т чугуна (м3/мин) 1945,0 19293 2130,1 21863
(3336) (3343) (3720) (3833)
Таблица 11. Показатели работы доменной печи № 1 завода "Азовсталь"
в 1974-1975 гг.
Периоды
Показатели — А 01 02 П1 П2
Продолжительность периода, сут 92 13 27 115 35
Характеристика мазута: расход*1, т/чугуна —- 15 53 55 72
то >:<е, г/м3 дутья*2 32/7 32/26 29 39
температура, °C — 96 94 88 91
влажность, % — Нет св. Нет св. 3,4 2,4
Расход природного газа, м3/т чугуна 81 81 18 1 —
То же, м3/м3 дутья 0,041 0,052 0,055 — —
Производительность печи, т/сут (%) 1729 1760 1711 1816 1786
(100) (101,8) (£>9,0) (105,0) (1033)
Расход сухого кокса, кг/т (%) 657 654 630 624 640
(100) (99,5) (95,9) (95,0) (97,4)
42
Продолжение тебл. 11
Показатели Периоды
А 01 02 П1 П2
Коэффициент замены кокса 1,47
мазутом, кг/кг мазута*3 .... — 0,20 1,23 0,91
То же, после приведения к 1.12
одинаковым условиям. —• 0,33 1,34 1,23
Интенсивность плавки, т/ (м3 сут) :
по коксу (сухому) 0321 0,933 0374 0,918 0327
по всему углероду 0365 0,895 0,827 0,867 0393
Расход материалов*4, кг/т чу- •
Гуна:
А1 289 286 274 274 230
А2 804 876 850 668 578
АЗ 25 — 44 128 299
А4 .; 334 530 370 390 448
окатышей ***• — — 50 —
железной и марганцевой
руды 212 110 224 144 211
металлодобавок % 124 94 94 126 91
Вынос колошниковой пыли,
кг/т чугуна 48 53 51 55 49
Выход шлака, кг/т чугуна.... 492 509 513 488 329
Характеристика дутья:
расход, м3/мин 2400 2480 2460 2440 2310
температура, °C 1189 1190 1184 1193 1187
избыточное давление, кПа. . 236 233 234 240 238
влажность, г/м3 21,0 19 21 13 19
содержание кислорода, % . . 23,4 23,4 23,0 23,0 22,4
Расход технологического кис-
порода, м3/т чугуна 64 65 56 53 36
Содержание в чугуне, %:
кремния 2,64 2,35 2,68 2,69 2,65
марганца 0,75 0,77 0,72 0,76 0,72
серы 0,032 0,027 0,029 0,031 0,031
фосфора 0,381 0,365 0,365 0,334 0,337
Основность шлака (CaO/SiO2) . 1,21 1,25 1.25 1,22 132
Характеристика колошнико-
вого газа:
избыточное давление, кПа. . 149 148 149 149 148
температура, °C 422 445 435 389 417
Содержание, %:
со2 12,9 13,3 14,4 13,0 13,1
со 29,3 29,2 30,1 29,6 273
Н, 6,0 6,2 5,2 3,8 5,1
43
Продолжение табл. 11
Периоды
А 01 02 П1 П2
Степень использования СО, %. . 30,6 31,3 32,4 30,5 32,0
Выход горнового газа, м’/мин ( % ) 3280 3390 3250 3130 3040
(100) (103,4) (99,9) (95,4) (92,7)
Теоретическая температура го- рения, °C 2173 2163 2254 2309 2208
Приведенный расход кокса, кг/т чугуна 644 639 605 624 612
Примечание. Периоды: А — сравнительный, 3 мес; 01 — подачи мазута
через 3—4 фурмы; 02 — подачи мазута через 13—14 фурм; П1 и П2 — после отработ-
ки технологии.
Расчет на товарный чугун.
* 2 В расчете на работающие фурмы.
* 3 При условии, что 1 м3 газа заменяет 0,6 кг кокса.
* 4 Состав агломерата А1: РеО£щ = 45,3-г 45,5, основность 1,19—1,23; агломерата
А2: РеО0щ = 50,8 4- 54,5, основность 1,32—1,36; агломерата АЗ: Реобщ = 53,2 +
-г 54,2, основность 1,27—1,30; агломерата А4: Реобщ = 54,8 ч- 55,5, основность
1,10-1,23.
В опытах на заводе ''Азовсталь" с расходом мазута 72 кг/т чугуна
было отмечено увеличение количеству углерода в шламах мокрой газо-
очистки, что свидетельствует о неполной газификации мазута в фур-
менной зоне.
В 1973 г. плавки в крупных доменных печах Западно-Сибирского ме-
таллургического завода начали проводить с вдуванием мазута. Опытные
плавки в течение 38 сут проведены на печи № 3 объемом 3000 м3 [72]
со средним расходом мазута 33,7 кг/т чугуна. При обогащении дутья кис-
лородом до 24,5 %, повышении температуры дутья до 1204 °C увеличи-
лась интенсивность работы печи по сожженному коксу, повышена руд-
ная нагрузка, возросла на 1 % степень использования оксида углерода
СО. Коэффициент замены кокса мазутом составил 1,365. В опытных
плавках применяли высоковлажное дутье (31 г/м3), тогда как в исход-
ном периоде влажность его составляла 15,5 г/м3. По-видимсму, можно
было, снижая влажность, заметно увеличить расход вдуваемого мазута.
В настоящее время сотрудники ВНИИМТ совместно с заводом ведут от-
работку конструкции узла ввода мазута в фурменный прибор, делают
попытки улучшить условия его выгорания и полной газификации для
увеличения удельных расходов мазута на 1 т чугуна.
По заданию ЦНИИЧМ институт ВНИИМТ был привлечен к разработке
рекомендаций по реконструкции мазутного хозяйства КарМК для увели-
чения удельных расходов мазута, а также принял активное участие в от-
работке конструкции форсунки, обеспечивающей минимальное выделе-
ние сажи при газификации мазута в фурменном очаге. Реализация реко-
44
мендаций по реконструкции мазутного хозяйства КарМК на печк
объемом 1513 м3 позволила в 1974 г, провести опытные плавки с повы
шенной концентрацией кислорода в дутье и увеличенным расходом мазутг
[50] до 100 кг/т чугуна. Расход мазута на одну фурму достигал в опыт
ных плавках 1000—1100 кг/ч. Технико-экономические показатели работь
печи КарМК с высокими удельными расходами мазута приведены е
табл. 12.
В работе [50] проведен анализ влияния основных факторов на лроиз
водительность доменной печи и удельный расход кокса. Как видно и:
Таблица 12. Показатели работы доменной печи КарМК
с высоким удельным расходом мазута
Показатели Периоды
0 I 1! III
Продолжительность периода, сут. . . 153 17 11 19
Производительность доменной пе-
чи, т/сут 2554 2724 2776 2939
Расход кокса (сухого), кг/т чугуна. 596 575,5 526,9 499,2
Расход мазута, кг/т чугуна 1 38,2 73,6 92,0 98,1
Расход влажных материалов, кг/т
чугуна:
местного агломерата 808 492 742 1184
окатышей ССГОК 560 664 696 550
атасуйской железной руды .... 157 451 244 42
абагурского агломерата 227 — — —
марганцевой руды 19,9 20,0 36,7 31,1
известняка 79,6 176 82,5 9,9
Интенсивность плавки по топливу,
тг 1 су т 1621 1789 1717 1755
Характеристи ка дутья:
расход, м3/мин 2806 2800 2750 2730
содержание кислорода, % 23,75 27,4 27,6 28,8
влажность, г/м3 35,0 48,1 39,7 26,0
температура, °C 947 1044 1031 963
избыточное давление, кПа. .... 258 264 266 268
Содержание в чугуне %.
кремния 1,09 0,97 0,98 1,02
марганца 0,84 0,92 1,01 1,06
серы 0,031 0,032 0,033 0,031
фосфора. 0,160 0,158 0,175 0,170
Выход шлака, кг/т чугуна 463 450 430 476
Основность шлака:
CaO/SiO, 1,03 1,13 1,09 1,10
(СаО + MgO)/SiO2 1*24 1,28 1,26 1,26
Характеристика колошникового газа: *
избыточное давление, кПа 140 146 145 147
температура, °C 213 233 258 261
содержание, %:
С02 17,68 17,32 17,43 17,98
со 26,96 29,99 28,25 28.08
нл 3,52 4,94 4,31 4,67
2 сн. 4 0,2 0,2 0,2 0.2
табл. 12, с увеличением обогащения дутья кислородом и расхода мазута
производительность возросла на 10,4 %, а расход кокса снизился на
13,8 %. Опыты показали также, что не использованы все резервы сниже-
ния влажности доменного дутья, повышения его температуры, а также
улучшения качества подготовки и сжигания мазута в фурменном очаге.
Вопросы повышения эффективности вдувания дополнительного топли-
ва в горн доменных печей и снижения расхода кокса постоянно обсуждают
на всесоюзных совещаниях доменщиков и межзаводских школах пере-
дового опыта [74, 73]. В этих документах сформулированы ближайшие
задачи по подготовке доменного сырья, повышению температуры дутья,
увеличению концентрации кислорода в дутье до 35—40 % при одновре-
менном значительном снижении удельных расходов кокса в результате
вдуваемых углеводородных топлив. Быстрейшая реализация мероприя-
тий, предусмотренных этими совещаниями, позволит существенно по-
высить технико-экономические показатели работы доменных печей СССР
приближением среднеотраслевых показателей к уровню показателей пере-
довых предприятий. Такие резервы, как видно из табл. 13, имеются [1].
Таблица 13. Показатели работы доменных печей
при выплавке передельных чугунов на донецком (числитель)
и кузнецком (знаменатель) коксе
Объем печей, м3
Показатели — 1033 1513-1719 2000-2700
Число печей 11/3 11/7 9/8
Расход кокса, кг/т чугуна 495-743 486-539 442-573
469-615 494-619 456-578
Кипо. м3 • сут/т 0,491-0,705 0,442-0,587 0,521—0,623 0,522—0,676 0,484-0,580 0,438—0,578
Избыточное давление газа на •
колошнике, кПа 98-136 116-160 135-162
49-159 116-145 113-199
Температура дутья, °C ....... 877-1039 835-1192 950-1178
915-1029 808-1136 1029-1130
Расход кислорода, м3/т чугуна . . 0-122 31-113 49-172
0-73 0-105 21-107
Доля агломерата и окатышей в железорудной части ших- ты, % 70-100 97-100 94-100
80—100 75-100 95-100
Расход природного газа м3/т
чугуна 60-121 69-101 72-142
52-77 0-106 0-115
Выход шлака, кг/т чугуна 406-674 409-556 409-565
337-609 436-530 388-537
Простой печей, % 0,6-1,1 0,4-1 Д 0,5—1,9
0,2—1,9 0,6-1,7 0,5-1 9
46
В заключение раздела приведем несколько цифр по общим показате-
лям работы доменных печей СССР за 1977 г.: с применением пылеуголь-
ного топлива выплавлено более 380 тыс. т чугуна, с применением мазу-
та — более 10,5 млн. т чугуна, а с применением природного газа — более
90 млн. т чугуна. С использованием кислорода выплавлено > 85 млн. т
чугуна. Средний по отрасли расход кокса на передельный чугун составил
541 кг/т чугуна, температура доменного дутья 1068 °C.
3. КОНСТРУКЦИИ УСТРОЙСТВ ДЛЯ ВВОДА ЖИДКОГО ТОПЛИВА
В ФУРМЫ ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
Большой интерес к вопросам замены дорогостоящего и дефицитного кок-
са более дешевыми топливами во всех странах, в том числе и в СССР, при-
вел к созданию многочисленных устройств для вдувания различных ви-
дов топлива в фурменную зону доменной печи.
По мере промышленного освоения ввода в фурмы различных видов
топлива, накопления опыта эксплуатации доменных печей и их оборудова-
ния при вдувании добавочного топлива, постановки и проведения спе-
циальных исследований по изучению сгорания топлив в фурменной зоне
более четко формулировались и конкретизировались требования к уст-
ройствам и аппаратам, предназначенным для непосредственного ввода
топлива в фурменную зону, к системам регулирования характеристик
вводимого топлива. Конструкции устройств для вдувания мазута непре-
рывно совершенствовались: от простой трубки, вставляемой в фурму,
до фурм с ударной волной.
Практика работы доменных печей с использованием мазута показала,
что главным требованием к устройствам для вдувания является обеспе-
чение полной газификации жидкого топлива в пределах фурменного оча-
га и без образования значительных количеств сажи. Если образовавшийся
при газификации мазута (и других топлив) сажистый углерод выходит за
пределы высокотемпературной фурменной зоны, то он нигде уже не ус-
ваивается и выносится либо с колошниковыми газами в чистом виде, ли-
бо в составе смол и других жидких продуктов крекинга углеводородов —
за пределы доменной печи, что усложняет эксплуатацию газоочистных ус-
тановок, загрязняет воду оборотного цикла и т.д.
Вместе с тем, стремление подать в печь возможно большее количество
жидкого топлива на 1 т чугуна при ограниченном числе фурм, через кото-
рые вводится топливо, еще больше усложняет задачу полной газифика-
ции мазута в малом объеме фурменного очага. Это иллюстрируется сле-
дующим примером. Если производительность печи 4800 т/сут и установ-
лено 30 фурм, в которые подают мазут, то часовой расход мазута на одну
фурму в зависимости от его удельного расхода на 1 т чугуна составит:
Удельный расход мазу-
та, кг/т чугуна.... 10 20 30 40 50 75
Часовой расход мазута
на печь, т/ч............ 2 4 6 8 10 15
Расход мазута на форму,
кг/ч................... 67 133 200 267 333 500
47
Продолжение
Удельный расход мазу-
та, кг/т чугуна..... 100 125 150 175 200
Часовой расход мазута
на печь, т/ч......... 20 25 30 35 40
Расход мазута на форму,
кг/ч................ 667 833 1000 1166 1333
Из этих данных видно, почему на отечественных печах при упрощенной
подаче мазута в поток фурменного дутья не удавалось достичь высоких
удельных расходов мазута без расстройств работы доменной печи, а ог-
раничивались расходами 20—50 кг/т чугуна. В данном случае главным
лимитирующим фактором являлась неудовлетворительная организация
процесса горения вследствие плохого перемешивания вводимого топли-
ва с окислителем в фурменном дутье (плохое распыливание, неравномер-
ное распределение в сечении фурмы, значительно сниженные реакцион-
ные поверхности вследствие плохого распыливания и т.д.).
Устройства для вдувания мазута,
применяемые на отечественных заводах
Первые попытки опытным путем подобрать устройство для ввода мазута
в фурму доменной печи были предприняты на Чусовском металлурги-
ческом заводе [76, 75}. Сначала мазут пытались подавать механической
форсункой с иглой для прочистки сопла, устанавливаемой на боковом
приливе к фурме под углом 20° к потоку дутья. Конструкция оказалась
сложной и ненадежной в работе. Тогда конструкцию упростили и начали
подавать мазут по трубе диаметром 3/4*'. Это не повысило надежности,
не улучшило качество распыливания и организации смешения топлива с
окислителем, так как за одну смену вследствие закоксовывания выходи-
ло из строя до 20 трубок.
Работниками Чусовского металлургического завода совместно с УИЧМ
был разработана и испытана воздушная фурма с подводом мазута через
водоохлаждаемую полость под углом 90° к потоку дутья. Новое устрой-
ство значительно лучше зарекомендовало себя в работе, но оказалось
очень сложным в изготовлении, и от него отказались, заменив устрой-
ством, показанным на рис. 17 [77, 78]. В этом устройстве для улучше-
Л о
Рис. 17. Схема подвода мазу-
та через фланец фурмы:
1 — фланец фурмы; 2 — свер-
ление для подвода сжатого
воздуха; 3, 4 — сверление и
трубка для подвода мазута;
5 — завихритель компрессор-
ного воздуха; 6 — фурма;
7 — сопло для воздушного
дутья
ния распиливания мазута применен холодный компрессорный воздух»
дополнительно закручиваемый завихрителем,приваренным по конусу
мазутного сопла. Конструкция форсунки оказалась надежной в эксплуа-
тации по закоксовыванию мазутного сопла; по данным [77]» даже после
отключения мазута по истечении 1-2 ч сопло было чистым. Однако при
малейших неплотностях в местах сочленения воздушного сопла с фурмой
имели место значительные утечки мазута по кожуху к основанию домен-
ной печи. Опыт работы на таком устройстве показал, что при подаче ма-
зута в количестве до 200 кг/ч не обязательно применять для распылива-
ния компрессорный воздух.
Позднее конструкция этого устройства (см. рис. 17) была примене-
на на металлургическом заводе им. Серова и на НТМК [70, 69, 79], где
оно подвергалось дальнейшей модернизации (к утолщенному фланцу
фурмы под углом 45° был установлен патрубок-отражатель из жаропроч-
ной стали диаметром 20 мм и длиной 15 мм с толщиной стенки 3 мм).
Необходимость этого была вызвана тем, что при относительно высоко-
температурном нагреве доменного дутья (до 1000 °C и выше) с ночное
время в связи с увеличением давления в системе сжатого воздуха значи-
тельно улучшалось распиливание мазута и имели место оплавление кро-
мок фланцев и сопел в районе шаровой заточки, а также значительные
продувы при неплотностях в стыках сопла и фурмы. Модернизированная
конструкция устройства для ввода мазута показана на рис. 18.
По данным [70], модернизированная конструкция устройства надеж
но работала при температуре дутья 1000—1070 °C с содержанием кисло-
рода 23—23,5 % и расходах мазута 150—450 кг/ч на фурму вплоть до пода-
чи на печи НТМК природного газа.
При снижении расхода мазута через
форсунку ее продували из печи в те-
чение минуты или менее. Нормальная
ее работа восстанавливалась.
Рис. 18. Модернизированная конст-
рукция устройства для ввода мазута
на НТМК:
1 — корпус фурмы; 2 — внутренний
фланец; 3 — прокладка; 4 — тело
мазутной форсунки; 5 — наружный
фланец; 6 — подвод мазута; 7 — под-
вод сжатого воздуха; 8 — напоавляю-
щий патрубок-отражатель
На Белорецком металлургическом комбинатг (БМК) применяли во-
доохлаждаемую механическую форсунку струйного тип/Э, которую встав-
ляли через фланец колена по оси воздушно» о сопла до фланца фурмы.
Это позволило улучшить центроеку вводимой струи мазута с потоком
воздушного дутья и повысить надежность работы. Изменением расхода
охлаждающей воды пытались регулирова» подачу жидкого топлива (в
49
результате изменения его вязкости), что не может быть признано правиль-
ным, так как увеличение вязкости топлива ухудшает распыливание и сни-
жает уровень газификации мазута в фурменном очаге. Устройство для
ввода мазута в поток "доменного дутья, использованное на БМК, было
позднее применено на Кушвинском заводе, где отказались от механичес-
кой форсунки, вводимой через боковой прилив сопла [77], а также в
течение некоторого времени использовалось на ММК [67]. Схема этого
устройства показана на рис. 19, а.
Рис. 19. Водоохлаждаемая
форсунка для подачи мазута
в доменную печь БМК ( а ) и
водоохлаждаемый ввод мазу-
та на ММК ( б ):
1,2 — штуцера для подвода
и отвода воды; 3 — корпус
форсунки; 4 — медная труб-
ка для подвода воды; 5 —
трубка для подачи мазута в
фурму
В последующем на MhAK применили самый простой ввод мазута через
10-мм трубку, заключенную в водоохлаждаемый чехол (см. рис. 19, б}.
При удельных расходах мазута 20—60 кг/т чугуна выше рассмотренные
схемы ввода мазута соответствовали условиям сгорания и газификации
жидкого топлива. При этом расход топлива на одну фурму не превышал
400—500 кг/ч, а жидкое топливо применялось на печах сравнительно не-
большого объема. Когда же потребовалось резкое увеличение расхода
топлива на фурму, первоочередной стала задача не столько подачи нуж-
ного количества мазута, сколько его введения в поток дутья и более рав-
номерного распределения в печи с целью обеспечения возможно более
полной газификации и снижения образования мелкодисперсного и труд-
ноусваиваемого сажистого углерода.
С целью исследования влияния основных параметров на характерис-
тики выгорания мазута и образование сажистого углерода и разработки
на этой основе более совершенных и соответствующих современным
требованиям устройств для ввода мазута в доменные печи в больших
количествах институтом ВНИИМТ совместно с ЦНИИЧМ и рядом пред-
приятий были проведены специальные научно-исследовательские работы
с экспериментальной проверкой разработанных или предложенных ра-
нее конструкций устройств для ввода мазута. Результаты исследований
подробно изложены в последующих разделах настоящей работы.
В частности, одним из объектов исследований была конструкция
фурмы для ввода мазута с двумя щелевыми форсунками, расположен-
ными по концам диаметра фурмы, предложенная работниками КарМК
50
и показавшая при стендовых испытаниях неплохие результаты. На фурмах
с двумя щелевыми форсунками для ввода жидкого топлива впервые в
СССР на КарМК был достигнут удельный расход мазута до 100 кг/т чу-
гуна при устойчивой и длительной работе доменной печи [50]. Схема
устройства показана на рис. 20.
Подвод мазута к фурме осуществлялся двумя трубками диаметром
3/4" от кольцевого коллектора. Расход регулировали вручную пробковы-
ми кранами. Вертикальные щели (прорези) на наконечниках мазутопод-
водящих трубок ориентировались перпендикулярно набегающему пото-
ку горячего дутья. Щель, ориентированная таким образом, обеспечивала
веерообразное истечение мазута, что» способствовало улучшению распре-
деления мазута в потоке и его перемешиванию. Однако скорости исте-
чения мазута были незначительными, так как размер щели выбирали
достаточно большим (2 мм) во избежание закоксовывания отверстий
в зоне высоких температур. Наконечники форсунок изготовлялись из
красной меди. Высота их высова
из водоохлаждаемого конца
фурмы составляла до 35 мм.
Стойкость фурмы со щелевыми
форсунками достигала 6—10 ме-
сяцев. Недостатком конструк-
ции является сложность ее изго-
товления, а также необходи-
мость полной замены фурмы в
случае обгорания щелевых нако-
нечников (при закоксовывании).
Рис. 20. Фурма с двумя щелевыми
форсунками на КарМК, обеспечиваю-
щая расход мазута до 100 кг/т чу-
гуна
Схема устройства для совместного вдувания мазута и природного
газа, использованная на ЕМЗ, показана на рис. 21. Мазут к фурмам под-
водили от тупикового кольцевого коллектора по трубопроводам диа-
метром 1". Индивидуального регулирования расходов мазута по фурмам
не производили, определяли только общий расход на печь. Подвод смеси
природного газа с мазутом осуществляли также через водоохлаждаемый
наконечник воздушной фурмы в верхней ее части. При значительном сок-
Рис. 21. Схема совместной подачи
мазута и природного газа, использо-
ванная на Енакиевском металлурги-
ческом заводе:
1 — корпус фурмы; 2 — трубка для
ввода добавочного топлива; 3 — за-
порный кран (отсечной); 4 — подвод
природного газа; 5 — подвод мазута
ращении расхода природного газа резко ухудшалось распиливание жидко-
го топлива и его смесеобразование в интенсивной зоне газификации и
горения [32].
На заводе "Азовсталь" [51] в заводских условиях проводилась отра-
ботка различных способов подачи мазута в поток доменного дутья. Схема
подачи мазута на фурмы доменной печи предусматривала подачу одного
мазута или совместно с природным газом. После испытаний различных ва-
риантов ввода мазута на заводе
остановились на способе ввода,
приведенном на рис. 22.
Рис. 22. Устройство для вдувания
мазута, используемое на заводе
"Азовсталь" 51
Особенность конструкции состоит в том, что по диаметру воздушного
сопла пропущена водоохлаждаемая перемычка, внутри которой распола-
гается мазутная трубка. Мазут истекает через отверстие диаметром 3 мм,
ориентированное строго по оси сопла в направлении горячего дутья. Ма-
зутную трубку и водооклаждаемую перемычку изготавливают из нержа-
веющей жароупорной стали, так как для охлаждения используют морскую
воду. Перемычка располагается на расстоянии 220 мм от торца воздуш-
ного сопла. Как показано в работе [51], сопло оказалось несложным в
изготовлении, закоксовывания мазутные отверстий не наблюдается.
ВНИИМТ на основе стендовых испытаний разработал новые техничес-
кие решения для узла ввода мазута в фурмы доменной печи, которые в
настоящее время находятся в стадии опытно-промышленной проверки
(эти устройства рассмотрены ниже).
Анализ использованных устройств для ввода мазута на ряде уральских
заводов до подачи на них природного газа (БМК, Кушва, Чусовской,
им. Серова, НТМК, ММК) показывает, что они не пригодны для подачи
больших количеств мазута, так как не обеспечивают необходимого ка-
чества распиливания мазута и его перемешивания с горячим дутьем. По-
дача мазута способом, примененным на ЕМЗ, также не соответствует
этим требованиям. Устройства, используемые в настоящее время на
КарМК и на заводе ''Азовсталь", в большей степени соответствуют этим
требованиям. На КарМК удачно решены вопросы стойкости узла ввода
мазута и его распределение (два ввода), но недостаточно качество рас-
пыливавния, а на заводе "Азовсталь" — вопросы центрального (по оси
воздушного сопла) ввода мазута. Однако конструкции обоих устройств
не позволяют извлечь и заменить вышедшие из строя узлы для подачи
мазута.
Конструкции устройств для подачи мазута
в фурмы доменных печей, используемые за рубежом
В зарубежной практике вдувания углеводородных топлив в фурмы до-
менных печей, как и на отечественных заводах, применяются различные
я?
способы ввода добавочного топлива: через устройства, устанавливаемые
на приливах под углом к воздушному соплу, через колено фурменного
прибора вдоль оси сопла, через водоохлаждаемые наконечники фурм
и т.д. Вместе с тем, во многих действующих и запатентованных устройст-
вах большое внимание уделяют улучшению качества распы ливания жид-
кого топлива и его перемешиванию с потоком фурменного дутья. В ре-
зультате собственно устройства и узлы ввода оказываются технически
более сложными, но позволяют обеспечить повышенные удельные рас-
ходы добавочного топлива на 1 т выплавляемого чугуна.
На заводе в г. Дюделанже [8, 39] в доменную печь объемом 1133 м3
мазут подавали под давлением 1,6 МПа через трубку, входящую с боко-
вой стороны сопла под углом 15° без применения распылителя.
Фирмой "Arbed" на заводе в г.Тер-Руж [41] для подачи мазута на че-
тырех доменных печах используют инжекторы, представляющие собой
охлаждаемую компрессорным воздухом трубу. Первоначально инжек-
тор снабжался распылителем, но затем его начали использовать без рас-
пылителя, при этом выходное сопло внутренней трубки было умень-
шено с 6 до 4 мм. При работе с распылителем требуемое избыточное
давление составляли 0,6—1,2 МПа, а без него снизилось до 0,1—0,3 МПа.
Конец инжектора располагается на расстоянии 1 м от торца фурмы. При
испытаниях с распылителем и без него обнаружено очень незначитель-
ное снижение показателей работы печи.
В ПНР [80] на заводе "Покуй” вдувание мазута осуществлялось через
впрыскивающие трубки, установленные под углом 17° к оси сопла. Уст-
ройство состоит из двух концентрически расположенных жароупорных
трубок диаметром 3,2 мм (для подачи мазута) и 12 мм — для подачи
смеси мазута со сжатым воздухом. Конец впрыскивающей трубки выве-
ден на плоскость переднего конца воздушного сопла. После отключения
подачи мазута на фурму предусмотрена продувка трубок паром. Регули-
рование расходов мазута осуществляется с пульта управления печью.
На большинстве заводов Франции первоначально жидкое топливо
вводилось через трубки, расположенные перпендикулярно к оси сопла,
с распылением горячим дутьем [8]. В это же время научно-исследова-
тельским институтом черной металлургии Франции IRSID велись интен-
сивные испытания и разработка устройств для вдувания жидкого топлива
в доменные печи, обеспечивающих лучшие условия смесеобразования и
сгорания топлива и позволяющих существенно увеличить удельные расхо-
ды мазута на 1 т чугуна [7].
На рис. 23 показано устройство для вдувания жидкого топлива в фур-
му доменной печи, разработанное во Франции. Как видно из рис. 23, для
распыливания используют компрессорный воздух. Недостатками этого
устройства, как отмечают авторы работы [7], являются сложность изго-
товления и трудности в эксплуатации, при неудовлетворительном регу-
лировании резко возрастают расходы сжатого воздуха, а необходимость
подачи холодного воздуха снижает эффективность вдувания добавочного
топлива. Тем не менее авторы утверждают, что аналогичные устройства
способны длительное время работать, а повышенные расходы на их ИЗГО-
ЯМ
Рис, 23. Устройство для вдувания жидкого топлива, разработанное институтом
IRSID ( 7 ] :
7 — корпус (защитная труба) 2 — канал для подачи сжатого воздуха; 3 — подвод
мазута; 4 — трубка для распылителя; 5 — сопло с канавками для завихрения воз-
духа; 6 — наконечник форсунки
товление и обслуживание компенсируются улучшением при сгорании
мазута. Этим же институтом была разработана топливно-кислородная
горелка, через которую предполагалось подавать до 200 кг жидкого топ
лива и до 100 м3 кислорода, действующая по принципу ударной волны
[7, 8]. Горелка оказалась очень сложной в изготовлении, ее трудно было
разместить на фурме. С участием IRSID разрабатывался способ частичного
сжигания жидкого топлива вне доменной печи — в вихревой камере,
который не получил дальнейшего развития (аналогичные попытки име-
ли место на ММК).
Наиболее перспективной, по мнению специалистов IRSID, является раз-
работанная этим институтом конструкция высокоскоростной фурмы,
испытанная модель которой показана на рис. 24. Устройство достаточно
просто в изготовлении. Жидкое топливо подается через три отверстия,
угол между осями которых составляет 120°. Устройство также работает
по принципу ударной волны, чем достигается качественное распилива-
ние топлива и его быстрое смешивание с потоком горячего дутья. Испы-
тания приведенной на рис. 24 модели фурмы проведены при сжигании
маловязкого бытового жидкого топлива при температуре дутья 650 °C
Для расходов топлива до 165 г/м3 дутья не наблюдалось образования са-
жи. Указанные концентрации горючего в 1 м3 дутья соответствуют его
Рис. 24. Модель высокоскоростной
ФУрмы IRS’D
расходу до 250 кг/т для бедных
лотарингских и до 203 кг/т чугу-
на — для богатых импортных руд.
Рис. 25. Выси коек срост и за фурма с
иеьтральным тегом
54
Высокоскоростная фурма, схема которой приведена на рис. 24, имеет
недостаточно широкие пределы регулирования по расходу дутья. Изме-
нение расхода дутья (против расчетного) приводит к режимам, когда
ударной волны в расходящейся части фурмы не возникает. Для расши-
рения возможностей регулирования предложена конструкция фурмы
с центральным телом, способным перемещаться вдоль оси воздушного
сопла под действием давлений в сужающейся и расходящейся частях фур-
мы и отрегулированной мембраны, связанной с центральным телом фур-
мы. Схема такой фурмы приведена на рис. 25*.
Скорость потока дутья, равная звуковой, достигается в самой узкой
части фурмы, а ударная волна всегда возникает в расходящейся ее части.
Авторы изобретения предполагают наличие обычного охлаждения цент-
рального тела водой или охлаждение через пористую высокоогнеупсрную
поверхность. Топливо может подавать-
ся через центральное тело, либо в пере-
жиме фурмы, либо на небольшом
расстоянии за пережимом. По заяв-
лению авторов, удовлетворительное
его распыливание обеспечивается под
действием ударной волны в расши-
ряющейся части фурмы.
Рис. 26. Устройство для вдувания мазута
[ 46 ] :
1 — труба для распылителя; 2 — трубка
для подвода жидкого топлива; 3 — выхлоп-
ной насадок; 4 — приемная (сужающаяся)
камера насадка; 5 — профилированное
сопло
Большое число устройств для вдувания жидкого топлива запатентова-
но в Японии. Одно из таких устройств1 для вдувания жидкого топлива
состоит из внутренней трубки для подачи мазута и внешней для пода-
чи распылителя и общего сопла, выполненного в форме сужающегося и
затем расширяющегося насадка (рис. 26) * Конусность расширяющегося
насадка рекомендуется выбирать в пределах 2~*20° для обеспечения дос-
таточного распиливания топлива и безотрывного истечения смеси. В
приемную камеру выхлопного насадка распылитель поступает через зак-
ручивающие отверстия в поперечной перегородку установленной в трубе
для подвода распылителя» Предложено также инжектирующее устройст-
во2, состоящее из двух труб, соединенных между собой еинтвой муф-
той. Конструкция устройства и его установка на фурме пр^еед^ы на
рис. 27. Внутри одной из труб расположена распылителе^ камера, где,
«
* Пат. 2122682 «Франция!. 1972. 1 Пет «К |Й^ния),1967
•ч
»> • 11: . • ’ . t 11 - .
Рис. 27. Устройство для вдувания мазута [ 46 ] :
7 — колено фурменного прибора; 2 — воздушное сопло; 3 — водоохлаждаемая фур-
ма; 4 — форсунка; 5 — соединительная муфта; 6 — радиальные отверстия для исте-
чения топлива
как считают авторы, полное распиливание топлива осуществляется при
его сильно завихренном течении по системе каналов и отверстий, распо-
ложенных радиально и тангенциально в винтовой муфте и распылителе.
В обзоре [8] указывается, что в Японии используют устройства, обес-
печивающие вдувание больших количеств жидкого топлива без отложений
сажистого углерода на выходном конце фурмы. Здесь же описано уст-
ройство для вдувания смолы, подобное применяемому ЕМЗ (см.
рис. 21).
Одно и то же устройство для вдувания жидкого топлива через вихре-
вую водоохлаждаемую форсунку в закрученный поток доменного дутья
запатентовано в Японии и Австралии1. Схема форсунки и установка ее
на фурменном приборе показаны на рис. 28. Выходная часть сопла фор-
сунки выполняется в виде сопла Лаваля для получения сверхзвуковых
скоростей. Придание вращения потоку распылителя и потоку дутья дос-
тигается в результате установки винтовых завихрителей.
На заводе фирмы "Inland" (Англия) с 1971 г. применяют пневматичес-
кую форсунку типа "труба в трубе" [83]. Мазут подается по внутренней
трубке, а распылитель — по наружной. Форсунка имеет очень простую
конструкцию и может быть собрана из стандартных муфт, тройников и
накидных гаек. Устанавливается она на фурме под углом 23°. Расстояние
между концом сопла и форсунки составляет ^50 мм (51), а расстояние
от конца сопла до места ввода форсунки ~430 мм.
В США2 для вдувания больших количеств жидкого топлива предлагает
ся использовать пневматическую форсунку с завихрением распылителя,
устанавливаемую сверху на приливе к воздушному соплу. Запатентовано
устройство3 с подводом жидкого топлива и распылителя, смешивающих-
ся в конической камере. Из этой камеры топливная смесь истекает в воз-
душное сопло по трубке с отверстиями на ее конце и по периметру. Уст-
ройство может устанавливаться как под углом к воздушному соплу, так
и по его оси через колено фурменного прибора.
1 Пат. 00А522 Nc 2-.34 (Япония), 1975; пат. 459472 (Австралия), 1975.
2 Пат. 3366469 (США), 1968. 3 Пат. 3920230 iCUJA),1975.
56
Рис. 28. Фурменный прибор и форсунка для вдувания мазута с винтовыми завихри-
телями
Предлагается также конструкция1 форсунки с распылительной каме-
рой, приведенная на рис. 29. Распылитель подводится по наружной трубе
3 и истекает через отверстия 6 наконечника 5, Распыливание топлива
производится в камере 7. Форсунка свободно устанавливается в приливе
воздушного сопла 8.
В патентах ФРГ2 и Англии3 приводится схема устройства для вдувания
жидкого топлива в фурму доменной печи. Топливо в смеси с паром или
водой (до 15 %) подается по трубке к центру фурмы и истекает через
ряд отверстий в поток доменного дутья. Скорости истечения топлива
, выбирают такими, чтобы струйки не касались стенок фурм воздушного
Рис. 29. Конструкция форсунки с распылительной камерой и ее установка на воз-
душном сопле:
7 ~ трубка для подвода жидкого топлива; 2 — подвод распылителя; 3 — наружная
труба форсунки; 4 — прилив воздушного сопла; 5 — наконечник; 6 — воздушное
сопло; 7 — камера распыливания; 8 — отверстия для распылителя
1 Пат. 3937449 (США), 1976. 2 Пат. 2051676 (ФРГ), 1972. ,
3 Пат. 4467 (Англия), 1974.
сопла. Отверстия для истечения топлива ориентируются либо перпенди-
кулярно потоку дутья, либо могут быть направлены частично навстречу
или под углом к потоку. Предложенное устройство имеет сравнительно
простую конструкцию и позволяет хорошо распределить топливную смесь
в потоке доменного дутья. Однако при отключении подачи добавочного
топлива трудно гарантировать его достаточную стойкость, особенно при
высоких температурах доменного дутья.
Имеются и другие патенты разных стран на устройства или способы
ввода жидкого топлива в фурмы доменных печей. В них либо повторяют-
ся в разных комбинациях уже рассмотренные признаки, либо имеют мес-
то некоторые конструктивные особенности, мало влияющие на существо
процессов распыления топлива и его перемешивания с доменным дутьем,
либо иначе решены вопросы установки форсунки.
Из имеющихся данных видно, что зарубежная практика вдувания жид-
кого топлива в доменные печи имеет тенденцию к усложнению конструк-
ций устройств для ввода топлива в фурменные приборы, чем достигается
улучшение условий его распыливания и смешения с дутьем и создаются
предпосылки для увеличения удельных расходов мазута (смолы) на
1 т чугуна без появления каких-либо расстройств в работе доменной пе-
чи. Увеличенные затраты на изготовление и эксплуатацию более сложных
устройств компенсируются открывающимися возможностями по эко-
номии кокса.
Г лава Ш
ВЫБОР И РАСЧЕТ ФОРСУНОК
ДЛЯ ВДУВАНИЯ ЖИДКОГО ТОПЛИВА В ДОМЕНННЫЕ ПЕЧИ
1. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ
Эффективность использования жидкого углеводородного топлива в ка-
честве заменителя кокса зависит от процессов, протекающих от момента
инжекции топлива в дутье до стабилизации состава колошниковых газов.
При этом огромную роль играют процессы, происходящие в фурме и
фурменной зоне доменной печи. Изучение этих процессов на действующих
печах сложно вследствие большого числа одновременно действующих
факторов, поэтому приходится прибегать к моделированию на установках
различных видов.
Физическую картину развития процессов в фурменном приборе и
факеле можно упрощенно представить следующим образом. Крупные
капли или струи топлива, попав в поток высокотемпературных газов,
движущихся с большой скоростью, под действием аэродинамического
напора дутья дробятся. Одновременно происходит прогрев капель топ-
лива, их испарение и распределение по сечению газового потока.
Воспламенение топлива происходит не сразу после его ввода в поток
дутья, а через определенный промежуток времени, называемый периодом
задержки воспламенения и зависящий от температурных условий, давле-
ния дутья, физико-химических свойств топлива и размера его капель.
После выгорания некоторого количества паров топлива, что обычно
происходит в пределах фурмы, температура потока повышается. Это
58
приводит к сокращению длительности задержки воспламенения остав-
шейся части топлива, и в определенный момент создаются условия, при
которых воспламенение паров топлива будет происходить практически
мгновенно после их образования.
С этого момента процесс сгорания будет определяться интенсивностью
испарения капель и кинетикой реакций. Вид протекающих реакций в
этом случае зависит в основном от условий подвода окислителя к парам
топлива. Если в каком-либо месте коэффициент расхода окислителя ока-
жется меньше необходимого для полного окисления углерода топлива
до СО, то термодинамически неизбежно появление в зтом месте свобод-
ного углерода. Последний при отсутствии окисляющих газов либо ухо-
дит с колошниковыми газами, либо Связывается с продуктами плавки.
В том и другом случае снижается эффективность использования топлива.
Таким образом, основные процессы, протекающие в фурме и фурмен-
ной зоне и определяющие эффективность использования жидкого топли-
ва при вдувании его в доменные печи, следующие: распыливание, испаре-
ние, смешение с окислителем и воспламенение. Процессы распыливания
и смешения топлива с окислителем в данном случае протекают в специ-
фических условиях, поэтому они обычно являются предметом исследова-
ний. Процессы испарения и воспламенения капель топлива в большинстве
случаев рассматриваются на основании результатов существующих поло-
жений теории горения.
Кроме рассмотренных процессов большую роль при вдувании жидко-
го топлива в доменные печи играют эксплуатационные качества элемен-
тов узлов, инжектирующих топливо в поток дутья, явления, происходя-
щие в фурменном очаге и шахте печи, подготовка топлива, режим экс-
плуатации печи и многое другое.
В зависимости от сложности изучаемых явлений эксперименты про-
водят на холодных моделях [84, 85], огневых стендах [86—88], опыт-
ных фурмах и печах [90, 92, 94]. На холодных моделях в основном изу-
чают процессы распыливания и распределения топлива в потоке воздуха,
имеющего параметры {скорость, давление), близкие к параметрам домен-
ного дутья в фурме. В качестве рабочей жидкости применяют воду, стеа-
рин, масло. При проведении исследований измеряются размеры капель
распыленной жидкости и распределение плотности орошения жидкостью
потока по его сечению. На основании этих экспериментов прогнозируют
•условия испарения и сгорания топлива, инжектируемого различными
способами в фурму и фурменное сопло.
Огневые стенды позволяют изучать более широкий круг вопросов,
чем холодные модели. Их выполняют в двух вариантах — лабораторном
и промышленном. Лабораторные огневые стенды имеют ограниченную
мощность и не позволяют в большинстве случаев проводить испытания
промышленных форсунок и устройств для их ввода. Промышленные ог-
невые стенды требуют больших затрат на изготовление и эксплуатацию,
однако объем выполняемых на них экспериментов может ничем не отли-
чаться от лабораторных, и, что очень важно, позволяют испытывать нату-
59
ральные устройства для инжекции жидкого топлива в поток домен-
ного дутья.
Опытные фурмы доменных печей по сравнению с огневыми стендами
имеют ограниченные возможности для проведения экспериментов. Они
обычно предназначаются для доработки головных образцов форсунок,
устройств для их ввода и элементов системы обеспечения форсунок топ-
ливом и распылителем на стадии промышленного освоения. Возмож-
ности изучения процессов распыливания, испарения и выгорания топлива
на опытных фурмах очень ограничены. Поэтому полученные результаты
при анализе процессов должны дополняться экспериментальными дан-
ными, полученными на огневых стендах.
Экспериментальные установки., позволяющие моделировать процес-
сы в нижней части доменной печи, являются уникальными. В большин-
стве случаев эти процессы изучают на действующих доменных печах и
ограничиваются определением состава газа и содержащейся в нем пыли
по сечению и высоте шахты лечи. Однако полученные в этих случаях
опытные данные носят ограниченный характер, для их расшифровки необ-
ходима постановка модельных экспериментов.
Установки для холодного моделирования процессов распыливания
топлива в фурме обычно состоят из прямой трубы диаметром 150—
200 мм, по которой подается воздух с заданной скоростью. Рабочая жид-
кость в поток воздуха инжектируется при помощи испытываемого уст-
ройства, выполненного в натуральную величину. Определение диаметра
капель, получаемых на выходе из трубы, осуществляется методами улав-
ливания, микрофотографии, замораживания капель, оптическим и
электрическим [91].
Для улавливания капель применяю! пластинки, покрытые тонким слоем вещест-
ва, инертного по отношению к распиливаемой жидкости, например компрессорным
или касторовым маслом, глицерином, если распиливается вода. Широкое распрост-
ранение получил метод улавливания капель не заколченую пластину. Для осущест-
вления отбора проб используют каплеуловители различных конструкций, оборудо-
ванные затворами с регулируемой экспозицией. Размеры и число уловленных капель
определяют при помощи микроскопов или специально сконструированных прибо-
ров, обеспечивающих автоматический подсчет. Основным недостатком метода улав-
ливания является малое число капель в пробе, что делает выборку недостаточной.
Кроме того, возможно искажение размеров капель вследствие вторичного дроб-
ления и воздействия на них затвора каплеуловителя.
Метод микрофотографии дает действительное представление о размере, форме
и взаимном расположении капель в факеле. Однако получить такие снимки очень
трудно, если скорости отдельных капело сильно различаются, а для обеспечения
достаточной вы зорки требуется большее число фотоснимков, так как в поле зрения
микрофотоустановки попадает очень малая часть капель.
При определении размеров капель методом замораживания вместо топлива рас-
пиливают вещество, затвердевшее в потоке распиливающего воздуха. Часто в этом
случае используют разогретый до 70—100 °C парафин или стеарин, а также церезин
марки 57 с присадкой полимера изобутилена. В последнем случа^, изменяя соотно-
шение веществ и их температуру, можно моделировать распиливание мазутов раз-
личных марок. Начавшие отвердевать с поверхности, например, капли парафина,
улавливают в сосуды с метиловым или этиловым спиртом, Это позволяет устранить
слипание капель как при улавливании, так и при мокром просеивании на набора,\
сит. Проба, отобранная для просеивания, обычно составляет несколько граммов,
60
поэтому выборка получается достаточной и обеспечивающей высокую степень досто-
верности результатов измерений.
Оптические методы измерения основаны на использовании явлений рассеивания,
отражения, поглощения светового луча, проходящего через факел распыленной жид
кости. Часто капли рассматривают как непрозрачные шарики, и на основании этого
принимают, что уменьшение освещенности фотометра поолорционально общей по-
верхности диаметральных сечений капель. Иногда используют монохроматический
свет, который, попадая на капли, отражается с образованием интерференционных
полос, расположенных на определенном расстоянии друг от друга и имеющих форму
дуги. Диаметр капель определяется расчетом по известному угловому расстоянию
между дугами, длине световой волны, коэффициенту преломления на поверхности
капель и разности значений параметров Эри, соответствующих первой и второй
полосам дуги.
Электрические методы измерения размеров капель основаны на переносе элект-
рических зарядов, которые капли получают, проходя через электрическое поле.
По количеству электричества, перенесенного распыленной жидкостью, определяют
средний диаметр капель. Для дифференциации капель по размерам в факел поме*
щают специальный зонд, соединенный с управляющей сеткой электронной лампы.
При соприкосновении капли с электродом зонда на сетку лампы подается импульс,
который через усилитель и классификатор поступает на счетчик. Изменением режи-
ма работы классификатора определяют спектр размеров капель распиливаемой
жидкости.
Кроме кратко рассмотренных методов определения качества распыливания жид-
кости в газовом потоке, известно много других, которые не нашли широкого при-
менения. В практике часто встречается сочетание нескольких методов, когда нес» б-
ходимо устранить недостатки одного из них. Например, часто метод улавливания
сочетается с электрическим, оптический -- с методом замораживания и т.д При
этом повышается точность измерений и сокращается длительность дисперсион-
ного анализа топливного факела.
Распределение топлива в факеле чаще всего определяют улавливанием
капель в мерные сосуды, расположенные по сечению потока. Отношение
массы капель Д G, попавших в мерный сосуд, за время Д т к площади
Д F, соответствующей сечению контролируемого участка факела, дает
среднее значение локального удельного потока жидкости:
q - Дб/(Дт AF ). (31)
Иногда пользуются косвенными методами определения плотности
орошения, например улавливанием капель трансформаторного масла на
движущуюся вдоль • щели кассеты фотобумагу. При зтсм кассета не-
прерывно изменяет свое положение в факеле. В месте попадания капепь
масла на фотобумагу остаются четкие следы после ее обработки в проя-
вителе и закрепителе. По плотности распределения капель на фотобумаге
можно судить о локальных удельных потоках жидкости в факеле.
Кроме изучения процессов распыливания топлива, в некоторых слу-
чаях холодное моделирование применяют для исследования циркуля-
ции кокса вблизи среза фурмы. Модель выполняют, как правило, двух-
мерной, небольших размеров. Исследования проводят методом скорост-
ной киносъемки при мощном освещении с применением меченых частиц,
например окрашенных люминесцентной краской 192].
Исследования на лабораторных огневых стендах позволяют качествен-
но и количественно изучить процесс конверсии жидкого топлива в газы
в условиях, сопоставимых с имеющими место в доменной практике. При
61
помощи этих стендов можно осуществить выбор конструкции форсун-
ки, наиболее подходящей для инжекции, например, мазута в поток домен-
ного дутья, определить эффективность использования вместо мазута
водомазутной эмульсии, изучить влияние режимных факторов и наличия
присадок к топливу на скорость его газификации, провести исследования
по многим другим вопросам, связанным с решением проблемы вдува-
ния газообразных и жидких углеводородов в доменные печи.
Один из современных огневых лабораторных стендов построен во ВНИИМТ.
Стенд состоит из огневой камеры, камеры сгорания, модели фурменного прибора
доменной печи, систем подачи мазута, распылителя, природного газа, дутьевого
воздуха, пара, кислорода, отсоса продуктов сгорания, водяного охлаждения, элект-
роснабжения, контрольно-измерительных приборов, приготовления водомазутной
эмульсии (рис. 30). Огневая камера представляет собой стальной водоохлаждаемый
цилиндр внутренним диаметром 1060 мм и длиной 4,5 м. Огневая камера футерова-
на хромомагнезитовым кирпичом до внутреннего диаметра 800 мм. На одном торце
камеры соосно установлена модель фурменного прибора, выполненная в масштабе
1 : 2, на другом торце— дымоотводящая головка. По длине огневой камеры имеют-
ся отверстия для измерительных устройств.
Цеховая система мазутоснабжения включает емкость объемом 100 м3 для хране-
ния мазута. Большой запас топлива одной марки необходим для поддержания пос-
тоянными его характеристик во время проведения исследований. Мазут из одной
емкости по мере необходимости перекачивается в расходные баки объемом 5 и 7 м3,
откуда через фильтры грубой и тонкой очистки подается насосом в кольцевой цехо-
вой мазутопровод, снабженный промежуточными подогревателями и пароспутни-
ком. Производительность насоса составляет 3—4 м3/ч, благодаря чему удается
быстро выравнять состав и температуру мазута в расходных баках. От цехового
мазутопровода топливо с температурой 90—100 °C и давлением до 1,6 МПа подает-
Рис. 30. Схема экспериментального стенда:
/ — горелка; 2 — гляделка; 3 — камера сгорания; 4 — фурменный прибор; 5 — фор-
сунка; 6 — фурма; 7 — огневая камера; 8 — форсунки для воды; 9 — дымоотводя-
щая головка; 10 — шибер
62
ДГ-64; 6 — диспергатор; 7 — расходная емкость
ся в систему обеспечения стенда, при помощи которой его температуру можно по-
высить до 150 °C, а давление до 6,0 МПа при расходе до 200 кг/ч. •
Схема приготовления водомазутной эмульсии включает емкость объемом 0,5 м3,
снабженную механической мешалкой, диспергатор конструкции Института горю-
чих ископаемых АН СССР, насос, теплообменник и мазутомер МПСФ (рис. 31).
При помощи этой схемы можно изучать не только сжигание водомазутных эмульсий
с различной влажностью и тонкостью диспергирования воды, но и влияние на горе-
ние мазута различных насадок.
Воздух для дутья поступает к стенду от турбовоздуходувки с давлением до
60 кПа через электрический подогреватель, в котором его температура повышается
до 800 °C при расходе ~ 1000 м3/ч. Дальнейшее повышение температуры дутья до
1300 °C и выше осуществляется в камере сгорания в результате сгорания природ-
ного газа в потоке воздуха. Конструктивно камера сгорания выполнена в виде цик-
лонной топки, футерованной шамотным кирпичом и снабженной водоохлаждаемой
рубашкой. Условия входа дутья в модель фурменного прибора (рис. 32) близки к
имеющим место в промышленной практике. Предусмотрена возможность обогаще-
ния дутья кислородом до 35 % (объемн.). Распыливание мазута можно осуществлять
как компрессорным воздухом, так и водяным паром под давлением до 0,7 МПа.
Для подогрева распылителя установлен электронагреватель с плавно регулируе-
мой мощностью, обеспечивающей подогрев распылителя до 200 °C. Отсос продуктов
сгорания из огневой камеры обеспечивается дымососом через дымоотводящую го-
ловку и систему боровов. Для понижения температуры отходящих газов в дымоот-
водящей головке установлены форсунки для впрыскивания воды. В верхней части
. дымовой головки находится взрывной клапан.
Система водяного охлаждения обеспечивает подачу воды в рубашки
огневой камеры, камеры сгорания, модели фурменного прибора, дымоот-
водящей головки и стояков, к шиберу, а также к измерительным устрой-
, ствам. Система электроснабжения обеспечивает работу электронагревате-
лей дутья и распылителя, питание насосов, различных приборов, сигнали-
63
Рис. 32. Модель фурменного прибора.
1 — огневая камера; 2 — фурма; 3 — форсунка; 4 — фурменное сопло; 5 — устрой-
ство для ввода форсунки; 6 — камера сгорания природного газа
зации, освещения и т.п. Система КИП состоит из переносных и стационар-
ных первичных и вторичных приборов, обеспечивающих измерение рас-
ходов, температур, давлений, газового состава, скоростей и других вели-
чин, необходимых для правильной эксплуатации стенда и проведения
исследований.
Промышленные огневые стенды позволяют проводить исследования в
условиях, максимально приближенных к имеющим место в доменных
печах. При помощи огневых стендов можно изучать работу выполненных
в натуральную величину различных устройств для инжекции жидкого
топлива в поток доменного дутья, определять надежность работы инжек-
тирующих устройств при различных условиях и в результате этого совер-
шенствовать конструкции отдельных узлов, отрабатывать элементы сис-
темы автоматического дозирования топлива по отдельным фурменным
приборам в зависимости от расхода на них дутья, исследовать температур-
ные режимы фурмы и фурменного сопла । при вводе в них топлива. После
небольшой модернизации эти стенды могут быть приспособлены для изу-
чения многих других вопросов, связанных, например, с вдуванием в
поток дутья газообразного топлива или его смеси с жидким топливом.
Опубликовано очень мало сведений о промышленных огневых стен-
дах, предназначенных для изучения вопросов, связанных с вдуванием
углеводородных топлив в доменную печь. В работе [87] сообщается наи-
более полно об одном из таких стендов, сконструированном во Франции
объединением металлургических предприятий северных районов USINOR
совместно с фирмами IRSID и ESSO (рис. 33). Стенд состоит из огневой
камеры, установленной рядом с доменной печью. К этой камере можно
подсоединять различные промышленные фурменные приборы с имеющи-
мися на них инжекторными устройствами. Расход дутья достигает
10000 м3/ч при 1200 °C и давлении 0,25 МПа, расход мазута составляет
Л4
2000 кг/ч при 270 °C. Возможно обогащение дутья кислородом до 35 %
(объемн.).
В СССР строительство огневого промышленного стенда намечено на
КарМК. Техническое задание на стенд разработано ЦНИИЧМ совместно
с ВНИИМТ. Рабочее проектирование стенда поручено Гипромезу. Тепловая
мощность огневой камеры стенда до 15 МВт, расход дутья до 14000 м3/ч,
его давление ~0,4 МПа, температура ~ 1300 °C, содержание в нем кисло-
рода ~35 %. Максимальный расход мазута составит 1400 кг/ч при давле-
нии его ^6 МПа и температуре ~200 °C. В качестве распылителя предус-
мотрен компрессорный воздух и водяной пар.
Оснащение опытных фурм действующих доменных печей осуществить
значительно легче, чем построить огневой промышленный стенд. Поэто-
му многие исследователи [92—93] оснащают системами обеспечения топ-
ливом и распылителем отдельные фурменные приборы. Обычно качество
сгорания топлива при этих исследованиях оценивается визуально или по
анализу проб газа, отобранного водоохлаждаемой трубкой, вводимой
вдоль фурмы. Ограниченные возможности
таких замеров очевидны. Кроме того, режим
работы фурменного прибора зависит от об-
становки в фурменном очаге, которая непре-
рывно изменяется. Таким образом, исследо-
вания приходится проводить в нестационар-
ных условиях, управлять которыми практи-
чески невозможно. Определенные трудности
в этом случае представляет замена вышед-
ших из строя измерительных устройств и уз-
лов инжекции мазута, поскольку для их осу-
ществления необходима остановка печи.
Рис. 33. Промышленный стенд для испытаний
форсунок [17] :
1 — клапан для регулирования давления; 2 — от-
верстия для ввода зондов; 3 — вода; 4 — огне-
вая камера; 5 — расходомерное устройство
Горячее дутье,
обогащенное
Промышленные установки для моделирования процессов, происходя-
щих в горне доменной печи, являются уникальными. Одна из таких уста-
новок построена на заводе японской фирмы "Сумитомо киндзоку когё"
в г.Кокура [90]. Поскольку целью работы был анализ процессов, проис-
ходящих в нижней части доменной печи, то установка состояла только
из расположенного ниже распара части натуральной печи с диаметром гор-
на ~ 6 м, высота установки 5,5 м, внутренний объем камеры моделирова-
ния 27,5 м3, число фурм 3. Установка оснащена воздухонагревателем,
65
позволяющим повысить температуру дутья до 1000 °C, системами обес-
печения мазутом, распылителем, кислородом, скипом, а также контроль-
но-измерительными приборами и необходимыми механизмами.
2. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ОПЫТОВ И ОБРАБОТКИ ОПЫТНЫХ ДАННЫХ
При экспериментальном исследовании форсунок на холодном стенде в
процессе проведения опытов определяют давление, температуру и расход
рабочей жидкости, распылителя и дутья, а также контролируют параметры
газожидкостного потока по сечению модели фурмы и развивающегося на
ее срезе факела. В большинстве случаев измерение параметров и расходов
рабочих тел на линиях их ввода особых трудностей не представляет. Зна-
чительно труднее осуществить измерения в потоке. Они обычно произво-
дятся при помощи нестандартной аппаратуры, описание которой дано в
литературе [95, 98—100], и позволяют найти локальные значения скорос-
ти газожидкостной смеси, плотности орошения, размеры капель и т.п.
В зависимости от выбранного способа определения размеров капель ра-
бочей жидкости и их распределения по сечению потока находят дискрет-
ные величины dj и п- (среднеарифметический диаметр капель и их число
в группе), а также <7Ж и q& (локальные удельные весовые потоки жидкос-
ти и газа, характеризуемые расходом вещества через единицу площади в
единицу времени). При этом необходимо следить за тем, чтобы число
групп капель по размерам /V и число капель в каждой группе были доста-
точными для получения достоверных, хорошо воспроизводимых резуль-
татов.
Общее выражение для большинства используемых в практике средних
значений диаметров капель распыленной жидкости имеет вид:
л п , 1
dab = [( 2 d?п.) / ( S db. п.~)} . (32)
Показатели степени а и b могут быть любыми целыми числами, но
обычно величина а находится в пределах от 1 до 4, 6,— от 0 до 3. Так,
при определении среднего диаметра капель по Заутеру, т.е. определении
размера капли с отношением ее объема к поверхности, равным отноше-
нию суммарного объема всех капель к их поверхности, а = 3 и b = 2.
Для расчета среднемассового диаметра, равного отношению суммы произ-
ведений диаметров капель на их массу к общей массе капель, а = 4 и b =
= 3. При а — 1 и b = 0 получим среднеарифметический диаметр капель
[95]. Выбор способа усреднения диаметра капель зависит от процесса,
подлежащего анализу. Например, при анализе процесса горения жидкого
топлива используют средний диаметр по Заутеру, при анализе процессов
испарения — среднеарифметический диаметр капель и т.д.
В качестве характеристики распыливания, определяющей ширину
спектра распределения капель по размерам, иногда применяют средне-
квадратичные или среднелогарифмические отклонения, рассчитываемые
по уравнениям: /----------------
О = (1//V ) V s (dj - d р; (33)
/ NK
Iga = (1/Л/к) V S (Igd.-- lgdCD)2 , (34)
где Л/к — число капель в пробе; dCp — их средний диаметр.
Для оценки спектров распыливаемой пробы, полученных при различ-
ных условиях, наибольшее распространение получила формула Розина—
Раммлера [96]:
R, = 100ехр[ - (с —!— }к ], (35)
do
где Rj — весовая доля капель, имеющих размеры больше d^d^ — диаметр
капель, соответствующих R- = 0,376; с, к — постоянные.
Уравнение (35) недостаточно полно характеризует действительное
распределение капель топлива, особенно при большой неравномерности
распыливания ( к < 3). Известны попытки описать распределение капель
в потоке по закону вероятностей Лапласа — Гаусса, логарифмически нор-
мального закона распределения и другими функциональными зависи-
мостями [98—99].
Обычно кривые, построенные по уравнению типа (35), характеризую-
щего статистическую совокупность, имеют для практических расчетов
ограничительный интервал по предельным размерам капель. Границы
интервала определяются вероятностью появления капель большего и
меньшего размеров. В этом случае, задавшись определенным значением
вероятности появления, легко найти максимальный и минимальный раз-
меры капель и интервал изменения их диаметров.
При исследовании распределения рабочей жидкости в симметричном
факеле достаточно измерить удельный поток жидкости в радиальном
сечении и определить его неравномерность. Для этого в радиальном се-
чении устанавливают систему из п ловушек с шагом по радиусу Д
По экспериментальным данным при помощи формулы (31) находят
локальные значения удельного потока жидкости ду-. Затем определяют
концентрацию жидкости в различных точках струи:
Су = Qf/Wj, (36)
где №• — локальная скорость потока газа.
Оценку асимметрии жидкостного факела производят по разности мак-
симального и минимального значений q:
При исследовании несимметричного факела измерение gz- и Wj осущест-
вляют по нескольким диаметральным сечениям. Таким образом, по ре-
зультатам замеров среднего диаметра капель и их концентрации в различ-
ных точках струи при холодном моделировании можно прогнозировать
качество распыливания жидкого топлива и смешения его с дутьем при
Инжекции в фурменные приборы доменных печей. Кроме изучения этих
важнейших процессов на холодном стенде часто определяют угол раскры-
67
I
тия жидкостного факела, количество движения жидкого и газового по-
токов, а также снимают расходные характеристики форсунок и других
устройств, применяемых для инжекции топлива в доменные печи.
Исследования на огневых стендах дают возможность в условиях, сопо-
ставимых с имеющими место в доменной печи, определить полноту сгора-
ния топлива на различных расстояниях от места его ввода в поток дутья.
Однако исследование процессов сгорания жидкого топлива связано со
значительными трудностями. В частности, измерение параметров потока
в корневой части факела, где жидкое топливо еще не ококсовалось, при-
водит к быстрому засорению измерительных зондов.
Впервые наиболее полно методика испытания форсунок для инжек-
ции жидкого топлива в поток дутья дана в работах IRSID [89]. В этой
методике предусмотрен контроль расхода, температуры и давления дутья
перед моделью фурменного прибора, расхода и температуры мазута перед
форсункой, температуры пламени и состава продуктов сгорания. Отбор
газовых проб производится водоохлаждаемым зондом. Для очистки га-
за применяют трехфазный сепаратор, в котором на первой стадии очистки
в центрифуге с ускорением 108 д удаляются крупные частицы. На вто-
рой стадии газ пропускают через бронзовый фильтр, в котором задер-
живается сажистый углерод и другие мелкие частицы. Далее газ посту-
пает в газоанализаторы: инфракрасные — на СО и СО2, термокондуктомет-
рический — на Н2, магнитный — на О2 и хроматографический — на СЩ,
СО, С2Н2, С2Н4, С2Н6, Для уточнения результатов измерений и опреде-
ления содержания воды в продуктах сгорания составляли балансы угле-
рода, водорода, кислорода и азота и рассчитывали суммарный механичес-
кий недожог. Каждый опыт включал определение следующих величин:!)
критического расхода мазута гс (г/м3 дутья), начиная с которого в продук-
тах сгорания появляется сажа; 2) массы сажи в продуктах сгорания в за-
висимости от расхода мазута; 3) полного химического состава продуктов
сгорания для каждого расхода мазута; 4) длины пламени и его темпера-
туры.
Из приведенных в работе [89] данных невозможно понять, на каком
расстоянии от места ввода мазута осуществляется отбор проб газа на
содержание сажи, какой конструкции был сажеотборный зонд и термо-
пара, осуществлялись ли измерения по сечению факела, определялись ли
динамические напоры газов и другие величины, знание которых необхо-
димо для объективной оценки влияния* режимных факторов и конструк-
ции форсунки на полноту сгорания топлива.
Нами была использована методика исследований, основанная на изу-
чении распределения локальных значений удельного весового потока
углеродистых частиц С г/ (м2 • с) и коэффициента расхода окислителя
а в контрольном сечении факела [13/j. Если контрольное сечение выбра-
но в конце факела, где механический недожог составляет небольшую
величину, то техника измерения существенно упрощается, а полученные
результаты позволяют судить об эффективности, например, применения
той или иной форсунки, режимов ее работы и т.д. Определенная полез-
68
ная информация о процессах в фурме и фурменном факеле может быть
получена и по данным замеров, необходимых для расчета С.
Разработанная методика может быть использована для определения
локальных значений удельного весового потока углеродистых частиц
С г/ (м2 • с) и коэффициента расхода окислителя в сечениях высокотем-
пературного прямоструйного мазутного факела, в которых практически
завершились процессы крекинга жидкого топлива и конверсии летучих
веществ, получаемых при крекинге, в продукты полного и неполного сго-
рания. В этом случае газовый состав в факеле характеризуется следующи-
ми компонентами: СН4, СО2, СО, Н2, Н, ОН, Н2О, О, О2, N2 и NO. Мето-
дика обязывает контролировать в опытах следующие величины:
1. Расход, элементный состав жидкого топлива и его влажность на ра-
бочую массу: GJt кг/с, С^, Н^, S^, О^, N^ и И/Р, %.
2. Расход, элементный состав природного газа, сжигаемого в потоке
дутья для повышения температуры последнего перед подачей в фурмен-
ный прибор, Gr, кг/с, СР, HP, SP, ОР, NР, %.
Если известно содержание компонентов природного газа в объемных
процентах q, то пересчет можно сделать, например, для углерода по
формуле
п Мл*
С₽ = —2- 2 п Г., (38)
г дг / = 1 ' '
где дс — молекулярная масса углерода; — кажущаяся молекулярная
масса природного газа; n-f и п — число атомов углерода в молекуле
7-того компонента и число компонентов, содержащих углерод.
Аналогично находят весовое содержание в газе других химических
элементов.
3. Содержание кислорода, азота и влаги в сухом дутье: О2, N2 и d, %
(объемн.) и г/кг сухого дутья.
4. Удельный расход воздуха или пара-распылителя: ив или ип, кг/кг
мазута.
5. Содержание газов в охлажденных сухих продуктах сгорания в раз-
ных точках контрольного сечения факела: SO2, СО2, СН4, Н2, О2, NO',
N2,% (объемн.).
6. Содержание негазифицированного углерода и водорода в 1 м3 охлаж-
денных сухих продуктов сгорания в тех же точках: С' и Н', г/м3.
- 7. Температуру, давление газов и их динамический напор в тех же точ-
ках: t , рг и Д рг, соответственно °C, МПа и Па.
Вводя величину, характеризующую содержание кислорода в сухом
дутье, т = N2/O2, получим 02 ( 1 + т ) = 100 %, тогда
О2 = 100/ (т + 1 ); N2 = ЮО/л/ (т + 1 ). (39)
Составим материальные балансы химических элементов на 1 кг топ-
лива. В общем случае в потоке дутья сжигается природный газ и мазут,
69
поэтому под топливом нужно понимать газомазутную смесь, элементный
состав которой рассчитывается. Например
cP
(40)
где 6Г и - расходы газа и жидкого топлива, кг/с.
Аналогично определяются Нр, Sp, Np, Ор, И/P. Углерод поступает с
топливом, а уносится с углеродсодержащими газами и частицами:
с₽ = Iе0'» * с0’ + сн«> + ‘'с.г-ТБ- - ,4’1
где Uc г — объем охлажденных сухих продуктов сгорания, получающийся
при сжигании 1 кг топлива, м3/кг.
Водород вносит топливо, а также влага дутья, мазута и пар-распыли-
тель, уносится с газами — продуктами сгорания и твердыми частицами:
V d р° W9 Дн нр
Г с-Д_____4- _____________ + u' 1 3 + =
L 1000 100 п Дм п 100
п 2
Д|_1 Ми л и»
= (/„,.-----— ( Щ + 2 СЩ ) + V —+ U г --------------------—, (42)
С.Г 22,41 п 22,41 С.Г 1000
где п И Рп л ~ расход сухого дутья на 1 кг топлива и его плотность
при нормальных физических условиях, соответственно м /кг и кг/м ;
— удельный расход пара-распылителя на 1 кг топлива; ип = ип —
— [ GJ ( G + G_ ) ]; |/ — объем водяных паров в продуктах сгорания,
з / т • г п
м /кг.
Для летучей серы можно написать
(43)
Объединяя выражения (41) и (43), получим
Ср + 0,375 Sp = Vc r [ 0,5354 ( СО2' + SOi + СО' +
+ СЩ ) + 0,1 С' ] .
(44)
Азот поступает с дутьем, топливом и воздухом-распылителем, уходит
в виде N2 и NO, поэтому
Ды Дм
V„n N2 ----+ Np + 0,77 v' = Vnr (Ni + 0,5 NO')--------------^/45)
СЛ 2 22,41 'в с.г 2 22,41
где i<B — удельный расход воздуха-распылителя, определенный аналогич-
но ип', кг/кг.
Из приведенных балансовых уравнений легко найти объемы охлажден-
ных сухих газов VQ г и сухого дутья, приходящиеся на 1 кг топлива,
в каждой точке контрольного сечения. При этом предполагаем, что ве-
роятность попадания в эту точку всех элементов одинакова. Из уравне-
ния (44) получим
V = ________________-------------------- , (46)
С.Г Н(У2 + СО' + сн; + 0,187 С'
70
где /Ср— Ср + 0,375 Ср — приведенное содержание углерода топли-
ва, %;ЯО£ = CO2r + SO2 — содержание трехатомных газов в охлажденных
продуктах сгорания, %.
Из уравнения (45) с учетом выражения (39) получим
ис.Д = I Vc.r < + 0-5 NO' ) - ~4;5777 ^ ] (47)
Значение локального коэффициента расхода окислителя определяем
по формуле:
“ ’ I 1- '^с.а'^с.а’ Г*-
(48)
где Д У — избыток
необходимым, м3/кг:
или недостаток дутья по сравнению с теоретически
д vc.n = О + 1 ) [ 0'2 ~ 0,5 ( СО' + Н'2 — NO' ) -
м I (Jи
„ _и, 2,66 С' + 7,94 Н’ .
— Z L»itд — ------------------£----- 1
14,28 J
С учетом выражений (47) и (49) формула (48) примет вид
f. /77 [ О', - 0,5 ( СО' + Н', - NO' ) - 2 сн: -
а = S 1 — —;—г----------------------.
L [ N, + 0,5 NO' - ( Np +
- 0,187 С' - 0,556 Н' ] "| “*
<• 77./' ) / 1,257 И] J
Принимая погрешность определения содержания компонентов уходящих газов
± ОД % от объема сухих продуктов сгорания, можно оценить границы величин С',
Н', Np и других, когда пренебрежение ими несущественно отразится на точности
определения а. Так, влияние С' и Н' при определении а зависит от величины послед-
него, Чем больше а, тем больше относительная погрешность его определения, если
пренебречь С' и Н'. Оценочные расчеты показывают, что, пренебрегая величиной
С* = 0,5 г/м3 при т = 3,76 и а = 0,5, получим погрешность определения а, равную
^0,25 %. Однако при а - 2 эта погрешность составит ~ 1 %.
Вследствие малого содержания водорода в саже, как правило, величиной Н'
можно пренебречь. Однако содержание NO в большинстве случаев необходимо
учитывать.
Истинный состав продуктов сгорания в факеле неизвестен. Можно предполагать,
что он близок к равновесному. Выполненные нами расчеты равновесного состава
продуктов Сгорания в интервале 1600—3000 К при т = 3,8 и а = 1 -г 1,4 для углево-
дородов с отношением Ср/Нр =6,1 4-9 показали, что кажущаяся молекулярная
масса продуктов сгорания вследствие диссоциации газов уменьшается на 2—3 %
при повышении температуры от 1600 до 2600 К и на 6—8 % при повышении тем-
пературы от 1600 до 3000 К.
На основании результатов газового анализа установлено, что состав быстро ох-
лажденных продуктов сгорания отличается от равновесного повышенным содер-
жанием СО, Н2, NO,O2 и пониженным содержанием СО2 и Н2О, т.е. при отборе
проб продуктов сгорания последствия диссоциации не устраняются полностью.
Поэтому, по крайней мере при температурах до 2500 °C, без особой погрешности
расчет плотности газов можно выполнить по данным газового анализа охлажденных
продуктов сгорания.
“71
Объем водяных паров в охлажденных продуктах сгорания находим
из уравнения материального баланса водорода (42) с учетом значений
ИДН,О:
уп = 1,24
нр
V d р°
си
1000
V
( Hi
100
И/р
100
п
Н'
2СН« + ------
0,89
(51)
Объемное содержание / того газа во влажных продуктах сгорания оп-
ределяем из выражения
г,- = R,./[ 1 + ( Vn/Vcr) ] , (52)
где Rf — объемное содержание /-того газа в сухих продуктах сгорания
по данным газового анализа, %.
Кажущаяся молекулярная масса влажных газов и их плотность при
нормальных физических условиях
п
МВл.г = Д//Д/ : (53)
^вл.г — ^вл.г I 22Д1 154)
Истинную плотность продуктов сгорания рассчитывают по уравнению
Клапейрона — Менделеева:
рг = 2695 Л- р»я г , (551
где рг 7"г — абсолютные давление и температура продуктов сгорания в
данной точке факела (МПа, К).
Скорость газов в данной точке факела определяем по формуле
и/г = V 2Дрг/рг. (56)
Локальное значение удельного весового потока углеродистых частиц
равно
с = (С* + Н’) (рг/р°впх) wr. (57)
При необходимости можно найти интегральное значение С для данного
сечения факела.
При проведении исследований на огневом стенде, так же как и на холодном, ос-
новные трудности связаны с измерениями в факеле. Если отбор газовых проб и за-
мер динамических напоров удалось осуществить без особых трудностей комбиниро-
ванной трубкой ВТИ (рис. 34), то для измерения концентрации сажи в продуктах
сгорания и их температуры пришлось разрабатывать специальные зонды. Зонд для
определения концентрации углеродистых частиц в продуктах сгорания показан на
рис. 35. Зонд состоит из следующих основных элементов: водоохлаждаемого кор-
пуса 5, газоотборной 9 и газоотсасывающей трубок, сердечника 2, стакана фильтра
3, пробки 1 и сальникового устройства 8. Отсасываемые через газоотборную трубку
продукты сгорания направляются на сердечник, масса которого подобрана так, что
при охлаждении 10 г газов от 2500 до 500 °C температура сердечника повысится
не более, чем на 150 °C, если не учитывать теплоотвод к корпусу зонда. Для увели-
чения скорости охлаждения продуктов сгорания и устранения локальных перегре-
вов сердечник выполняют ребристым из меди. Оценочные расчеты показали, что
72
Рис. 34. Комбинированная трубка ВТ И:
1 — головка; 2 — кожух; 3 — внутренняя трубка; 4 — импульсные трубки; 5 — газо-
отсосная трубка
длительность охлаждения газов сердечником зонда до 500 °C, при которой частицы
сажи не окисляются, составляет несколько десятых миллисекунды при скорости
отбора газов 1—4 г/с.
Охлажденные газы фильтруют через слой каолиновой ваты, помещенной в ста-
кан фильтра, зетем отводят через газоотсасывающую трубку, сосуд с поглотителем
влаги и расходомерное устройство в измерительную емкость. Расходомерным уст-
ройством может служить поплавковый ротаметр. В качестве измерительной емкости
можно использовать один из двух сообщающихся сосудов, заполняемый затворной
жидкостью, нейтральной к газам, входящим в состав продуктов сгорания, например
насыщенным раствором поваренной соли.
Количество' углерода в твердых отложениях сажи, осевших на каолиновой вате
и сердечнике, определяется кулонометрическим способом после их сжигания на при-
борах типа АН-160 или АН-29. При этом необходимо объей отсасываемых газов
подбирать таким, чтобы нижние слои ваты в стакане фильтра оставались светлыми.
Каолиновую вату перед употреблением следует прокалить при температуре ~ 10ОО °C
в атмосфере воздуха для удаления из нее термически неустойчивых углеродсодер-
жащих включений. Рекомендуется вату, извлеченную после отбора пробы из стеке-
Рис. 35. Сажеотборный зонд:
7 — пробка; 2 — сердечник; 3 — стакан; 4 — фильтр; 5 — корпус; 6 — средняя труб-
ка; 7 — внутренняя трубка; 8 — сальниковое устройство; 9 — газоотборная трубка
73
на фильтра, и сажу, снятую кисточкой с поверхности сердечника, хранить в прону-
мерованных стеклянных бюксах с хорошо притертыми крышками.
Для выемки сердечника и стакана фильтра из корпуса зонда необходимо отвер-
нуть пробку, ослабить затяжку накидкой гайки сальникового устройства и, удер-
живая на месте корпус зонда, надавить на донышко газоотсосной трубки. После
сборки зонда, которую выполняют в обратной последовательности, следует прове-
рить герметичность газоотсосного тракта. Для этого достаточно заглушить газоотво-
дящую трубку и убедиться в том, что газы в измерительную емкость при наличии
в ней разрежения не поступают.
В процессе эксплуатации зонда необходимо следить за отсутствием вскипания
в нем воды, которое проявляется в виде щелчков, ощущаемых в момент прикосно-
вения рукой к корпусу зонда. Для устранения вскипания воды необходимо уве-
личить ее расход. Следует помнить, что прекращение подачи воды даже не несколь-
ко секунд может привести к выходу зонда из строя. Устройство термозонда пока-
зано на рис. 36, Термозонд предназначен для определения локальных температур
газов в контрольном сечении факела. Зонд состоит из следующих основных элемен-
тов: водоохлаждаемогс корпуса, платинородиевой или иридий-иридийрсдиевой
термопары, газоотборной и газоотсасывающей трубок.
При работе зонда газоотсосная трубка подсоединяется к вакуумной линии, дав-
ление в которой поддерживается на уровне 30—40 кПа. Вследствие этого скорость
газов в горловине газоотборной трубки достигает скорости звука, что приводит к
снижению температуры отсасываемых из факела газов и увеличению конвективной
теплоотдачи от газов к термо электродам и спаю термопары.
Зонд аналогичной конструкции был разработан Маттоном и Фуре [101]. которые
показали, что функциональная зависимость Т. — Ту = f ( ) практически ли-
нейна в широком диапазоне температур (Т. и Т$ — соответственно абсолютные
температуры газа в точке отбора и регистрируемые термопарой, Ту — темпе-
ратура охлаждающей воды, омывающей газоотборную трубку).
Для построения тарировочных прямых проводили замеры температуры газов
в высокоскоростном потоке данной термопарой и открытыми термопарами с раз-
личными диаметрами спаев в интервале температур Т. = 1300 4-2000 К. За истин-
ную температуру газов принимали температуру, полученную экстраполяцией по-
казаний открытых термопар на нулевой диаметр спая. Полученную таким образом
тарировочную прямую экстраполировали в область температур > 2000 К. Изготов-
ленные по приведенному чертежу термозонды позволяют измерять температуры в
газовых потоках с давлением, близким к атмосферному, до 2700 и 3000 К при
установке соответственно платинородиевых и иридий-иридийродиевых термоэлект-
родов диаметром 0,5 мм, При изготовлении термозонда необходимо следить за тем,
чтобы спай термопары размещался по оси газоотборной трубки и был надежно зак-
реплен. Рекомендации по охлаждению зонда водой аналогичны изложенным выше.
Рис. 36. Термозонд:
7 — сопло; 2 — термопара; 3 — газоотсосная труба; 4 — клеммы
Для сокращения продолжительности определения состава продуктов сгорания
газовый анализ проводили комбинированным способом. Содержание О2 и /?О2
определяли на газоанализаторах типа ВТ И и ГХП-ЗМ, а содержание горючих газов —
на газоанализаторе типа 'Тазохром 3101". В этом случае продолжительность пол-
ного анализа одной пробы составляет не более 5 мин.
.Обработка опытных данных требует выполнения большого числа расчетов, поэ-
тому приходится использовать ЭВМ, например настольную машину "Электроника
С-50". При проведении исследований не всегда можно ограничиться замерами в од-
ном контрольном сечении. В некоторых случаях, например, при сравнении работы
двух форсунок, когда удельный поток углеродистых частиц при работе одной из них
в некоторых точках контрольного сечения больше, а в некоторых меньше, чем при
работе другой, трудно определите, какая форсунка лучше. Приходится рассчитывать
интегральную величину потока твердого углерода через контрольное сечение. Одна-
ко в настоящее время нет четко разработанных на основании анализа процессов в
фурменном очаге требований к оптимальному распределению С в потоке продук-
тов сгорания на выходе из фурмы, поэтому при близких значениях интегральных
величин С необходимо измерение производить в ряде сечений факела и сравнение
выполнять по изменению интегральных характеристик вдоль факела.
Кроме изучения процесса конверсии жидкого топлива в газы, на огне-
вых стендах возможно проведение многих других исследований. Напри-
мер, изучение процессов воспламенения и стабилизации пламени, смеше-
ния топлива с окислителем, термического режима работы форсунок,
фурмы и фурменного сопла и т.д. При исследованиях на опытных фур-
мах доменных печей и промышленных установках, моделирующих ниж-
нюю часть печей, обычно измеряют следующие величины: 1) параметры
и расходы мазута, распылителя, дутья, содержание в нем кислброда и
другие величины, влияющие на процесс сгорания топлива; 2) состав,
температуру и давление горнового газа в различных местах по радиусу
печи при помощи горизонтальных зондов, установленных на уровне фурм
или выше уровня фурм; 3) глубину зоны подвижного состояния кокса
при помощи водоохлаждаемых стержней, установленных в фурмах;
4) радиальное распределение скоростей опускания кокса; 5) падение
давления газов вверх по вертикали от окислительной зоны, осуществляет-
ся визуальное наблюдение за окислительной зоной через фурменную
гляделку.
В ряде случаев диапазон измерений может быть сужен или расширен
в зависимости от поставленных задач. Методика обработки опытных дан-
ных по сгоранию топлива в потоке дутья практически ничем не отличает-
ся от рассмотренной выше, за исключением возможности получать интег-
ральные характеристики, что связано с ограниченностью полноты изме-
рений по сравнению с экспериментами на огневых стендах. В связи с этим
.большая часть исследований на опытных фурмах сводится к визуальному
наблюдению за процессом горения топлива, а оборудованные фурмы ис-
пользуют для отработки эксплуатационных качеств инжектирующих
устройств и элементов автоматизации режимов их работы.
Исследования на действующей доменной печи являются в конечном
счете решающими и позволяют окончательно определить при конкрет-
ных условиях эффективность того или иного мероприятия по использо-
ванию жидкого топлива в качестве заменителя кокса. Такие исследования
75
основываются на показателях опытных доменных плавок, как это вы-
полнено, например, в работах [50, 51, 84] и т.д.
3. ИССЛЕДОВАНИЯ РАСПЫЛИВАНИЯ И СГОРАНИЯ КАПЕЛЬ ТОПЛИВА
Изучении} процесса распыливания топлива посвящено большое число
работ. В результате теоретических и экспериментальных исследований
было установлено, что любой параметр дробления жидкой струи можно
выразить через функциональную зависимость типа
Y = f ( N, М, \Ne, Но, Lp ), (58)
где N = д/дж и М = р!рж — симплексы, характеризующие вязкостные и
инерционные свойства газовой и жидкой сред; We = ( w1 рж D) /а — кри-
терий Вебера, характеризующий соотношение сил инерции и поверхност-
ного натяжения; Но = т w/D — критерий гомохронности; Lp =
= D о Рж/дж — критерий Лапласа, дающий соотношение сил вязкости и
поверхностного натяжения; D — характерный линейный размер; w —
скорость газа относительно жидкости; и — коэффициент поверхностного
натяжения на границе фаз; Рж и р — плотность жидкой и газовой сред;
р и — коэффициенты вязкости газа и жидкости; т — время.
Опыты показали [151], что при небольшой скорости газа по отноше-
нию к находящейся в нем капле жидкости w распада последней не наб-
людается. Критический диаметр капли, при котором начинается ее дроб-
ление, определяется критерием Вебера WeK, в котором за определяющий
размер принят критический радиус капли г . Величина WeK зависит от
турбулентности потока, размера капли, Ьязкости жидкости и по данным
разных авторов колеблется от 2 до 20. Причем меньшие значения WeK
наблюдаются при величине критерия Лапласа > 10. В соответствии с вы-
ражением (58) зависимость отношения среднего диаметра капель, полу-
чаемых при пневматическом распыливании, к диаметру сопла (диаметру
струи топлива) пытаются отыскать в виде степенной формулы:
d Id ~ с \Nea Lpb hP Nf. (59)
Так расчеты по опытным данным Д.Ли и Р.Спенсера показали, что для
критерия We = 10-г 100 показатель степени а = —1/3 [151].
Влияние критерия Lp в указанном диапазоне значений We на средний
диаметр капель крайне мало. Аналогичный результат получе i и при об-
работке опытных данных А.С.Лышевского:
dcpldc = с> We-0’266 Lp-0’0733 . (60)
При более высоких значениях критерия Вебера ( > 500) абсолютные
значения показателей степеней а и b возрастают. Это объясняется изме-
нением механизма распада струи жидкости. В частности, по опытным
данным Вэйса и Уоршема было получено
drrJdr = c2We“2/3 Lp~1/4 M“5/l2 ( 1 + 103 M ) Л/1/6. (61)
При распаде струи, обтекаемой поперечным газовым потоком, обра-
ботка экспериментальных данных выполнена только в зависимости от
числа We ввиду отсутствия данных для расчета и сопоставления других
критериев. Полученная зависимость представлена в виде уравнения
d-Jd = сз We"1/2 , (62)
где с3 — функция критериев Lp, М и /V.
Кроме рассмотренных в литературе встречается большое число других
критериальных уравнений для расчета среднего диаметра капель, полу-
чаемых при пневмораспыливании жидкости. Однако особенными преи-
муществами они не обладают, так как включают эмпирические коэффи-
циенты, зависящие от конкретных условий процесса распыливания, и
позволяют, как и приведенные нами уравнения, выполнить только оце-
ночные расчеты и качественный анализ процесса.
Некоторые исследователи высказывак>т мнение о незначительной
роли конструкции форсунки на процесс распыливания жидкого топли-
ва в потоке дутья. В работе [85] на основании результатов испытаний
различных форсунок методом замораживания капель стеарина было ус-
тановлено, что с увеличением скорости воздуха, имитирующего поток
дутья в фурме, до 100—120 м/с область распределения частиц по размерам
резко сужается, а различие среднеарифметических диаметров распылен-
ных частиц при использовании различных форсунок становится неболь-
шим, т.е. распыливание жидкого топлива форсунками доменных печей
определяется в основном скоростью дутья. Ааналогичный вывод сделан
в работах [58, 102]. По нашему .мнению, с таким выводом согласиться
нельзя, поскольку при дроблении струй жидкости в газовом потоке
определенную роль 'играет поверхность взаимодействия фаз. Последнее
убедительно показано в работе [91] на примере аксиальной и радиальной
подачи топлива в воздушную струю, когда при одинаковых скоростях
воздуха средний медианный диаметр капель различался в три-четыре
раза, т.е. преимущества радиального ввода было очевидным. Однако
вследствие отсутствия обобщенных расчетных формул, характеризующих
влияние различных факторов на процесс пневматического распыливания,
часто оценки размера капель, образующихся в фурме, производят по
представленной на рис. 37 графической зависимости, в которой опреде-
ляющим параметром является только скорость дутья.
Как уже отмечалось, процессы, происходящие в потоке дутья после
инжекции в него жидкого топлива, многообразны и протекают в боль-
шинстве случаев одновременно. Поэтому точный расчет длительности
сгорания капель в потоке дутья выполнить практически невозможно.
Единственным надежным методом оценки расстояния, на котором осу-
ществляется конверсия топлива в газообразные продукты, являются
экспериментальные исследования. Однако ориентировочный расчет дли-
тельности сгорания капель жидкого топлива определенного диаметра при
заданных граничных условиях можно выполнить, основываясь на резуль-
татах фундаментальных исследований в теории горения.
Поскольку в практике доменного производства вдувают в основном
Углеводородное топливо, целесообразно рассмотреть некоторые вопросы
воспламенения и горения капель углеводородов. Это позволит произвес-
77
ти ориентировочную количественную и главным образом качественную
оценку влияния отдельных факторов на процесс сгорания топлива в
потоке доменного дутья.
Последовательность процессов, происходящих после инжекции топлива
в дутье, можно упрощенно представить в следующем виде. В начальный
момент времени капля топлива, попавшая в поток высокотемпературного
дутья, начинает прогреваться и испаряться. При этом скорость испарения
капли во мере повышения ее температуры монотонно увеличивается.
Образующиеся пары вследствие молекулярной и турбулентной диффу-
зии удаляются от капли в окружающую среду. Концентрация паров топ-
лива с увеличением расстояния от капли снижается, а их температура
повышается. В том случае, если на каком-то расстоянии от поверхности
Рис. 37. Зависимость размера капель
мазута от скорости потока дутья в
фурме [ 123):
1 — без дополнительного распылива-
ния; 2 — с дополнительным распыли-
ванием мазута
капли образуется горючая смесь, соот-
ветствующая нижнему концентрацион-
ному пределу воспламенения, появ-
ляются условия для возникновения
очагов горения.
Рис. 38. Зависимость периода хими-
ческой индукции от температуры
дутья:
1, 2, 3 — соответственно при рд,
равном 0,1; 0,3 и 0,5 МПа, и Р = 1;
4, 5 — соответственно при рд, равном
0.3 и 0,5 МПа, и Р = 2
Воспламенение паров топлива происходит не сразу после достижения
нижнего концентрационного предела, а только по истечении некоторого
промежутка времени называемого периодом химической индукции
и зависящего от физико-химических характеристик топлива и окислителя.
Величина т» наиболее сильно зависит от температуры и давления горючей
смеси. Эта зависимость обычно представляется в виде
Tj = Ар- v exp (E/R Т ), (63)
где А — множитель, зависящий от состава горючей смеси и ее параметров;
Е, /?, Т — энергия активации, газовая постоянная и температура смеси.
В оценочных расчетах т- можно использовать опытные данные Б.Л.Жар-
кова, который изучал воспламенение в воздухе капель мазута марок
Ф12, М20, М60 и крекинг-остатка в интервале 700—950 °C. Оказалось,
78
что ту для мазутов различных марок различается не более чем на 30 %. В
диапазоне температур воздуха 850—950 °C, согласно нашим расчетам,
энергия активации равна приблизительно 126 МДж/кмоль, а множитель
А 6,53 • 10“8. По данным ряда исследований, можно ожидать, что по-
казатель степени давления в формуле (63) составляет v ~ 1 -г 2 [103].
Тогда ожидаемый период химической индукции при имеющих место в
практике доменного производства температурах дутья 800—1300 °C,
давлении 0,3—0,5 МПа и и = 1 составляет ( ЗСН-0,2) • 10”3 с (рис. 38).
Если предположить, что паровая фаза топлива имеет скорость дутья,
т.е. 100—200 м/с, то даже при 850—950 °C воспламенения топлива в пре-
делах фурмы может не произойти, поскольку г- в этом случае превышает
длительность пребывания паров топлива в фурме, составляющую
0,01-0,003 с.
Кроме периода химической индукции, длительность задержки вос-
пламенения капель тв зависит от их диаметра dQt относительной скорости
движения и других условий, которые учитываются коэффициентом
/гв, условно называемым характеристикой воспламенения и входящим
в формулу
т = Т: + (do / к) . (64)
О 9 О
Поэтому в реальных условиях всегда тв > ту. Например, при диаметрах
капель <У0 =0,2 мм и температуре воздуха 850 °C — 2 т?- [91]. Аанало-
гичное воздействие оказывает на тв и увеличение скорости обдува капель.
Таким образом, можно ожидать, что длительность задержки воспламене-
ния топлива в потоке доменного дутья близка к значению ту (рис. 38),
т.е. при низких температурах и давлениях дутья (гд — 700 4- 900 °C и
рд = 0,2 -г 0,3 МПа) воспламенения топлива в пределах фурмы не проис-
ходит. В этом случае после ввода топлива в дутье в пределах фурменного
сопла и фурмы осуществляется его дробление, разгон и частичное испа-
рение капель, смешение паров топлива с окислителем. Зажигание топлива
происходит вблизи корня фурменного факела в результате инжекции в
факел раскаленных горновых газов и твердых частиц продуктов плавки
и шихты. С повышением температуры и давления дутья значение тв умень-
шается и становится возможным зажигание топлива в пределах фурмы.
Последний случай, по-видимому, характерен для температур и давлений
дутья соответственно выше 1000 °C и 0,4—0,5 МПа.
При рассмотрении условий воспламенения паров топлива предпола-
галось, что зоны рециркуляции газов в фурме и фурменном сопле отсут-
ствуют, а пары топлива мгновенно приобретают скорость потока дутья.
При наличии зон циркуляции газов, например за телом форсунки, когда
ее размеры велики, появляется возможность более раннего воспламе-
нения топлива. Если зоны рециркуляции отсутствуют или имеют малые
Размеры, то при низких параметрах дутья в пределах фурмы в основном
осуществляется образование капель топлива, их прогрев и испарение.
Тогда полнота сгорания топлива в пределах окислительной зоны фурмен-
ного очага будет зависеть от завершенности процесса, смесеобразования
к моменту воспламенения и остаточных размеров капель топлива.
79
Для ориентировочной оценки процесса смесеобразования в фурме
рассмотрим элементарные положения теории движения, прогрева и испа-
рения отдельных капель в потоке доменного дутья. Размеры капель топ-
лива после воздействия на него высокоскоростного потока, согласно
исследованиям [85], находятся в интервале 20—200 мкм. При разгоне
относительная скорость капель w в любой момент времени определяется
из условия равновесия действующих на каплю сил:
— т (d w / d т) = Я, (65)
где т — масса капли топлива; Я — сила аэродинамического воздействия
потока; т — время.
Сила аэродинамического воздействия для шара определяется по
выражению
R = <р (и/2/2) FKp., (66)
к- Д
где <р ~ коэффициент аэродинамического сопротивления капли; рд —
плотность доменного дутья на входе в печь; FK — площадь миделева
сечения капли.
Для шара при известных диаметре капли dK и плотности топлива
рт имеем
т = (ltd* р_)/6; (67)
ГХ I
* (я d* )/4. . (68)
Коэффициент аэродинамического сопротивления является функцией
числа Рейнольдса Re = ( w dK ) lv . Для капель диаметрами 20 и 200 мкм
в потоке дутья с относительной скоростью w= 100 м/с, температурой
1000 °C, давлением 0,4 МПа, Re соответственно составит 45 и 450. Для
шара в диапазоне 0,5 < Re < 103 зависимость <р можно представить фор-
мулой Румпфа [106] и получить зависимость wot т в аналитическом виде.
Для упрощения формул обычно принимают = 14А/Не’ для Re = 50 4-
4- 500 и = 24/Re для Re < 1. Тогда в результате интегрирования выра-
жения (65) с учетом формул (66—68) получают при Re < 1
18 v„ р„ т
w = w0 exp ( - —-т-8—8-----------, (69)
< рт
при Re = 504-500
w
(70)
где Wo — относительная скорость потока в начальный момент, т.е. при
т=0.
Связь между расстоянием, пройденным каплей, и длительностью ее раз-
гона определяется интегралом:
/ = (( w0 — w) d т. (71)
80
Подставляя в формулу (71) выражение относительной скорости из
уравнений (69 и 70), соответственно получим при Re < 1:
/ = иь [ т - В ( 1 - е~т/в ) ] , (72)
при Re = 50-^500
и/0 [ т-
(73)
где В = (d*pT)/(18p рд) , В' = ( 10,5 i£s рд )/(d*-5 рт ).
Результаты расчета по формулам (69—73) показывают, что отношение
iv/ivq для частиц диаметром 0,02—0,1 мм в зависимости от времени в диа-
пазонах давления р = 0,3 -г 0,5 МПа, температуры гд = 800 4-1200 °C
и скорости w0 = 100 -г 300 м/с определяется в основном величиной dK.
Например, если dK = 0,02 мм w/wQ = 0,45 при т 0,1 мс, a w/w0 =0,1
при т & 0,5 мс. Если dK = 0,1 мм, то w/wq =0,5 при т ъ 1 мс, a w/iv0 =
= 0,1 при т & 0,003 с. Путь разгона капель зависит от w0 и dK и в рассмат-
риваемых условиях составляет 0,054—3,59 м, т.е. мелкие капли приоб-
ретают скорость, близкую к iv0, на расстоянии < 0,2 м, а более крупные
капли ( dK > 100 мкм ) даже на срезе фурмы могут иметь высокую ско-
рость скольжения.
Действительная зависимость v? = f ( Re ) значительно сложнее рассмот-
ренных нами, поскольку капли в потоке дутья сильно деформируются.
После прогрева капли топлива начинают испаряться, т.е. их диаметр
уменьшается. Поэтому приведенные расчетные величины следует рас-
сматривать как приближенные, а более точную зависимость w = f ( т )
можно получить при совместном решении уравнений движения и тепло-
обмена.
В начальный период времени после попадания капли топлива в поток
дутья осуществляется ее прогрев. Пренебрегая для этого периода времени
испарением топлива, можно написать уравнение теплового баланса в виде
aF ( гд“*к ) dT = рт V ср d fK' <74)
где а — коэффициент теплоотдачи от газа к капле; F и V — поверхность
и объем капли; Ср — теплоемкость топлива; tд и tK — температура дутья
и топлива.
Учитывая, что а = ( Nu X )/dK, F = тг d2K, V = ( я d3K ) /6, уравнение
(74) можно преобразовать:
! ('д“гк> = N d т' (75)
где N = ( 6 Nu X ) / (d2K р1 ср).
Принимая коэффициент теплопроводности газа X, теплоемкость топ-
лива Ср и критерий Нуссельта Nu независящими от температуры и време-
ни, т.ё7 используя их средние значения, после интегрирования выражения
(75) при условии т = 0 и tK = tK о, получим
lntltA-tK.o)/<f„-rK) i = NT. (76)
Для сферической частицы в потоке доменного дутья без учета нагрева
излучением можно принять Nu = 2 + 0,35 Re°>58. Тогда ориентировочная
продолжительность т прогрева капель мазута диаметром 20 и 200 мкм
до 450 °C в соответствии с формулой (76) при Гд = 1000 °C, рд =
= 0,4 МПа, iv0 = 100 м/с, Сд= 2,0 кДж/ (кг - °C), рт = 800 кг/м3 составит
соответственно 0,002 и 0,07 с. За это время, согласно расчетам по форму-
ле (73), капли переместятся на расстояние 0,16 и 3,7 м, т.е. мелкие
капли успевают прогреваться вблизи места их ввода в поток дутья, а
крупные выходят из фурмы так и не прогревшись до температуры 450 °C,
которая была близка к температуре кипения мазута. Капли топлива с
более низкой температурой кипения прогреваются быстрее до начала ис-
парения, однако вследствие сильного влияния диаметра капель при dK >
> 200 мкм они в пределах фурмы испариться не успевают.
Согласно элементарной стационарной теории испарения капель, ос-
нованной на том, что все тепло, подводимое к капле, расходуется на ис-
парение жидкости и перегрев паров от температуры на поверхности t
до температуры окружающей среды t& на расстоянии от центра г [99],
исходное дифференциальное уравнение записывают в следующем виде:
„ 4 яХ г2 d t
tnmrl = ------------------- ------ , (77)
+ с (t-t ) dr
где L — скрытая теплота испарения жидкости; Ср — теплоемкость пара;
X — коэффициент теплопроводности парогазовой смеси; т — удельная
скорость испарения.
Интегрирование уравнения (77) при ср = const и X = const (средних
значениях X и Ср) приводит к выражению
т = -tK)Z; (78)
Z - in ]/(^
где Z — параметр, учитывающий влияние массообмена на молекулярный
перенос тепла к поверхности капли; t* — температура среды при г = °°.
Вследствие сферической симметрии процесса испарения удельную
скорость испарения записывают в следующем виде:
т — —p^idr/dr). (79)
После введения величины К = [ 8Х (tM - tK )Z ]/ ( рт £), не зави-
сящей от координат, связь между первоначальным диаметром капли do =
= 2 г0 и его текущим значением после интегрирования выражения (79)
с учетом формулы (78) выражается соотношением, известным под наз-
ванием закона Срезневского:
d2 = do кт, (80)
где к — константа испарения; т — время.
При конвективном переносе паров от капли в окружающую среду
удельная скорость испарения увеличивается [105]:
л? = л?о (1+? Re0,5), (81)
82
где mQ — скорость потери массы капли при критерии Рейнольдса Re =
= 0; у — постоянная, равная ~0,24.
В этом случае длительность полного испарения капли составляет
_ 1 1 1
Г = ---w [--------------------------- +----------------
п Л 3?ReJ-s 2 та Re0 у» Re^/2
--------------- In ( 1 4- -у Reg’5 ) ] . (82)
7* Re?
Выражение в квадратных скобках с ростом Re0, определенного по на-
чальному диаметру капли и относительной скорости, можно упростить,
тогда
т_ = 4с/20/ < 3 Аг7 Reg’5 ) , (83)
т.е. время, необходимое для полного испарения капель при больших от-
носительных скоростях их обдува, пропорционально с^2-
Если Re ->0, тп Таким образом, длительность испарения капли
зависит от начального ее диаметра в‘степени 1,5—2, а показатель степени
определяется режимом обтекания газом капли. Испарившееся топливо
по истечении периода химической индукции вступает в реакцию с кисло-
родом дутья. Выражение для скорости реакции окисления парообраз-
ного топлива имеет вид: е
w = к0 }V е~ , (84)
где к$ — предэкспоненциальный множитель; Т, р, R — температура, дав-
ление и газовая постоянная горючей смеси; гт и rQ — относительная объем-
ная концентрация горючего и окислителя; Е — энергия активации; р,
рт, vQ — порядок реакции соответственно суммарный, для горючего и
окислителя.
По результатам обработки опытных данных [103] для углеводородных
топлив суммарный порядок реакций окисления при f > 1000 °C состав-
ляет приближенно 1—2. Порядок реакции для горючего изменяется в ши-
роком диапазоне, например для метана рт = —0,5, а для изооктана vT =
= 0,8. Множитель kQ при вычислении скорости реакции колеблется в пре-
делах от 108 до 1011, а энергия активации — от 83,8 до
251,4 МДж/кмоль.
Из рассмотренного видно, что выполнить расчет скорости реакции по
формуле (84) при современном уровне знаний практически невозмож-
но, поскольку, кроме неопределенности в выборе кинетических характе-
ристик процесса горения, необходимо знать локальное распределение кон-
центраций горючего и окислителя, а также температуры горючей смеси.
Таким образом, приведенные выше формулы для определения периода
химической индукции, длительности прогрева и испарения капель, а также
скорости реакций окисления позволяют в большинстве случаев только ка-
чественно проанализировать процессы, происходящие в потоке доменного
Дутья после инжекции в него жидкого топлива. При этом наилучшее сов-
падение результатов теории и эксперимента наблюдается при сжигании
отдельных капель однокомпонентных углеводородов, кипящих при отно-
83
сительно невысоких температурах. Характер сгорания одиночных капель
тяжелого углеводородного топлива в потоке горячего воздуха существен-
но отличается от рассмотренного выше. Главный отличительный признак
состоит в том, что капля топлива после прогрева не испаряется полностью,
а превращается в коксовый остаток, который впоследствии сгорает по
законам гетерогенного горения.
Исследования, проведенные в ЦНИИ МПС, позволяют довольно под-
робно описать характер процесса горения капель мазута [104]. Было ус-
тановлено, что после попадания капли мазута в поток горячего воздуха
вначале протекают процессы, характерные для однокомпонентных угле-
водородов, кипящих при низких температурах, т.е. капля прогревается,
а при определенной ее температуре начинают испаряться наиболее легкие*
фракции топлива. По мере утяжеления фракционного состава топлива на
поверхности капель образуется пленка, которая препятствует выходу па-
ров топлива. Дальнейший прогрев капли приводит к вскипанию внутрен-
них слоев топлива. Вследствие этого образовавшаяся на поверхности кап-
ли пленка раздувается и в определенный момент разрывается. В резуль-
тате ряда внутренних разрывов пленки и полимеризации молекул угле-
водородов под действием высокой температуры без контакта с окисли-
телем остатки тяжелых фракций топлива превращаются в пористую кок-
совую частицу. Длительность сгорания коксового остатка при сжигании
мазута по отношению к длительности горения (испарения) жидкой фазы
капли зависит от начального размера капель и состава топлива. Относи-
тельное значение этого времени в опытах колебалось от 0,2 до 1 и было
тем больше, чем меньше размер капли и тяжелее топливо. Увеличение
скорости обдува капель приводило к сокращению соотношения продол-
жительности сгорания коксового остатка и жидкой фазы мелких капель.
Суммарная длительность сгорания капель тяжелых остаточных топлив,
как и для полностью выкипающих топлив, прямо пропорциональна квад-
рату начального диаметра капли, поэтому выражение для расчета длитель-
ности сгорания капель коксующихся топлив можно представить в форме
закона Срезневского [91]:
т„ = ( с/о / к') ( 1 + Хо } , (85)
где к' — приведенная характеристика сгорания; х — относительная дли-
тельность сгорания коксового остатка.
Значения к' и Хо зависят от многих факторов. В частности, с повыше-
нием температуры дутья от 750 до 900 °C для мазутов к' возрастает от
0,5 до 1,1 * 1СГ6 м2 /с. Аналогичное влияние на к' оказывает повышение
давления дутья и увеличение скорости обдува капель, а в случае диффу-
зионного горения — и увеличение объемной концентрации кислорода.
Величина Хо для мазутов и крекинг-остатков колебалась в пределах
0,5—0,9.
При рассмотрении совокупности капель, образующихся в потоке
доменного дутья после инжекции в него жидкого топлива, возникает
вопрос, в какой мере в этом случае сохраняются рассмотренные выше
частные закономерности процессов при воспламенении и горении капель.
84
Очевидно, различные начальные размеры капель и их распыление по се-
чению потока дутья в начальный момент времени делают задачу выявле-
ния протекания действительных процессов чрезвычайно сложной, посколь-
ку в каждом конкретном сечении фурмы и фурменного факела сущест-
вуют капли, находящиеся на определенной стадии собственно процесса
горения, который развивается в непрерывно изменяющихся условиях,
определяемый температурой, давлением, скоростью и составом газового
потока, режимом движения капель, равномерностью их распределения
по сечению потока и многими другими факторами. В связи с этим вряд
ли следует ожидать, что в ближайшее время удастся разработать теорию,
позволяющую достаточно полно рассчитывать процессы сгорания жидко-
го топлива при вдувании его в доменные печи, а следовательно, единствен-
ным путем решения этого вопроса пока является экспериментальное изу-
чение и накопление опытных данных по суммарным характеристикам про-
цессов, происходящих в фурме и фурменном факеле.
Для выполнения оценочных расчетов некоторые исследователи [125]
принимают продолжительность сгорания капель в фурме равной удвоен-
ной длительности их испарения, считая к = 1СГ6 м2/с. В этом случае об-
разование коксового остатка не учитывается, а текущее значение констан-
ты горения определяется с учетом формулы (81):
кг = (Аг/2) ( 1+0,24 Re0’5 ). (86)
, Поскольку критерий Re не остается постоянным в процессе разгона и
испарения капель, значение кг непрерывно изменяется. Ее среднее интег-
ральное значение за время существования капель соответствует приве-
денной характеристике сгорания к' в уравнении (85).
В некоторых случаях ориентировочное значение длительности сгорания
капель находят по формуле, предложенной в работе [58]: тв =
= 0,0078 оф7 мс, где dQ в микрометрах.
4. РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЯ МОДЕЛЕЙ НА ОГНЕВЫХ СТЕНДАХ
В опытах фирмы IRSID, результаты которых приведены в работе [89],
на лабораторном огневом стенде было изучено влияние на процесс гази-
фикации мазута в потоке дутья таких факторов, как температура мазута,
температура дутья и содержание в нем кислорода, конфигурация проточ-
ной части фурмы и тип используемой форсунки.
• Для сжигаемого в опытах мазута стехиометрический расход составлял
90 г/м3 дутья, а теоретически при помощи идеальной горелки можно было
сжечь 253 г/м3 дутья до СО и Н2. В действительности задолго до достиже-
ния теоретически возможного расхода сгорание топлива становилось
неполным, а начиная с критического расхода мазута гс в продуктах сгора-
ния появились углеродистые частицы, концентрация которых и измеря-
лась в опытах.
Испытание различных типов форсунок осуществлялось на модели
промышленной цилиндрической фурмы, выполненной в масштабе 1 : 5.
Расход дутья в опытах составлял 170 м3/ч, его температура 700 °C,
объемное содержание в нем кислорода 21 %. Мазут инжектировали в дутье
85
брандспойтной форсункой, установленной соосно с фурмой, форсункой
с различными насадками, имеющими четыре отверстия, направленные
перпендикулярно или наклонно, навстречу или по ходу струи дутья, а
также форсункой, дающей конический топливный факел.
Появление сажистого углерода в продуктах сгорания при установке
последней форсунки соответствовало г = 110 г/м3, в то время как для
остальных устройств гс = 90 -М00 г/м\ На основании этого был сделан
цывод о том, что конструкция распылителей оказывает слабое влияние
на выход сажи, если форсунка устанавливается в цилиндрической фурме.
Неправдоподобность этого вывода очевидна. По-видимому, многоструй-
ная форсунка не обеспечивала заметного проникания топлива в радиаль-
ном направлении потока дутья, а работала подобно брандспойтной, т.е.
все топливо под действием динамического напора дутья вблизи выхода
из насадки быстро отклонялось в осевом направлении потока и сливалось
в одну сплошную струю.
В опытах с фурмой, проточная часть которой выполнена в виде цилинд-
рического сопла Лаваля, были достигнуты значительно лучшие показате-
ли. Это объясняется тем, что в потоке дутья вблизи выхода из фурмы
возникал интенсивный скачок уплотнения, так как фурма работала в
нерасчетном режиме. Подача мазута осуществлялась на небольшом уда-
лении от горловины фурмы. На участке от места ввода топлива до скач-
ка уплотнения происходило предварительное распыливание мазута, кото-
рое окончательно завершалось вероятно не в одном плоском скачке, а
в системе косых скачков уплотнения. В результате происходило очень
тонкое распыливание топлива, позволившее повысить критический расход
мазута по сравнению с опытами на цилиндрической фурме в полтора раза.
В соответствии с расчетами специалистов Франции повышение гс до
155 г/м3 при использовании фурмы новой конструкции позволит достичь
расхода мазута на доменных печах до 170 и 220 кг/т чугуна для работы
соответственно на богатой и бедной шихте.
Основным недостатком этой фурмы является относительно высокая
потеря напора дутья, составляющая до 30 % от его начального абсолют-
ного давления и связанная линейной зависимостью с критическим расхо-
дом топлива. Поэтому попытки снизить потери давления в фурме будут,
по-видимому, приводить к снижению расхода вдуваемого мазута в домен-
ную печь топлива.
Влияние температуры мазута на полноту его сгорания изучалось в опы-
тах с обеими фурмами. Температура мазута изменилась в интервале 80—
200 °C, его расход составил ~200 г/м3; расход и температура дутья соот-
ветственно 170 м3/ч и 700 °C. Установлено, что выход сажи уменьшается
с повышением температуры мазута от 80 до 130 °C и стабилизируется
при ее дальнейшем увеличении с незначительным увеличением в конце
диапазона. Для температуры мазута 90, 130 и 200 °C были определены
его критические расходы в опытах с фурмой новой конструкции. Эти рас-
ходы оказались соответственно равными 140, 155 и 145 г/м3 дутья. Та-
ким образом, оптимальное значение температуры мазута составило
130 °C, а влияние ее на критический расход топлива оказалось малым.
86
Изменение температуры дутья от 15 до 700 °C при постоянном его рас-
ходе в опытах с цилиндрической фурмой привело к увеличению критичес-
кого расхода топлива от 65 до 95 г/м3, т.е. с повышением температуры
дутья количество образующейся в уходящих газах сажи снижается. Однако
в условиях проведения опытов с повышением температуры дутья возрас-
тает и его скорость в фурме, поэтому по имеющимся данным невозможно
дифференцировать их влияние на процессы сгорания мазута.
В опытах с фурмой новой конструкции одновременно с изменением
температуры дутья изменяли и его расход так, чтобы интенсивность
скачка уплотнения оставалась неизменной, т.е. расход дутья подбирали
таким, чтобы произведение его на квадратный корень из абсолютной
температуры оставалось постоянным. Аанализ результатов опытов пока-
зал, что в интервале 300—700 °C влияния температуры дутья на выделение
сажистого углерода не наблюдалось.
Обогащение дутья кислородом до 30 % по объему осуществлялось в
опытах с постоянным расходом и температурой дутья, соответственно
равными 170 м3/ч и 700 °C. Эти опыты проведены на фурме новой кон-
струкции. Их результаты показали, что критический расход мазута, отне-
сенный к объему кислорода, оставался постоянным, хотя температура
продуктов сгорания возрастала.
Рассмотренные выше результаты исследований на огневом лаборатор-
ном стенде, как видно из изложенного, не дают ответа на многие вопро-
сы, связанные с конструктивным исполнением форсунок и режимами ра-
боты фурменного прибора. Кроме того, это единственные результаты,
опубликованные в доступной широкому кругу специалистов литературе.
Нами в 1974—1976 гг. совместно с сотрудниками института и опытно-экс-
периментального завода был выполнен обширный круг лабораторных
исследований по подбору форсунок и изучению влияния различных ре-
жимных факторов на сгорание мазута в потоке горячего дутья. Изуче-
ние эффективности работы форсунок различных конструкций проводи-
лось в условиях, максимально приближенных к промышленным. Основ-
ные режимные параметры опытов приведены в табл. 14, а форсунки, про-
шедшие испытания, показаны на рис. 39, 40. Испытанные форсунки по
конструктивным схемам включают большинство наиболее распростра-
ненных в практике промышленного вдувания мазута в доменные печи.
За базовые были приняты щелевые форсунки, при помощи которых уда-
лось осуществить вдувание до 100 кг мазута на 1 т чугуна [50, 86]. Кроме
щелевых, из класса механических форсунок были испытаны брандспойт-
ные, центробежная конструкции ЦКТИ — Башкирэнерго и поперечно-
струйная, получившая распространение на заводах ФРГ. Из пневмати-
ческих поперечноструйных форсунок испытаниям подвергали эмуль-
сионную, разработанную ВНИИМТ, и поперечноструйную конструкции
ЦКТИ. Кроме того, была испытана прямоструйная пневматическая фор-
сунка с наружным подводом распылителя.
Для того чтобы уменьшить число замеров в последующих опытах,
было проведено подробное изучение фурменного факела при установке
эмульсионной форсунки. Измерение температуры, динамического напора,
Я7
Таблица 14. Основные режимные параметры опытов
Тип форсунки
Параметры опытов - а б в г д е эмульсион- ная
Расход воздуха, кг . . 0,346 0,339 0,343 0,343 0,348 0,338 0,346
Коэффициент расхо- да воздуха 1,04 0,99 1,03 0,98 0,99 1,01 1,05
Температура дутья, °C 1203 1208 1206 1200 1195 1200 1200
Расход компрессор- ного воздуха510а кг/с 0,718 — 0,656 — — — 0,639
Избыточное давление
компрессорного воз-
духа перед форсун-
кой, МПа...........
Удельный расход рас-
пылителя, кг/кг ма-
зута...............
Избыточное давление
мазута перед фор-
сункой, МПа........
Температура мазу-
Расстояние от места
ввода мазута до
среза фурмы, мм . . .
0,364 — 0,209 — — — 0,375
0,379 — 0,343 —- — — 0,339
0,185 0,292 0,035 0,052 0,049 4,085 0,2
120 127 135 125 124 85 130
500 430 430 320 430 430 380
** Обозначение форсунок дано в соответствии с рис. 39.
*2 Коэффициент учитывает сжигание природного газа, расход которого в опытах
практически был постоянным. Содержание кислорода в дутье перед введением ма-
зута было ~ 17,3 %, скорость дутья 180 м/с.
состава газов и содержания в них сажистых частиц производили в сече-
ниях факела, удаленных от среза фурмы на расстоянии 35, 190, 380, 515,
735, 925 и 1125 мм. По результатам обработки измерений в этих опытах
было установлено, что в пределах фурмы до 95 % мазута конвертирует-'
ся в газы. Поле скоростей продуктов сгорания на срезе фурмы расномер-
ное, за исключением пристеночной зоны размером "5 мм, в которой наб-
людается резкое снижение скорости газов от 300 м/с до нуля. Максималь-
ная температура газов (2400 °C) наблюдается на оси потока. Снижение
температуры по мере удаления от оси потока происходит вначале плавно,
а на расстоянии > 20 мм температура начинает резко снижаться и в при-
стеночной области достигает 1200 °C. Состав газов на оси потока следую-
щий: 9 % СО2, 9 % СО, 5 % Н2,0,8 % 02. В направлении периферии потока
содержание горючих равномерно снижается до нуля, а количество СО2
и О2 увеличивается. Аналогично изменяется и удельный весовой поток
сажи, среднее значение которого в приосевой зоне составляет
70 г/(м2 • с) (рис. 41).
По мере удаления от.среза фурмы вследствие подсоса рециркулирую-
щих газов факел расширяется с углом раскрытия ~30°, происходит плав-
88
Рис. 39. Форсунки, испытанные на огневом стенде:
а — поперечноструйная пневматическая; б — центробежная; в — прямоструйная
пневматическая; г — щелевые; д — брандспойтная; е — поперечноструйная меха*
ническая
89
Рис. 40. Эмульсионная форсунка:
1 — раздающий насадок; 2 — ствол; 3 — эмульсатор; 4 — подвод мазута; 5 — прок-
ладка; 6 — накидная гайка
-120-100-80-00-40-20 0 20 40 60 60 100120
Расстояние от оси (рокел а, мм
Рис. 41. Характеристики факела около среза фурмы
90
ное- снижение максимальной температуры, содержания горючих газов
и сажистых частиц в продуктах сгорания. На расстоянии 925 мм от среза
фурмы температура на оси потока снижается до 2000 °C, а содержание
СО и Н2 соответственно до 2 и 0,6 %; максимальный удельный весовой
поток сажи на удалении от среза фурмы 500 мм составляет 6 г/ (м2 • с).
В соответствии с результатами первых опытов было решено в дальней-
ших исследованиях полные замеры производить только в контрольном
сечении, удаленном от среза фурмы на расстоянии 480 мм, поскольку
концентрация сажистых частиц в газах в этом случае невелика и измери-
тельные устройства работали, не забиваясь продуктами механического
недожога. В некоторых опытах, <согда концентрация сажи в продуктах
сгорания была очень высокой, измерить динамический напор и темпера-
туру газов не удалось, поэтому для расчетов эти величины брали по ре-
зультатам опытов с эмульсионной форсункой, что приводило к некоторой
погрешности в результатах, но не влияло на выводы.
Результаты расчетов локальных значений удельного весового потока
сажи С в контрольном сечении при сравнительном испытании форсунок
представлены на рис. 42, 43, из которых видно, что наибольший механи-
ческий недожог наблюдался при установке брандспойтной форсунки.
Рис, 42. Распределение удельного весового потока углеродистых частиц по диаметру
факела в контрольном сечении огневой камеры:
7 — брандспойтная форсунка; 2 — центробежная; 3 — прямоструйная пневматичес-
кая; 4 — поперечноструйная пневматическая
91
Рис. 43. Распределение удельного весового потока углеродистых частиц по диаметру
факела в контрольном сечении огневой камеры:
1 — щелевые форсунки; 2 — эмульсионная; 3 — поперечноструйная механическая
Струйная пневматическая и центробежная форсунки показали довольно
близкие результаты. Конверсия мазута в газы в этом случае значительно
полнее, чем при использовании брандспойтной форсунки, а кривые удель-
ного весового потока сажи С близки к получаемым на срезе фурмы при
установке эмульсионных форсунок. Наилучшие результаты получены при
работе эмульсионной, двух щелевых и поперечноструйной механической
форсунок [50, 132, 135]. Характерной особенностью этих форсунок яв-
ляется то, что они обеспечивают более качественное смешение топлива с
окислителем. Однако даже при радиальном вводе мазута в поток дутья
при помощи этих форсунок, как показал анализ кривых изменения коэф-
фициента расхода окислителя по диаметру контрольного сечения, осевая
часть потока была обогащена топливом. Последнее указывает на слабое
радиальное перемешивание газов в фурме и сильное сносящее действие
потока на топливные струи.
На основании изложенных результатов сравнительного испытания
форсунок становится очевидной необходимость инжекции жидкого
топлива в поток дутья отдельными струями, направленными так, чтобы
обеспечить наиболее равномерное распределение горючего в окислителе.
Для промышленной практики очень важны эксплуатационные качества
инжектора. В частности, у каждой из трех форсунок, обеспечивших
наименьший механический недожог в наших опытах, есть свои преиму-
щества и недостатки. Так, эмульсионная форсунка в работе не закоксо-
вывалась, она проста в изготовлении, а при использовании специального
устройства для ее ввода [107] легко заменяется без отключения подачи
дутья на печь. Однако для обеспечения ее работы требуется распылитель
с относительно высоким давлением перед печью 0,7—1,0 МПа.
Щелевые форсунки, как и поперечноструйная механическая, не тре-
буют для своей работы подачи распылителя. Необходимое для нормальной
эксплуатации давление мазута перед щелевыми форсунками невысокое
92
(0,5—0,8 МПа), но они склонны к быстрому закоксовыванию, а прочистка
их, поскольку они вварены в тело фурмы, затруднительна. Кроме того,
требуется равномерно подавать топливо к обеим форсункам, а это при
низком давлении мазута и склонности форсунок к коксованию осущест-
вить не просто.
Поперечноструйная форсунка аналогично эмульсионной легко заме-
няется при работающей печи, но более склонна к засорению, чем эмуль-
сионная, и требует повышенного давления мазута для обеспечения необ-
ходимой для качественного смесеобразования в фурме дальнобойнос-
ти топливных струй.
Как видно из рассмотренного, трудно отдать предпочтение той или
иной конструкции форсунки, испытанной на стенде и показавшей хоро-
шие результаты. Для выбора форсунки необходимо учитывать ее эксплуа-
тационные качества, простоту изготовления и установки, расход дефицит-
ных материалов на ее изготовление, возможность автоматизации работы
систем ее обеспечения и некоторые другие аспекты. Результаты испытаний
на огневом стенде не всегда позволяют однозначно определить преиму-
щество той или иной форсунки, что связано с отсутствием требований к
оптимальному радиальному распределению механического недожога в
факеле при одинаковом его интегральном значении. По-видимому, опти-
мальным является распределение топлива в факеле, характерное для
эмульсионных форсунок, поскольку в фурменном очаге доменной печи
в периферийную область факела эжектируются кокс и горновые газы,
4 которые активно соединяются с кислородом. Это ухудшает условия вы-
горания сажистых частиц. Поэтому некоторое относительное обогащение
топливом осевой части потока дутья целесообразно, так как путь цент-
ральной части потока до встречи с коксом, жидкими продуктами плавки
и горновыми газами, способными связать кислород, значительно больше,
чем периферийной. Таким образом, условия для сгорания топлива в осе-
вой части потока более благоприятные, чем в периферийной.
Основные режимные параметры опытов, по результатам которых ис-
следовали влияние различных факторов на механический недожог д4 в
контрольном сечении, представлены в табл. 15 [110]. В некоторых слу-
чаях при анализе были использованы опытные данные, полученные при
сравнительных испытаниях форсунок (см. табл. 14).
Влияние места расположения носика форсунки по отношению к сре-
зу фурмы, принятому за начало отсчета, изучалось по данным опытов
1 и 2, в которых носик форсунки находился на расстоянии 210 и 380 мм
до среза фурмы. Анализ полей температур, скоростей и концентраций
газов в контрольном сечении показал, что они в обоих случаях идентич-
ны и не зависят от положения носика форсунки. Различие отмечалось в
значениях механического недожога д4, который с увеличением заглубле-
ния форсунки снижался от 0,7 до 0,2 % (рис. 44, 45). Рассматривая резуль-
таты этих опытов, следует учитывать, что с изменением положения носика
форсунки изменялась и поверхность ствола форсунки, омываемая горя-
чими газами, т.е. увеличивался подогрев мазута и распылителя до исте-
чения их в поток дутья; это улучшило условия распыливания топлива
93
Таблица 15. Основные режимные параметры
Номера
Парам етр ы -----------------------------------------------—-——-----
опытов 1 23 4 5 6 7 8 9 1011
Тип форсунки . . А Б А
Расстояние от
носи ка форсун-
ки до среза
фурмы, мм. ... 380 210 210 380 210 360 370 360 210 210 210
Содержание кис-
лорода в дутье,
%.............. 21 21 21 21 21 21 21 21 21 29 25
Температура
дутья,°C....... 117712101202 1200 1214 1050 1200 1340 1009 1195 1190
Коэффициент
расхода кисло-
рода........... 1,05 1,041,06 1,10 1,06 1,03 0,99 0,99 1,05 0,97 1,04
Давление мазу-
та перед фор-
сункой, кПа ... 199 218 201 201 198 2700 2700 2700 197 237 214
Температура ма-
зута, С ....... 121 118 96 143 91 85 84 81 117 120 125
Удельный расход
компрессорного
воздуха, кг/к г
мазута......... 0,30 0,30 0,30 0,29 0,26 - - - 0,22 0,20 0,24
Давление ком-
прессорного воз-
духа перед фор-
сункой, кПа . . . 375 373 365 372 375 - - 372 374 371
Температура
компрессорного
воздуха,°C. ... 37 36 34 37 122 - - - 38 33 35
Скорость дутья
в фурме, м/с .. . 185 185 180 184 186 164 186 200 138 185 186
Примечание.А — эмульсионная форсунка, Б — механическая многоструйная.
и увеличило скорость его сгорания. Поэтому изменение величины q4 в
зависимости от места инжекции топлива в поток’дутья будет несколько
больше, чем в наших опытах, а целесообразность более раннего введения
топлива становится очевидной. Ограничение величины заглубления фор-
сунки в наших опытах было вызвано появлением в фурме свистящего
звука высокой интенсивности и началом разгара футеровки сопла. Оче-
видно, возможны и другие причины этого ограничения.
Влияние уровня подогрева мазута перед форсункой изучали по резуль-
татам опытов 2—4 (табл. 15). С повышением температуры мазута перед
форсункой от 90 до 140 °C величина q4 в контрольном сечении снижалась
от 0,9 до 0,7 %. По-видимому, наблюдаемая в наших опытах слабая зави-
симость q4 от температуры топлива связана с использованием нами мало-
вязкого мазута М-40, для которого условная вязкость при 90 °C не пре-
вышает 3 °ВУ. Поэтому высокий подогрев более тяжелых углеводород-
94
опытов
опытов
12 13 14 15 16 17 18 19
ных топлив должен быть эф-
фективнее, а вывод авторов
работы [89] о нецелесооб-
разности повышения темпе-
ратуры мазута выше 130—
140 °C вызывает сомнение.
Более правильно, на наш
взгляд, говорить в данном
210 210 210 380 380 210 210 210 случае о необходимости по- догрева мазута до темпера-
32 24,6 28,7 21 21 21 21 21 туры, при которой условная вязкость топлива не превы-
1200 1206 1205 1194 1188 1001 1000 1002 шает 2—3 °ВУ. Аналогичный повышению
0,98 1,20 1,43 1,0 1,24 1,07 1,13 0,96 температуры топлива эф- фект вызывает повышение температуры распылителя.
250 202 196 3040 1560 182 219 196 Зависимость q$ от темпера-
126 123 119 87 80 117 120 120 туры распылителя в наших опытах была слабее, чем за- висимость от температу- ры мазута. Это объясняется
0,18 0,29 0,29 0,29 0,19 0,22 тем, что водяной эквивалент распылителя меньше водяно- го эквивалента топлива. Теп-
402 382 382 — 338 373 375 лоемкость воздуха в два раза, а его расход примерно
35 37 33 — 39 39 38 в три раза меньше, чем ма- зута. Следовательно, повы-
185 184 184 185 186 171 279 203 шение температуры воздуха на 100 °C эквивалентно
повышению температуры ма-
зута на 15—20 °C. С увеличением удельного расхода распылителя зависи-
мость от его температуры станет более существенной.
Изменение полноты конверсии мазута в газы в зависимости от темпе-
ратуры дутья изучено на основании опытов 6—8 при работе механической
поперечноструйной форсунки, а также опытов 1, 5 и 9 с эмульсионной
форсункой (табл. 15). Было установлено, что повышение температуры
дутья от 1000 до 1350 °C приводило к увеличению механического недо-
жога в среднем в два раза на каждые 200 °C повышения температуры.
Объяснить это можно действием следующих факторов. При изменении
температуры дутья продолжительность задержки воспламенения топлива
существенно изменяется (см. рис. 38). Поэтому степень предваритель-
ного испарения топлива и равномерность его распределения по сечению
Фурмы до зажигания зависят от температуры дутья и с ее повышением
снижаются. Одновременно с повышением температуры при недостаке кис-
95
порода увеличивается скорость пиролиза паров топлива, что также способ-
ствует увеличению выхода сажистых частиц при сгорании мазута. Анало-
гичное влияние оказывает и повышение скорости дутья вследствие роста
его температуры при неизменном весовом расходе.
Изменение содержания кислорода в дутье (опыты 2, 10—12) от 21
до 32 % по объему приводило к соответствующему изменению газового
состава продуктов сгорания, их температуры и скорости. Поскольку
весовой расход дутья, его температура, коэффициент расхода окислителя
и другие режимные параметры в опытах оставались примерно одинако-
выми, то ,с увеличением обогащения дутья кислородом вследствие роста
его температуры увеличивалась скорость газов. Это приводило к сокра-
щению длительности пребывания капель мазута на участке до контроль-
ного сечения, т.е. способствовало увеличению механического недожога
топлива. Однако улучшение равномерности распределения топлива по се-
чению потока в результате увеличения расхода мазута и скорости горе-
ния при повышении содержания в дутье кислорода оказывало обратное
действие, которое и вызвало сокращение в полтора раза при увели-
чении концентрации кислорода в указанных пределах. В этих же опытах
осуществлялся контроль темпера-
туры внутренней стенки фурмы.
Было отмечено ее повышение на
200—250 °C в режимах, соответ-
Ю
ом
ОМ
ом
Рис. 44. Влияние различных факторов
на величину механического недожога:
а — расстояние от носика форсунки
до среза фурмы; б — температура ма-
зута; а — температура дутья; 1.2 —
соответственно механическая и
эмульсионная форсунки
Рис. 45. Влияние различных факторов
на величину механического недожога:
а — содержание кислорода в дутье;
б — коэффициент расхода окислите-
ля; в - скорость дутья
96
ствующих максимальному расходу кислорода. В условиях эксплуатации с
этим необходимо считаться, • т.е. обеспечить соответствующую интенсив
кость охлаждения стенок фурмы.
Для определения эффективности увеличения радиальной глубины
проникания струй топлива в сносящий поток дутья были сопоставлены ре-
зультаты опытов 13 и 14 с только что рассмотренными. В опытах 13 и 14
содержание кислорода в дутье составляло 24,6 и 28,7 %, а расход мазута
оставался таким же, как в опыте 2, поэтому суммарный коэффициент
расхода окислителя соответственно равнялся 1,2 и 1,43. Однако механи
ческий недожог топлива был примерно таким же, как в опытах 10 и 11.
Это показывает, насколько важно добиваться равномерного распределе-
ния топлива по сечению потока дутья. Отсюда можно сделать также вы-
вод, что на процесс сгорания мазута основное влияние оказывал процесс
испарения капель, который не зависит от концентрации кислорода, а не
кинетика газофазных реакций.
Влияние коэффициента расхода окислителя на интегральное значе-
ние потока углеродистых частиц в контрольном сечении изучалось в опы-
тах 7, 15 и 16, при проведении которых содержание кислорода в дутье
оставалось неизменным. В этих опытах была установлена поперечноструй-
ная механическая форсунка, а не эмульсионная, как в предыдущих. С
ростом коэффициента расхода окислителя от 0,9 до 1,24 механический не-
дожог снизился в два раза. Одновременно наблюдалось и снижение абсо-
лютного значения интегрального потока углеродистых частиц в контроль-
ном сечении. Анализ кривых распределения коэффициента расхода окис-
лителя по сечению факела показал, что увеличение расхода мазута приво-
дило к обеднению топливом приосевой и обогащению периферийной час-
ти потока дутья. Поэтому при одинаковых концентрациях сажи в про-
дуктах сгорания в области минимального избытка окислителя механи-
ческий недожог изменялся, а не оставался постоянным, как в предыду-
щих опытах.
Влияние скорости дутья на полноту конверсии мазута в газы изучали
по результатам опытов 9, 17 и 18, 19, в которых температура дутья и
коэффициент расхода окислителя оставались неизменными, а скорость
дутья в фурме увеличиваясь от 140 до 280 м/с. С ростом расхода дутья
происходило увеличение потока сажи по всему сечению факела, которое
определялось в основном изменением скорости газов, а не концентрацией
в них сажи. Характер зависимости механического недожога от скорости
потока дутья в фурме в этих опытах определялся тремя важнейшими фак-
торами. Увеличение скорости приводило к улучшению^ распыливания топ-
лива, а значит способствовало его быстрому сгоранию. Однако сокраще-
ние длительности пребывания капель в пределах контролируемого участ-
ка, а также ухудшение равномерности распределения топлива в потоке
АУтья сыграли решающую роль и определили вид установленной за-
висимости.
Кроме рассмотренных факторов, большую роль в процессе конверсии
Жидкого топлива в газы играет специальная подготовка топлива к сжи-
97
ганию. В частности, на процессы распыливания и сгорания капель влияет
состав топлива. Одним из эффективных способов сжигания тяжелых
остаточных топлив является эмульгирование в нем воды. Сотрудниками
Института горючих ископаемых АН СССР было замечено, что сгорание
капель водомазутной эмульсии сопровождается микровзрывом, приводя-
щим к дроблению капель [108]. Последнее обстоятельство позволяет
существенно сократить продолжительность сгорания капель мазута при
прочих равных условиях.
Наиболее совершенная технология вдувания водомазутной эмульсии
разработана в ФРГ [58], где на заводах "August Tissen-hutte" удельный
расход мазута достигал 160 кг/т чугуна. Коэффициент расхода кислоро-
да в этих опытных плавках составлял ~ 0,96, а расход мазута 95 кг на
1000 м3 дутья. Водомазутную эмульсию инжектировали в поток дутья
при помощи тех же форсунок, что и безводный мазут. Максимальный рас-
ход мазута, соответствующий появлению в колошниковом газе частиц
сажи, до проведения опытных плавок составлял 86 кг/т чугуна, а после
отработки технологии приготовления эмульсии увеличился вдвое. Реко-
мендуемое авторами работы [58] содержание воды в эмульсии состав-
ляет 3—13 %, диаметр капель воды не должен превышать 2—5 мкм.
Нами в 1975—1976 гг. на огневом стенде были проведены опыты по
сжиганию водомазутной эмульсии, приготовленной при помощи диспер-
гатора, изготовленного в ИГИ АН СССР. Размер капель воды в опытах
составлял 2—7 мкм, а влажность мазута повышалась до 10 % (табл. 16).
Для предотвращения вскипания воды в стволе эмульсионной форсунки
температура мазута поддерживалась равной 90—95 °C. Для повышения
точности замеров потока сажи в факеле контрольное сечение было выбра-
но на расстоянии 390 мм от среза фурмы, т.е. на 90 мм ближе к фурме,
чем во всех других опытах.
Таблица 16. Режимные параметры опытов с водомазутной эмульсией
Номер опыта
Параметр -----------------------
12 3 4
Расстояние от места ввода мазу-
та до среза фурмы, мм...........
Расход воздуха, кг/с......
Температура воздуха, °C.........
Давление эмульсии перед фор-
сункой, кПа.....................
Температура эмульсии, °C........
Содержание воды в эмульсии, % . . .
Удельный расход компрессорного
воздуха, кг/кг эмульсии.........
Давление распылителя перед форсун-
кой, кПа:............... , . . . .
Температура распылителя, °C ... .
Коэффициент расхода кисло-
рода ...........................
260 0,35 1200 360 0,34 1200 260 0,34 1206 360 0,34 1216
263 342 369 265
108 92 95 90
0 3,25 6,5 9,8
0,29 0,33 0,31 0,35
382 491 432 369
36 36 36 35
1,06 1,04 1,05 1,01
98
Анализ опытных данных показал, что при сжигании эмульсии мак-
симальная температура продуктов сгорания была на 150—200 °C ниже,
чем при сжигании безводного мазута. Это можно объяснить увеличением
степени диссоциации паров воды и углекислого газа в продуктах сгора-
ния, поскольку концентрация Н2 и СО в точках с максимальной темпера-
турой повышалась. Локальные значения удельного весового потока сажи
в контрольном сечении с увеличением влажности мазута снижались. Наи-
более значительно это проявлялось с повышением влажности до 3 %.
Дальнейшее увеличение содержания влаги в эмульсии давало значительно
меньший эффект (рис. 46).
Следует отметить, что при проведении опытов с водомазутной эмуль-
сией происходило коксование форсунки, которое при работе на сухом
мазуте не наблюдалось. Кокс
образовывался на внутрен-
ней стенке ствола форсунки,
периодическ и пластин к и
кокса отделялись от стенки
и закупоривали выходные
отверстия раздающего насад-
ка. Пробовали сжигать водо-
мазутную эмульсию и при
помощи брандспойтной ме-
ханической форсунки, но
она тоже быстро закоксовы-
валась. Отмеченное обстоя-
тельство следует учитывать
при разработке форсунок и
предусматривать специаль-
ные меры по защите их от
перегрева, а также обеспечи-
вать возможность их про-
чистки от коксовых отло-
жений.
Рис. 46. Распределение весового
потока углеродистых частиц по
радиусу факела при сжигании
водомазутной эмульсии (цифры
соответствуют номерам опытов
в табл.16)
4/v/v
Наиболее полные данные по результатам исследований сжигания водонефтяной
эмульсии за рубежом приведены в работе [109]. Авторы опробовали различные спо-
собы диспергирования воды в топливной нефти: 1) ультразвуковой ; 2) гомоге-
низацию под высоким давлением; 3) эмульгацию центробежным насосом; 4) ин-
жекционный. При проведении экспериментов измерялось содержание в продуктах
сгорания углеродистых частиц, появляющихся в результате разложения паровой фа-
99
зы топлива, и коксование нефтяных капель. Дифференциация углеродистых частиц
по размерам осуществлялась при помощи сканирующего электронного микроскрпа.
Авторы рассматриваемой работы пришли к выводу, что оптимальный размер
водяных капель в эмульсии составляет 2—5 мкм, а капли значительно больших раз-
меров не обеспечивают достаточно тонкого распыливания топлива. Водонефтяная
эмульсия может готовиться различными способами, но чем хуже произведено дроб-
ление воды, тем большее количество ее необходимо для достижений требуемого
результата. Эффективное диспергирование воды в нефти может достигаться в резуль-
тате многократно повторяющейся механической обработки эмульсии (ультразвуко-
вой или центробежный способ, гомогенизация под высоким давлением и т.п.) или
комбинированной химической и механической обработки с применением поверх-
ностно-активных присадок.
При достижении оптимальных,размеров капель воды в эмульсии содержание уг-
леродистых частиц в продуктах сгорания тяжелого жидкого топлива снижается на
80—90 %, если влажность эмульсии составляет 2—3 %. В опытах требуемое качество
эмульсии было получено четырехкратной ультразвуковой обработкой. Однако до-
бавка к мазуту в качестве поверхностно-активной присадки сульфоната кальция в
количестве 0,0025 % от массы топлива позволила получить эмульсию с требуемым
качеством при однократной ультразвуковой обработке.
Микроскопические исследования углеродистых частиц, содержащихся в продук-
тах сгорания на выходе из огневой камеры экспериментальной установки, показали,
что диспергирование воды в нефтяном топливе слабо влияет на выход сажистых
частиц размером <0,1 мкм, образующихся при разложении паров топлива, и приво-
дит к существенному уменьшению количества и размеров коксовых частиц, полу-
чающихся в результат^ крекинга жидких фракций мазута. Например, при сжигании
безводного топлива размер частиц нефтяного кокса в одном из опытов составлял
30—50 мкм, а в тех же условиях при сжигании эмульсии с диаметром капель воды
2—5 мкм и влажностью 3 % размеры частиц кокса уменьшились в 10—30 раз. Этими
исследованиями авторы работы убедительно показали, что роль воды, содержащей-
ся в виде капель в топливе, проявляется в процессе распыливания, а не в кинетике
химических реакций.
Имеется много сторонников гипотезы о том, что вода взаимодействует с углеро-
дом топлива по реакции получения водяного газа при высоких температурах, и в
результате этого уменьшается содержание углеродистых частиц в продуктах сгора-
ния. Если бы это играло основную роль в процессе сжигания водонефтяных эмуль-
сий, то, очевидно, с увеличением содержания влаги в эмульсии механический недо-
жог монотонно снижался. Однако тот факт, что достаточно всего 2 % воды от массы
топлива в виде капелек размером 2—5 мкм, чтобы снизить механический недожог
в 10 раз, указывает на ведущую роль физического, а не химического воздействия
воды на процесс сжигания жидких углеводородов.
В качестве присадки к мазуту можно использовать сжиженные газы, давление
насыщения которых выше давления доменного дутья. В этом случае наблюдается
эффект, аналогичный рассмотренному при сжигании водомазутной эмульсии. В ра-
боте [88] приведены сведения о сжигании смеси мазута со сжиженным бутаном.
Кроме разбухания капель мазута под действием паров бутана, авторы отметили су-
щественное снижение вязкости мазута при невысоких его температурах и улучшение
стабилизации горения. В опытах на лабораторном стенде при сжигании мазута с до-
бавкой 10 % от массы бутана горение без образования сажи на выходе из огневой ка-
меры происходило при коэффициенте расхода окислителя > 0,7.
В рассматриваемых опытах мазут сжигался в потоке воздуха с температурой
550—600 °C. Инжекция мазута в воздух осуществлялась брандспойтной форсункой.
Мазут, не обогащенный бутаном, поступал ис отверстия форсунки замкнутой струей,
не воспламеняющейся от потока. Расщепление топливной струи наблюдалось при со-
держании бутана в мазуте ~3 %. При дальнейшем увеличении концентрации бутана
в мазуте угол раскрытия топливного факела возрастал, а стабилизация пламени
улучшалась. Начиная с содержания в мазуте 6 % бутана после однократного воспла-
менения наблюдалось стабильное горение факела.
100
Кроме сжиженных газов в качестве добавки к тяжелым нефтяным топливам,
вдуваемым в доменные печи, могут использоваться сырая нефть, светлые нефтепро-
дукты. В этом случае обычно существенно снижается вязкость топлива и улучшается
его испаряемость, что обусловливает хорошее распыливание и быстрое выгорание
капель, в частности тяжелых мазутов, как это отмечают японские специалисты1,
предложившие подмешивать к тяжелым остаточным нефтяным топливам до 30 %
сырой нефти. Аналогичные технологические решения для уменьшения углеродсо-
держащих частиц в продуктах сгорания содержатся в большом количестве публика-
ций — как отечественных, так и зарубежных [ 111,112].
Способом уменьшения выхода коксовых частиц при сжигании нефтяных топлив,
несколько отличающимся от рассмотренных, является применение поверхностно-
активных веществ. Принцип их действия заключается в снижении поверхностного
натяжения жидкого топлива и тонком диспергировании в нем тяжелых углеводо-
родов. Примером таких веществ могут служить реагенты "Bycosin", "Fire-Prep
8255*' и другие, нашедшие применение при отоплении котлов и нагревательных печей
[ 113, 114 ]. К сожалению, данных об эффективности применения поверхностно-ак-
тивных веществ при вдувании углеводородов в доменные печи в литературе нет.
Описанные способы уменьшения механического недожога при сжигании жидко-
го топлива позволяют улучшить его распыливание и испарение, но слабо влияют
на кинетику химических реакций окисления и образования сажи. В отличие от этого,
применение каталитических присадок к топливу позволяет существенно снизить
выход частиц сажи, получаемых в результате крекинга углеводородов в газовой
фазе.
В качестве каталитических присадок к топливу в большинстве случаев исполь-
зуют металлоорганические соединения, которые в процессе сгорания топлива распа-
даются с образованием оксида металла, являющегося катализатором в реакциях
окисления частиц сажи.
В работе [115] приведены наиболее полные результаты исследований по изуче-
нию действия металлоорганических присадок, растворимых в нефтепродуктах, на
образование сажи при сгорании распыленного топлива и на сгорание отложений сажи.
Исследования проводили с применением различных солей, преимущественно нафте-
натов железа, марганца, кобальта, свинца и кальция; наибольший эффект получен
при использовании железа в количестве 10—20 мг/кг топлива. При дальнейшем по-
вышении концентрации железа в топливе существенного снижения сажеобразования
не наблюдалось. По эффективности катализа окисления частиц сажи кобальт занял
среднее положение между железом и марганцем, а его оптимальная концентрация,
как и марганца, составила ~ 30 мг/кг топлива. Свинец и кальций существенного
влияния на уменьшение образования сажи не оказали. Одновременно применение
нескольких металлов особого эффекта не дало.
В СССР Институтом элементоорганических соединений разработаны каталити-
ческие присадки на основе циклопентадиенилкарбонил марганца ЦМТ и МЦТМ
[116]. Применение их существенно снижает выделение дыма при сгорании дизельных
и карбюраторных топлив, особенно содержащих большое количество ароматических
углеводородов. Аналогичное действие МЦТМ оказывает и на горение мазута [117].
В работе [118] проведено исследование действия металлоорганических присадок,
содержащих хром, кобальт, никель, железо, марганец, медь, калий, свинец, натрий,
Цинк, ванадий, олово. Приведенные авторами данные свидетельствуют о том, что
железо, марганец, кобальт, никель, хром существенно уменьшают образование сажи
при сжигании нефтепродуктов, а эффективность применения натрия, цинка, свинца,
ванадия мала.
В работе [119] сообщается о присадке "Pyrobest", содержащей железо и марга-
нец в различных соотношениях и прошедшей лабораторные и заводские испытания,
показавшие эффективность ее применения для снижения содержания в продуктах
сгорания сажи, ускорения сгорания капель тяжелого жидкого топлива и асфальте-
1 Пат. № 142298 (Япония), 1967.
101
нов. Оптимальное содержание железа в топливе составляет 10—30, а марганца 10—
20 г/т топлива. При дозировании подают 1 кг присадки на 6 т топлива. Расходы от
применения присадки составляют 0,5—0,75 % от стоимости топлива.
5. РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ
НА ПРОМЫШЛЕННЫХ СТЕНДАХ И ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ
Известно только две работы, в которых приведены результаты исследо-
ваний по вдуванию жидкого топлива в фурменный прибор доменной пе-
чи на промышленных огневых стендах [87, 89]. Во Франции сконструи-
рована камера сгорания большой мощности, которую установили рядом
с доменной печью. К этой камере смонтировали натуральный фурменный
прибор с имеющимся на нем инжекторным устройством. Расход дутья
на стенд может достигать 1000 м3/ч при температуре 1200 °C, расход
мазута 2000 кг/ч при температуре до 270 °C, давление в огневой камере
до 0,25 МПа, возможно обогащение дутья кислородом до 35 %. В работе
[87] сообщается о результатах испытаний трех типов фурм, различающих-
ся условиями распыления и сжигания топлива. Критерием при сравнении
служило содержание сажистых частиц в продуктах сгорания на опреде-
ленном удалении от среза фурмы.
Средние условия проведения опытов были следующими: 1) расход
дутья с температурой 1100 °C и содержанием кислорода 20,8 % составлял
6500 м3/ч; 2) расход мазута с температурой 130 °C изменялся от 190
до 860 г/м3 кислорода или от 40 до 180 г/м3 дутья; 3) содержание частиц
сажи в продуктах сгорания контролировалось на расстоянии 600 мм
от среза фурмы. Одновременно определяли содержание СО, СО2, Н2,
• СН4,О2 и N2.
При использовании взятой за эталон классической фурмы диаметром
180 мм и вводе топлива по оси потока на входе в фурму инжекторной
трубкой с тремя радиальными отверстиями диаметром 4 мм концентра-
ция частиц сажи в контрольном сечении на оси фурмы изменялась от 1
до 10 г/м3 продуктов сгорания при изменении расхода топлива от 50 до
90 г/м3 дутья. Полная конверсия мазута в газы наступала на удалении от
среза фурмы > 1 м. По приведенным результатам газового анализа вид-
но, что распределение топлива в потоке дутья было неравномерным.
Основная часть топлива поступила в осевую часть потока. Оценивая ре-
зультаты этих опытов в сравнении с опытом работы классических фурм
в промышленных условиях, авторы пришли к выводу, что допустимая
концентрация углеродистых частиц в контрольном сечении составляет
4—5 г/м3. Если эта концентрация окажется выше, то мазут не будет пол-
ностью газифицироваться в пределах фурменной зоны доменной печи, а
избыточное количество углеродистых частиц будет либо выноситься с
колошниковым газом, либо взаимодействовать с жидкими продуктами
плавки, особенно шлаком, либо участвовать в образовании гарнисажа.
Следующая часть опытов проводилась с установкой фурмы, имеющей
длинное цилиндрическое сужение, скорость потока дутья в котором
составляла 550 м/с. Инжекция мазута в дутье осуществлялась при по-
мощи трубки с четырьмя радиальными щелями. Допустимая концентра-
102
ция углеродистых частиц в контрольном сечении в этой серии опытов
получена при расходе мазута в 1,6 раза выше, чем в опытах с классичес-
кой фурмой. Авторы работы [87] приводят ограниченное количество экс-
периментальных данных, поэтому невозможно дать оценку, насколько
правильно была подобрана форсунка в каждом из опытов, обеспечивала
ли она равномерное распределение топлива по сечению потока дутья.
Кроме рассмотренных, были проведены эксперименты с фурмой, вы-
полненной в виде сопла Лаваля, о которой упоминалось при описании ла-
бораторных исследований. Эта фурма работала в режиме, обеспечиваю-
щем возникновение скачка уплотнений в ее расширяющейся части. Мазут
подавался вблизи горловины фурмы через три отверстия в стенке. Резуль-
таты газового анализа показывают, что распределение топлива в потоке
дутья было равномерным. Полное сгорание на расстоянии 1 м от среза
фурмы происходило при расходе топлива 190 г/м3 дутья. Допустимая
концентрация сажи в контрольном сечении наблюдалась при расходе ма-
зута в 2,5 раза выше, чем в опытах с классической фурмой. Необходимо
отметить, что прогнозируемое по результатам стендовых испытаний зна-
чение удельного расхода мазута в промышленных условиях хорошо под-
твердилось при проведении опытных плавок на одной из печей, загружен-
ной на 100 % агломератом. Расход мазута в этих плавках достигал
240 кг/т чугуна. Однако проанализировать результаты промышленных
испытаний невозможно, поскольку показатели плавок не опубликованы.
Исследование горения топлива в окислительной зоне и изменение
глубины этой зоны в зависимости от ряда режимных факторов выполне-
но на промышленном стенде, имитирующем часть горна печи № 1 в г.Ко-
куре [90]. При проведении опытов шихту составляли только из кокса,
поэтому зоны размягчения и плавления отсутствовали. Всего было уста-
новлено три фурмы диаметром 140 мм, а измерения осуществлялись
только на различных горизонтах одной из них (рис. 47). Температура
дутья в опытах была постоянной и равной 900 °C, расход его изменяли
в диапазоне 2680—4180 м3/ч, что соответствовало скорости дутья в фурме
Рис. 47. Схема эксперименталь-
ной доменной печи [ 90 ]
Расстояние от стены пеиц
Рис, 48. Размеры окислительной эоны
и состав газа на уровне фурм без ин-
жекции мазута [ 90 ] :
1 — фурма; 2 — граница окислитель-
ной зоны
103
192—270 м/с. Расход мазута подбирали таким, чтобы суммарный коэф-
фициент расхода окислителя составлял 0,9 и 1,3. Объемное содержание
кислорода в дутье составляло 11—23 %. Поскольку дутьем служили про-
дукты сгорания бутана в воздухе, содержание углекислого газа в нем ко-
лебалось от 4,1 до 5,3 %.
На первой стадии исследований было изучено горение и опускание
кокса без инжекции в дутье мазута. При скорости дутья 270 м/с глубина
окислительной зоны на уровне фурм составила ~ 1250 мм, а ее высота
над горизонтом фурм была 1100 мм (рис. 48). Основная масса кокса в
окислительную зону поступала сверху с максимальной скоростью опус-
кания на расстоянии 0,3—0,6 м от стен печи. В этих опытах в пределах
окислительной зоны содержание СО и Н2 в газах было близко к нулю,
а содержание СО2 постепенно увеличивалось от середины окислительной
зоны, находящейся на расстоянии 0,4—0,5 м от фурмы, и достигало макси-
мального значения на ее границе. Аналогично изменялась температура
газов и их давление. Восстановление углекислого газа и паров воды
начиналось на границе окислительной зоны и завершалось на расстоянии
0,4 м от нее.
т
Подача в поток дутья мазута.через установленное на расстоянии 680 мм
до среза фурмы сопло с отверстием диаметром 6 мм в количестве, соот-
ветствующем коэффициенту расхода кислорода 0,9, при одинаковых
с рассмотренными режимных параметрах работы фурмы привела к умень-
шению линейных размеров окислительной зоны примерно на 10 %, сме-
щению максимума температур и давлений на 0,4 м к фурме, появлению
в окислительной зоне СО и Н2 (рис. 49). Из приведенных эксперименталь-
ных данных видно, что появление СО и Н2 в газах начинается на расстоя-
нии около 0,4 м от среза фурмы и быстро достигает относительно пос-
тоянного значения. На расстоянии
0,6 м от фурмы объемная концент-
рация СО и Н2 соответственно рав-
на 11 и 7 %, что очень близко к
теоретическим значениям, соответ-
ствующим полному сгоранию ма-
зута. •
Рис. 49. Размеры окислительной зоны
и состав газа на уровне фурм при вду-
вании мазута [ 90 ]:
7 — фурма; 2 — граница окислитель-
ной зоны; 3 — мазутный факел
^0,8
30
20
10
о
о
Расстояние от степь/ пени м
С0,С02,
Н2,%
~| 4Z7
В работе [90] определяли количество образующихся в газах углеродис-
тых частиц, однако установить полноту конверсии мазута в газы в преде-
лах окислительной зоны авторам не удалось вследствие затрудненной диф-
ференциации углерода кокса и мазута. Не вызывает сомнений только то,
что большая часть мазута сгорала на расстоянии не более 0,8 м от среза
фурмы.
104
Принймая, что сгорание основной части мазута происходит на участке
с максимальной температурой газа, авторы выполнили анализ влияния
скорости дутья и содержания в нем кислорода на полноту сгорания мазута
в окислительной .зоне. Было установлено, что с увеличением избытка
кислорода и уменьшением скорости дутья размеры мазутного факела
сокращаются. Эти выводы совпадают со сделанными нами по результа-
там стендовых исследований во ВНИИМТ ил справедливы только при оп-
ределенных условиях, зависящих от параметров дутья, мазута, конструк-
ций форсунки и т.д. Одним из важнейших результатов рассматриваемой
работы является уравнение, предложенное для расчета длины окисли-
тельной зоны:
L = (0,0137
Р|-о Гт Р° 1 +
9 5ф Т> Р drn Ргк
+ 1,55 ) , (87)
где vr — количество горнового газа, приходящегося на фурму с учетом сго-
рания мазута, м3/с; рго, Ро и 70 “ плотность, давление и температура газа
при стандартных условиях, соответственно кг/м3, МПа, К; с/ф, $ф — диа-
метр и площадь сечения фурмы, м, м2; р, Тт — давление и теоретическая
температура горения газа, МПа, К; d и ргк — диаметр и плотность кус-
ков кокса в фурменной зоне, м, кг/м3; д — ускорение свободного па-
дения, м/с2.
Формула (87) получена по результатам опытов не только на промыш-
ленном стенде, но и на действующих печах заводов в г.Кокуре, г.Вакаяме,
г.Касиме. Для того чтобы выполнить расчеты по этой формуле, необходи-
мо знать характеристики кокса в фурменной зоне, однако в сравнитель-
ных и оценочных расчетах последнее не обязательно.
О результатах наиболее обширных исследований по сжиганию мазута
в окислительной зоне доменной печи сообщается в работах [94, 120—
122]. В опытах изучали содержание в продуктах сгорания О2, СО2, СО,
Н2, N2 и углеродистых частиц. Пробы газа отбирали водоохлаждаемым
зондом, который вводили через отверстие в фурменном колене и могли
перемещать вдоль оси фурмы и по ее радиусу. Проточная часть фурмы и
фурменного сопла имела классическую форму. Введение мазута произво-
дили механической многоструйной форсункой. Расход дутья через опыт-
ный фурменный прибор изменялся от 5640 до 7930 м3/ч, его избыточное
давление составляло ~220 кПа, температура 1020-1100 °C, содержание в
нем кислорода доводили до 25 %. Состав мазута был следующим: 86,0%
С; 21,1 % Н; 1,2 % S. Его расход на фурму изменяли от 0 до 0,9 м3/ч.
Замеры, выполненные без инжекции мазута в дутье, показали, что на
уровне нижней образующей фурменного сопла глубина кислородной
зоны составляла ~ 0,9 м. Как и в опытах на промышленном стенде, СО
и Н2 в пределах окислительной зоны не было обнаружено. После введения
мазута на расстоянии 250 мм до среза фурмы в полости фурмы кислород
почти не расходовался вплоть до расхода топлива, соответствующего
стехиометрическому соотношению. Активное сгорание мазута начиналось
105
сразу на выходе из фурмы. Концентрация кислорода в газах снижалась
до 1—2 % на отрезке длиной 100—200 мм с образованием СО2, СО и Н2;
концентрация Н2О в опытах не замерялась.
На расстоянии 0,2—0,5 м от среза фурмы наблюдалось повышение
содержания в газах СО, Н2 и СН4, а также снижение концентрации СО2.
Очевидно, в этой зоне происходили крекинг несгоревшего топлива и раз-
ложение СО2 и Н2О. По мере дальнейшего движения газов от фурмы вна-
чале исчезал метан, а затем и СО2. При этом глубина кислородной зоны
была практически такой же, как и без вдувания мазута. Измерения на
уровне оси фурменного сопла в этих опытах показали, что реакции окис-
ления начинаются уже на расстоянии около 50 мм от носика форсунки, и
на отрезке длиной 100—150 мм кислород почти полностью исчезает. На
срезе фурмы в осевой части факела продукты сгорания состояли из СО,
СО2, Н2, H2Q и СН4. Максимальная концентрация СН4 наблюдалась на
расстоянии 0,2—0,3 м от фурмы, а ее снижение до нуля происходило
обычно в пределах кислородной зоны. При этом количество СО и Н2
в газах возрастало, а СО2 незначительно снижалось (рис. 50).
Таким образом, измерения в периферийной и осевой частях потока
показали, что расходование основной части кислорода начиналось на уда-
лении от места ввода мазута соответственно 25 и 50 мм, а заканчивалось
в обоих случаях на участке длиной 100—200 мм.'Для установления влия-
ния места ввода мазута на положение зоны взаимодействия кислорода с
топливом были проведены опыты, в которых раздающий насадок форсун-
ки располагали на расстояниях 104, 250 и 450 мм от среза фурмы. Анализ
газа в этих опытах брали на уровне нижней образующей фурменного сопла.
Было установлено, что в пределах фурмы во всех случаях расход кисло-
02,сиг.7о
-0,0 —0,2 0 0,2 0,0
Расстояние от среза фурмы, м
-0,0-0,2 0. 0,2 0,0 0,5 0,8 1,0
Расстояние от среза фурмы,м
Рис. 50. Состав газа по оси потока
дутья при среднем расходе мазута,
близком к стехиометрическому [94]
106
Рис, 51. Состав газа на уровне нижней
образующей фурмы в зависимости от
места ввода мазута [ 94 ] :
1 и 4, 2 и 5, 3 и 6 — содержание О2 и
СО2 соответственно при вводе мазута
на расстоянии 450, 250 и 150 мм до
среза фурмы
Рис. 52. Сопло типа I [ 92 ]:
1 — форсунка; 2 — пробоотборник; 3 — водоохлаждаемый кожух; 4 — фурменное
сопло; 5 — фурма
рода составлял 3—6 %, а основная часть его реагировала с топливом в печи
(рис. 51). Поскольку в экспериментах все параметры, за исключением
места инжекции топлива в поток Дутья, были неизменными, наиболее
вероятным кажется следующее объяснение. Пробы газа отбирали водо-
охлаждаемым зондом с наружным диаметром 49 mivj. Если предполо-
жить, что реакции окисления в газоотборной трубке не происходили, а
ее внутренний диаметр 13 мм (т.е. быстро в ней охладить пробу газа
так, чтобы не исказить его состава по отношению к точке отбора, невоз-
можно) , то следует ожидать появления за зондом достаточно большой
рециркуляционной зоны. Эта зона совместно с образующейся форсункой,
которая значительно меньше, так как диаметр ствола форсунки 22 мм,
при осевом расположении газоотборника способствовала стабилизации
горения, начавшегося радом с местом ввода топлива. При расположении
газоотборной трубки у стенки фурмы происходило охлаждение газов в
рециркуляционной зоне, стабилизация горения в следе за трубкой нару-
шалась, а воспламенение осуществлялось по периферии фурменного фа-
кела от раскаленных продуктов плавки и горновых газов.
Рис. 53. Сопло типа II [ 92 ]:
7 — фурменное сопло; 2 — форсунка; 3 — водоохлаждаемый кожух; 4 — фурма
107
В более поздних публикациях этих же исследователей приведены
результаты экспериментов с фурменными соплами двух типов [92].
Сопла диаметром 140 мм, футерованные изнутри огнеупорной массой,
снаружи имели водяное охлаждение (рис. 52, 53). Распыливающая голов-
ка форсунки находилась на расстоянии 1,75 (сопло типа I) и 0,75 м
(сопло тип,а II) до среза фурмы. Режимные параметры были такими же,
как и в ранее описанных опытах.
Из опубликованных экспериментальных данных (рис. 54, 55) видно,
что в опытах с обоими соплами содержание кислорода в дутье начинает
снижаться в месте подачи в него мазута. При установке сопла типа I
понижение содержания кислорода происходит плавно на отрезке длиной
0,5—0,6 м, затем состав газов стабилизируется, и на расстоянии 0,1—0,2 м
до выхода из фурмы концентрация О2 опять снижается, а содержание
С02 увеличивается. В опытах с соплом типа II кривая изменения содержа-
ния кислорода в дутье резко отличается от предыдущей. Вначале на отрез-
ке длиной 0,25—0,3 м концентрация О2 снижается, до входа в фурму
остается постоянной и затем резко возрастает. Дальнейшее снижение
концентрации О2 начинается на расстоянии 0,2 м до выхода из фурмы.
Это можно также объяснить сгоранием топлива в рециркуляционной зо-
не за газоотборной трубкой. В опытах с соплом типа I при измерениях
в области фурмы, стенки которой имеют температуру значительно ниже,
чем футеровка сопла, состав продуктов сгорания оставался постоян-
ным, поскольку топливо, попавшее в точки отбора проб газа, сгорело в
потоке дутья. Когда было установлено сопло типа II, при измерениях в
области фурмы длительность реакции топлива с кислородом в рецир-
куляционной зоне за трубкой вследствие охлаждающего действия сте-
нок увеличивалась. Поэтому состав проб газа приближался к действи-
тельному.
Для проверки возможности применения известных формул для расче-
та диффузии топлива в потоке дутья авторы работы [92] сопоставили
результаты экспериментов с расчетами, выполненными по уравнению
Фика, имеющему для задач с осевой симметрией и Точечным источником
жидкости следующий вид:
Wj (S - /)
2 D
т
gt
4ЯОТ 9д
— ехр [ —
5
0,015 v Re°’875 ,
(88)
(89)
где ст — расчетное отношение топливо — воздух в исследуемой точке,
кг/кг; GT — расход мазута, кг/с; w0 — скорость дутья в фурменном при-
боре, м/с; — расход дутья на единицу площади сечения прбточной час-
ти фурменного прибора, кг/ (м2 • с); s и / — наименьшее расстояние от
места инжекции мазута до исследуемой точки и перпендикулярной потоку
дутья плоскости, которой принадлежит эта точка, м; D1 — коэффициент
турбулентной диффузии, м2/с; vT — коэффициент кинематической вяз-
кости дутья, м2/с; Вед — число Рейнольдса для потока в фурменном
приборе.
1ЛЯ
Величина Dv определенная из выражения (89) путем подстановки
данных, полученных в опытах с соплом типа I, оказалась равной
0,088 м2/с, а рассчитанные по формуле (88) концентрации топлива в
дутье на расстоянии /, равном 1,3 м и 1,75 м, хорошо совпадали с найден-
ными по замерам состава газов. Эти расчеты были приближенными, пос-
кольку в них не учитывалось сгорание мазута, а расход дутья брали
из условия равномерного рас-
пределения его по фурмам. Од-
нако хорошее совпадение резуль-
татов расчета и эксперимента
свидетельствует о возможности
применения формул (88 и 89)
для приближенной оценки рас-
пределения топлива в дутье, по
крайней мере в случае исполь-
зования брандспойтных форсу-
нок низкого давления.
30
20
10
30
о
10
J77
10
3000
2000
1000
- 3000
- 2000
- 1000
- о
-1Д,~0,6 -0,2 0 0,2 0,6 1,0
^/Расстояние до среза фурмы,м
СО?
х^хх-х СгпНп
Рис. 55. Изменение состава и темпера-
туры потока дутья (сопло II) [92]':
а, б, & — средний коэффициент расхо-
да кислорода соответственно 1,52;
1,12; 0,95
- 3000
- 2000
- 1000
-2,0 -1,6 4,2 —0,8—0,4 0+0,2
Расстояние до среза фурмы, м
Рис. 54. Состав потока дутья (сопло
I) [ 92 I при а = 2,39 ( a ) и а = 1,79
(б)
со
Электронные микрофотографии осадков на фильтровальной бумаге,
отобранных из продуктов сгорания мазута, позволили установить, что в
фурме образуются как очень мелкие частицы сажи диаметром 0,01—
0,04 мкм, соединенные в цепочки, появление которых обычно наблюдает-
ся при разложении газифицированных углеводородов в условиях высоких
температур и недостатка кислорода, так и частицы размером до 0,3 мкм,
представляющие собой, очевидно, остатки негазифицированных капелек
мазута. Сопоставление величины механического недожога с составом
газа, выполненное по результатам опытов с соплом типа II, показало их
' линейную зависимость (рис. 56). В точках, где коэффициент расхода
109
кислорода а был выше 0,9, углеродистых частиц в газах, отобранных
на срезе фурмы, не было. С уменьшением о до 0,6 механический недожог
возрастал примерно до 10 %, а в газах появилось заметное количество
углеводородов. При а = 0,4 концентрация газообразных углеводородов
достигала 1,5 %, а механический недожог ~ 30 %. На основании этих ис-
следований был сделан вывод о возможности вдувания не менее 130 кг
мазута на 1 т чугуна при помощи сопла типа II, если мазут будет равномер-
но распределен в дутье. По-видимому, расход мазута может быть еще
больше, поскольку часть частиц сажи будет газифицирована в пределах
кислородной зоны.
Исследование влияния отдельных факторов на полноту использования вдуваемо-
го в доменные печи жидкого топлива в ряде случаев выполнить очень трудно, пос-
кольку протекающие при этом процессы взаимосвязаны. В этом аспекте представ-
ляет интерес работа [123], в которой даны результаты опроса доменных цехов ФРГ,
7,/7 7Л 7,7 0.8 0,4 0,2 а
работающих с применением мазута. На
основании полученных ответов была
произведена оценка влияния на коли-
чество инжектирующего топлива произ-
водственных и конструктивных факто-
ров, а также способов подачи мазута.
Анализу подвергалась работа 27 до-
менных печей: 48 % этих печей име-
ли диаметр горна < 6,5 м, 30 % —
6,5 -г 8,5 м, 22 % — > 8,5 м. На пяти
из них выплавляли специальный чу-
гун, на трех применялось дутье, обога-
щенное кислородом. На большинстве пе-
чей (52 %) расход мазута составлял 60—
75 кг/т чугуна, на 33 % из них он был
ниже, а на других — выше приведенных
цифр. Для лучшей сопоставимости ре-
зультатов при анализе расход мазута
относили к единице объема дутья, пода-
ваемого на печь.
Рис. 56. Зависимость состава газа и
коэффициента сажеобразования от
коэффициента расхода кислорода
Из производственных факторов были рассмотрены температуры, расход и им-
пульс потока дутья, а также интенсивность плавки по коксу и содержание в дутье
кислорода. В приведенных авторами графических материалах по результатам обра-
ботки анкетных данных наблюдается слабая корреляционная связь различных вели-
чин Однако тенденция к повышению расхода мазута с увеличением степени обога-
щения кислородом, температуры и импульса потока дутья не вызывает сомнений.
Характерным в рассматриваемых графиках является обособленное расположение
точки, соответствующей вдуванию водомазутной эмульсии. В связи с этим возни-
кает вопрос, не являются ли основной причиной сильного расхождения опытных
данных различные условия смесеобразования и сгорания топлива в фурменных при-
борах доменных печей. Как уже отмечалось, только применение водомазутной
эмульсии на заводах фирмы "August Tissen-hutte" при прочих равных условиях поз-
воляло увеличить расход жидкого топлива в 1,5—2 раза.
110
По результатам анализа влияния других технологических факторов было отме-
чено, что на печах с относительно высоким удельным расходом кокса обычно вду-
вают и большое количество мазута, а изменение расхода дутья на фурму в диапазоне
(3,5 -г 7) • 10“ м3/ч и количество инжектируемого в печь топлива не связано одно-
значно.
Из конструктивных факторов были рассмотрены типы форсунок, угол наклона
и место расположения их в фурменном приборе. Оказалось, что в большинстве слу-
чаев применяли обычные трубки из жаропрочной хромоникелевой стали внутренним
диаметром 6 мм. Относительно эффективности применения различных распылите-
лей, таких как сжатый воздух, водяной пар, сделать определенных выводов не уда-
лось. Расстояние от места введения мазута до среза фурмы на разных печах изменя-
лось от 350 до 750 мм или, если отнести его к диаметру фурмы, составляло 2,3— 5,3,
Было сделано заключение о возможности увеличения расхода мазута с ростом этого
расстояния. Аналогичный вывод сделан и относительно угла наклона ствола форсун-
ки к оси фурменного сопла, который изменялся в диапазоне 13—25°. Очевидно,
этот вывод справедлив для брандспойтных форсунок.
Анализ факторов, определяющих способ подачи мазута, показал, что в 72 % об-
следованных цехов влажность мазута не превышала 0,4 %, а его плотность состав-
ляла 900—950 кг/м3. Верхнему значению плотности соответствуют мазуты с повы-
шенным содержанием углерода, т.е. обычно содержащие в сумме > 50 % ароматичес-
ких углеводородов, смол и асфальтенов. Такие мазуты при сжигании склонны к
выделению углеродистых частиц [124]. Зто также может являться одной из причин
большого разброса анализируемых данных. Вязкость мазута, инжектируемого в до-
менные печи, в большинстве случаев составляла (2тЗ) • 10я*5 м2/с ( 20 4 30 сСт,
или 2,9 -г 4 °ВУ). Температура его подогрева была примерно 100 °C. По вязкости
это топливо соответствовало нашим флотским мазутам. В 65 % обследованных це-
хов мазут подавали к форсункам дозировочным насосом, в остальных цехах осу-
ществлялось централизованное снабжение топливом с установкой регуляторов для
обеспечения равномерной нагрузки форсунок. На 89 % печей давление топлива перед
форсункой не превышало 0,8 МПа, а при таком давлении раздающие насадки меха-
нических многоструйных форсунок, на могли обеспечить качественного смешения
топлива с дутьем в пределах фурмы. Кроме влияния рассмотренных факторов, по
анкетным данным была установлена возможность повышения расхода мазута в ре-
зультате улучшения подготовки шихты, а также более тщательного контроля за хо-
дом доменной печи.
6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ВЫБОРУ И РАСЧЕТУ ФОРСУНОК
На основании результатов теоретических и экспериментальных исследо-
ваний, приведенных выше, можно судить о сложности правильного
выбора форсунок, особенно обеспечивающих вдувание большого коли-
чества жидкого топлива в доменные печи. Имеющиеся в публикациях
сведения о применяемых форсунках очень многочисленны, но в основном
носят рекламный характер. Многообразие предлагаемых конструкций
устройств для инжекции жидкого топлива в фурменные приборы домен-
ных печей не облегчает решения вопроса, а усложняет его. Как правило,
конструкции даются без размеров отдельных деталей, не оговариваются
их эксплуатационные характеристики и условия работы, отсутствуют
сведения по их расчету и т.д. Вместе с тем известно, что любая форсунка
обеспечивает необходимый режим сжигания топлива только при условии
ее соответствия определенным требованиям.
Форсунки, применяемые на доменных печах, должны удовлетворять
следующим требованиям: 1) с минимальными энергетическими затратами
обеспечить распределение топлива по сечению потока дутья так, чтобы оно
111
полностью конвертировалось в газы в пределах окислительной зоны не-
зависимо от режима работы фурменного прибора и хода доменной печи;
2) в процессе эксплуатации не должно происходить коксования деформа-
ции или разрушения отдельных деталей форсунки или фурменного прибо-
ра, а обслуживание ее должно быть безопасным для персонала; 3) затра-
ты на материалы и изготовление форсунок* при прочих равных условиях
должны быть минимальными. Поскольку эти требования следует рассмат-
ривать всегда в связи с конкретными условиями, то очевидно, при конст-
руировании форсунок избежать многообразия технических решений не-
возможно. Однако уже в настоящее время разработано много различных
форсунок, обеспечивающих небольшие расходы мазута, конструкции ко-
торых можно считать оптимальными с точки зрения полноты удовлетво-
рения предъявляемых к ним требований. Значительно хуже дело обстоит
с подбором форсунок для вдувания большого количества мазута. Иссле-
дования в этом направлении развернуты недавно, поэтому опробованных
в промышленных условиях технических решений пока мало, а многих
важнейших сведений о них в публикациях нет.
При относительно невысоких удельных расходах мазута (до 30—
40 кг/т чугуна), как следует из рассмотренных выше данных, наиболее
простой и надежной является механическая брандспойтная форсунка,
установленная так, чтобы инжекция топлива в осевую часть потока дутья
осуществлялась на расстоянии 2,5—4 диаметров фурмы от ее среза. Ско-
рость выхода мазута из сопла форсунки при номинальном режиме дол-
жна находиться в пределах 15—20 м/с, что намного меньше скорости
дутья, т.е. необходимые условия пневматического распыливания будут
обеспечены даже при спутном движении потоков. В этом случае перепад
давлений мазута на форсунке и площадь выходного сечения ее сопла рас-
считываются по формулам истечения несжимаемой жидкости:
Дрт = (Рт w|) / ( 2 <р2 ) ; (90)
'вых = GTZ ^'2йр- <91)
Коэффициенты д и (р, учитывающие отклонения действительных зна-
чений расхода и скорости от идеальных, зависят от конфигурации выход-
ного отверстия сопла, качества его обработки и ориентации по отношению
к потоку дутья. Обычно д = 0,4 -г0,6, а = 0,9 -г 0,95. Поэтому требуемый
перепад давления мазута обычно не превышает 250 кПа.
Сопротивление каналов, подводящих топливо к соплу форсунки,
рассчитывают по известным законам гидравлики, например формулам
Дарси—Вейсбаха. При этом скорость мазута следует прйнимать не менее
1—1,5 м/с, чтобы избежать появления твердых отложений на стенках
трубопроводов.
Конструктивно форсунка может выполняться как съемной, так и
жестко связанной с фурмой или ее фланцем. Примерами могут служить
конструкции, показанные на рис. 18 и 19. В обоих случаях большое внима-
ние уделяют защите устройств от коксования при помощи водяного ох-
лаждения, которое рассчитывают по формулам конвективного и лучис-
того теплообмена [126]. В этих расчетах конечную температуру охлаж-
112
дающей воды следует принимать не выше 50 °C, чтобы избежать выпаде-
ния солей жесткости на внутренней поверхности каналов. Для установки
съемных форсунок применяют специальные устройства, одно из которых
показано на рис. 57 [107].
Устройство работает следующим образом. При вводе форсунки ее фланец давит
на ползун и передвигает его вправо. Крюк перестает опираться на выступ ползуна и
падает, захватывая фланец форсунки за верхнюю кромку, и автоматически запирает
ее. Положение затвора на трубе регулируется перемещением корпуса относительно
трубы при монтаже устройства. При необходимости поворотом ручки против часо-
вой стрелки осуществляется продвижение крюком форсунки вправо (при воздей-
ствии эксцентрика) до более сильного сжатия прокладки. В этом положении форсун-
ка оказывается зафиксированной, а место ее ввода загерметизированным.
Для изъятия форсунки достаточно повернуть ручку по часовой стрелке до упора.
При этом эксцентрик своим выступом тянет серьгу, которая поднимает крюк. Пру-
жина толкает ползун влево, он своим выступом заходит под крюк, не давая ему
упасть после возвращения ручки в исходное положение. Когда форсунка выходит
из зоны клапана, он под действием давления дутья закрывается. При снятии форсун-
ки на длительное время вместо нее устанавливается заглушка, чтобы надежно загер-
метизировать устройство для ввода форсунки.
Имеются устройства, в которых вместо шарового клапана применяется клапан
мотылькового типа или пробковый кран, а вместо описанного замкового механиз-
ма — накидная гайка, клиновой затвор и т.д. В некоторых случаях клапан не уста-
навливается, а замена форсунки осуществляется после снижения давления дутья.
Каждая из этих конструкций имеет преимущества и недостатки, поэтому трудно от-
дать предпочтение какой-то одной. По нашему мнению, основным требованием к
устройствам для ввода форсунок должно быть обеспечение надежности их работы
и безопасности труда обслуживающего персонала. К сожалению, в публикациях
эти вопросы не рассматриваются.
Кроме выполнения указанных условий по отношению к форсункам и
устройствам для их ввода необходимо соблюдать ряд требований к систе-
мам обеспечения жидким топливом. Прежде всего следует поддерживать
температуру топлива перед подачей его в фурму на достаточно высоком
уровне, чтобы снизить его вязкость до (1,5-^2,0) 10“5 м2/с (2ч-3°ВУ).
Распределение топлива по фурмам должно быть равномерным, а его об-
щий расход должен автоматически поддерживаться пропорциональным
расходу дутья. После прекращения подачи топлива должна осуществлять-
ся продувка форсунок и трубопроводов, например сжатым воздухом,
водяным паром.
При средних удельных расходах мазута (до 60—80 кг/т чугуна) требо-
вания к качеству распыливания и равномерности распределения топлива
в потоке дутья возрастают. Обычно в этом случае или размещают сопло
форсунки на некотором расстоянии от среза фурмы, или инжектируют
топливо так, чтобы составляющая его скорости в направлении радиуса
фурмы была достаточно большой, или подают топливо при помощи пнев-
матических форсунок, обеспечивающих предварительное дробление топ-
лива до инжекции его в поток дутья. Редко, но применяют и другие тех-
нические решения, например устанавливают две форсунки [50], придают
потоку дутья вращательное движение и т.д.
Примером применения стационарно установленной брандспойтной
форсунки может служить устройство, разработанное заводом "Азовсталь"
и ДонНИИЧМ [51]. Это устройство обеспечивало аксиальный ввод мазу-
113
Рис. 57. Устройство для ввода форсунки:
3 - общий вид; б - эксцентриковый затвор; 1 - форсунка; 2 - крюк; 3 - щека;
ручка, 5 труба; 6 шаровой затвор; 7 — сопло; 8 — серьга; 9 — эксцентрик;
10 — ось; 11 —ползун; 12 — пружина; 13, 14 — регулировочный болт с гайкой; 15 —
ручка; 16 — прокладка; 17 — фланец
та по оси фурменного сопла в направлении потока дутья через сопло диа-
метром 3 мм. Скорость дутья составляла 148, а мазута 17 м/с. Место
инжекции мазута в дутье находилось на расстоянии 770—950 мм от среза
фурмы. Для защиты форсунки от перегрева она монтировалась в водо-
охлаждаемой перемычке (см. рис. 22). Опытные плавки показали возмож-
ность повышения удельного расхода мазута до 72 кг/т чугуна при давле-
нии дутья 240 кПа, его температуре 1190 °C и при содержании в нем кис-
лорода 22,4 %. Коэффициент замены кокса составил 1,12 кг/кг мазута.
114
Для оценки возможности применения формул (88 и 89) нами выпол-
нены расчеты коэффициента расхода кислорода в выходном сечении
фурмы, необходимые данные взяты из работы [51]. Расчеты показали,
что при расходе мазута на фурму 0,11 кг/с и подаче его в дутье на рас-
стоянии 770 мм от среза фурмы коэффициент расхода кислорода на оси
потока составлял ^0,5. Это значительно меньше рекомендуемого в рабо-
те [92] значения и соответствует появлению локального механического
недожога ~~ 20 %. Вместе с тем в опытных плавках механического недо-
жога жидкого топлива не наблюдалось. Таким образом, при сжигании
топлива коэффициент турбулентной диффузии, а следовательно, и дейст-
вительный избыток кислорода на оси фурмы в ее выходном сечении были
выше рассчитанных или образовавшиеся углеродистые частицы успевали
газифицироваться в пределах окислительной зоны. Последнее нам пред-
ставляется более вероятным, поскольку кислорода в осевой зоне потока
было вполне достаточно для полной конверсии мазута в восстановитель-
ные газы. Возможно, в действительности имели место оба случая, так как
водоохлаждаемая перемычка, установленная поперек фурменного сопла,
несомненно способствовала турбулизации потока дутья. Полученные на-
ми расчетные значения оказались близкими к ожидаемым в данном слу-
чае. Поэтому применение формул (88) и (89) в сочетании с расчетами
по дроблению топлива и сгорания капель в процессе конструкторских
проработок представляются необходимым. По мере накопления опытных
данных создается возможность уточнить методику определения коэффи-
циента турбулентной диффузии в зависимости от важнейших факторов.
Но уже в настоящее время не вызывает сомнения, что минимально допус-
тимое значение локального коэффициента расхода кислорода в выход-
ном сечении фурмы может быть значительно ниже 0,9. По нашему мне-
нию, оно составляет около 0,6—0,7 и зависит в основном от диаметра фур-
мы и удельного расхода топлива.
Наиболее простые по устройству и достаточно надежные в эксплуата-
ции съемные механические форсунки нашли распространение в ФРГ
[123]. Они представляют собой прямую трубку внутренним диаметром
4—6 мм и толщиной стенки 2—2,5 мм, выполненную из высокожаропроч-
ной стали типа сихромаль, содержащей хром, никель, кремний и обладаю-
щей хорошей стойкостью при температурах до 1350 °C. Форсунки уста-
навливаются в горизонтальной плоскости под углом к оси фурменного
сопла 20-25°. Инжекция топлива в дутье осуществляется на расстоянии
2—3 диаметров фурмы до ее среза. Топливо истекает из форсунки со
скоростью 30—50 м/с, в результате этого оно достаточно глубоко прони-
кает в поток дутья, что способствует повышению качества смесеобразова-
ния. Необходимый перепад давления на форсунке обычно составляет
0,4-0,9 МПа.
Для организации хорошего смесеобразования частицы вытекающего из форсунки
топлива должны проникать в радиальном направлении потока дутья на определенное
расстояние так, чтобы исключалось попадание их на стенки фурмы, а распределение
по сечению потока было близким к равномерному. Подход к решению этой задачи
может быть различным. Например, в работе [84] авторы исходят из расчета траек-
тории отдельных капель, вводимых в поток дутья с заданной скоростью и под опре-
11 R
деленным углом, не учитывая ряда важнейших факторов. Наиболее полные теорети-
ческие исследования в этом аспекте даны в работе [125], где расчет траектории ка-
пель выполнен с учетом их сгорания и изменения температуры газового потока.
Записывая условия равновесия действующих на каплю сил в векторной форме,
принимая зависимость коэффициента лобового сопротивления капли от числа Рей-
нольдса ВфВ£1де ф = 28/Re и считая константу горения равной к? = ( к/2 ) ( 1 +
+ 0,24 Reu’3 ), авторы работы [125] получили аналитические выражения для связи
между координатами капли и основными параметрами, относящимися к условию
7 = 0:
cos а0
"в
wro
sro
wn>
sin а
где $го
wro
го
«о
21
< Рдо / Рто ) ^До
(92)
(93)
(94)
(95)
~ srо
о
о
о
о
При помощи формул (92—95) расчеты можно производись при условии перемен-
ных значений относительной скорости потока в осевом направлении константы
горения к г и скорости частиц В этом случае задаются определенной величиной
Д 7t, и при начальных значениях а0, sro, wro, £Го, ct0 и wTo находят Axj и Дуг
Затем при помощи уравнений закона сохранения массы и энергии для двухфазного
потока, а также уравнений, связывающих величины термодинамических параметров,
уточняют значения a, a, кг, wr, wr и находят Дх2 и Д у2, соответствующие про-
межутку времени Д Т2, Так, методом последовательных решений определяют траек-
п
торию капли за период времени ее существования 7 =, Е А 7/.
Согласно формулам (93—95) максимальное расстояние, пройденное каплей до
полного ее сгорания, без учета изменения скорости дутья и константы горения
составляет
у
rmax
«о + *го
sin а0 .
(96)
Если горение не учитывать, то в формуле (96) необходимо принять £Го = 0. Тог-
да Утах зависит только от начальной скорости частиц wTo, плотности и кинетичес-
кой вязкости газового потока рдо и РДо, плотности топлива рТо, угла между векто-
рами vv0 и vvTo и начального размера капель d0. Аналогичный вывод получен в рабо-
те [84], в которой приведены также результаты изучения глубины проникновения
капель воды в холодный воздушный поток. Опытные данные качественно соответ-
ствуют результатам расчетов по формуле (96). Чтобы оценить количественное сов-
падение результатов теории и эксперимента, необходимо знать начальный диаметр
частиц воды который в опытах не определяли. По-видимому, d0 зависит как от
конструкции форсунки, так и от скорости дутья. Выполненные нами оценочные рас-
четы показали, что количественное совпадение опыта с расчетом наблюдается при
определении с/0 из условия гидродинамической устойчивости капель воды, если
критическое число Вебера рассчитать по wr0,
Таким образом, во время конструкторской проработки узла инжекции мазута
при помощи установленной под определенным углом к оси фурмы брандспойтной
механической форсунки целесообразно оценивать значение утах и подбирать началь-
ную скорость топливе wTo и угол его ввода в поток дутья а0 так, чтобы капли не
попадали на стенки фурмы. Неопределенность значения начального диаметра капель
затрудняет применение формул (92—95). Однако в оценочных расчетах для опреде-
ления d0 можно воспользоваться рекомендациями, приведенными в работах [128—
—130]. Минимальное расстояние от места ввода топлива до стенки, согласно реко-
мендациям работы [84], составляет 15—20 мм.
116
В доменных печах со средним удельным расходом жидкого топлива
кроме одноструйных механических часто применяют пневматические
форсунки. При использовании пневматических форсунок отпадает необ-
ходимость защиты форсунки при помощи водяного охлаждения, при
этом можно поддерживать высокую скорость капель топлива на входе в
поток дутья независимо от перепада давления топлива на форсунке.
Кроме того, в ряде случаев качество распыливания топлива в стволе фор-
сунки может быть выше, чем в потоке дутья.
Последовательность расчета газовой проточной части пневматических
форсунок зависит от их конструкции и в общем случае производится
по формулам для течения сжимаемой жидкости с дозвуковой и сверх-
звуковой скоростями [131]. Расчет проточной части для топлива выпол-
няется в соответствии с ранее приведенными рекомендациями. Обычно
основные трудности, возникающие при выполнении этих расчетов, заклю-
чаются в выборе эмпирических коэффициентов, согласующих результа-
ты расчетов для идеальных и реальных условий. Некоторые рекоменда-
ции по этим вопросам приведены в работах [91, 98, 128].
В качестве примера рассмотрим упрощенный порядок расчета показанной на
рис. 40 эмульсионной форсунки ВНИИМТ [132]. Исходными данными для расче-
та форсунки являются: номинальный расход мазута GT, кг/с, его температура Тт,
К, плотность рт, кг/м8, распылитель — компрессорный воздух с температурой
Г , К, абсолютное давление дутья в фурменном приборе рд, МПа.
р Расход распылителя на форсунку составит Gp = GT, где — удельный расход
распылителя при номинальном режиме кг/кг топлива. Значение 1/н принимают в диа-
пазоне 0,2—0,3, меньшие значения соответствуют большим GT.
Для поддержания высоких скоростей газожидкостной смеси на выходе из отвер-
стий раздающего насадка форсунки давление в ее стволе должно быть на уровне
Pj = ( 1,5 -г 2 ) рд МПа. Тогда суммарная площадь выходных отверстий раздающего
насадка составит, мм2:
10* GT
^ВЫХ ” Двых* '/(2*)/(*+1 ,1(рд/р‘,2/* “ (рд/₽« >U + 1 l,*"f
DDIA Д Д
где Двых “ коэффициент расхода для выходных отверстий; — абсолютные
температуры и давление в стволе форсунки, К и МПа; R и к — газовая постоянная
и показатель адиабаты для воздуха, соответственно равные 287 Дж/(кг * К) и 1,4.
Коэффициент Двых зависит от У , параметров дутья и диаметра выходных от-
верстий раздающего насадка. Обычно Двых == 0,3-г 0,5; 7\ * Тт, поскольку водяные
эквиваленты распылителя и топлива различаются в 6—9 раз. Диаметр выходных от-
верстий d = ( 4/7Г) ( f7 п ) Число отверстий принимают равным п = 4 4-8.
При этом &в должен быть не менее 2,5—3 мм.
Давление распылителя перед форсункой должно составлять примерно 1,5 рх
или рр = (2 -г 3) рд.
При конструировании сопла эмульсатора угол входного конуса выбирают
равным 20—30°, угол выходного конуса из условия безотрывного течения потока
распылителя принимают равным 8—12°.
Диаметр горловины сопла определяют по формуле критического режима исте-
чения, мм:
d = ч/(Д G„ %/г?)/(и 0 )', (98)
с р р с р
где А — коэффициент, зависящий от вида распылителя и равный для воздуха 31,6;
Дс — коэффициент расхода сопла, определяющийся качеством обработки внутренней
поверхности и равный 0,95—0,98.
117
Длина сужающейся части сопла / — ( <УВ<с — dc ) / ( 2 tg /2 ) , длина расширяю-
щейся части сопла /р = ( сУф — dc ) / ( 2 tg /2 ).
Внутренний диаметр цилиндрической части на входе в_сопло сЦ = (Уф — (3—
5) мм, а внутренний диаметр ствола форсунки йф = V ( 4 fy Gp ) /тт, где удельную
площадь сечения ствола форсунки, приходящуюся на единицу расхода распылителя,
принимают равной (0,5 4- 0,8) • 10“3 мм2 • с/кг. Большие значения соответствуют
меньшему давлению
Диаметр патрубков, подводящих к форсунке мазут dM и распылитель dp, выби-
рают из условия поддержания в них скоростей мазута и распылителя соответственно
в диапазонах 0,75—1,5 и 15—20 м/с.
Суммарное сечение отверстий для ввода мазута в сопло эмульгатора =
= 10б GT / ( vvo м рт ). Скорость мазута на выходе из отверстий M = 8 -г 15 м/с
и выбирают тем большей, чем выше давление распылителя.
Число отверстий для ввода мазута пм следует подбирать таким, чтобы их диаметр
<Уо.м превышал 1,5 мм. Каналы отверстий должны иметь длину около 2do>M и рас-
полагаться на /0 **1,1 dcOT горловины сопла. Перепад давлений мазута на эмульсион-
ном сопле составит
Д ₽ = 228,0 G’ / (О Д ’ Рт d* ) . (99)
М Т М О.М Т ОМ
В расчетах по формуле (99) рекомендуется использовать значение коэффициента
р = 0,35. Тогда, кек правило, будет иметь несколько завышенное значение.
Абсолютное давление распылителя в месте ввода топлива составляет примерно
0,5 рр. Тогда необходимое абсолютное давление мазута перед форсункой должно
составлять Р = 0,5 ро + Др..-
ж л I - М %, W
Методика расчета проникновения газожидкостных струи в сносящий газовый по-
ток в настоящее время отсутствует, поэтому при конструировании пневматических
форсунок условия смешения топлива с дутьем можно исследовать в основном эмпи-
рическим путем. В то же время опыт показывает, что даже при звуковых скоростях
распылителя глубина проникновения струй, выходящих из раздающего насадка
эмульсионной форсунки, не превышает радиуса фурмы, т.е. попадания капель мазута
на стенки фурмы не происходит. Это, очевидно, связано с уменьшением диаметра
капель топлива при увеличении скорости распылителя.
Для обеспечения высоких удельных расходов при вдувании жидкого
топлива в доменную печь требования к качеству распыливания и смеше-
ния топлива с дутьем становятся выше по сравнению с рассмотренными
случаями. Как уже было показано, основными способами уменьшения
диаметра капель являются повышение скорости дутья вплоть до сверх-
критической и применение водомазутных эмульсий. Для организации рав-
номерного распределения топлива по сечению потока дутья необходимо
применение инжектирующих устройств с многоструйным вводом, кото-
рый может быть как центральным, так и периферийным.
Повышение скорости дутья для организации тонкого распыливания
мазута осуществляется в результате пережима в фурме или фурменном
сопле. Пережим может выполняться различной формы. Например, в фур-
ме "Sasilor" пережим имеет цилиндрическую форму, а скорость дутья в
нем составляет 450—550 м/с [17, 87]. Фурма IRSID выполнена в виде соп-
ла Лаваля, скорость потока дутья в котором достигает 700—1000 м/с
[133]. Разработанная нами фурма имеет щелевой пережим и может рабо-
тать как в дозвуковом, так и в сверхзвуковом режиме [134].
Основным недостатком фурм с пережимом, работающих в сверхзву-
ковом режиме, является значительная потеря напора дутья, обычно сос-
тавляющая 0,3 рд. Кроме того, даже при скоростях дутья ~~ 300 м/с
размеры капель составляют ""-20 мкм, а длительность их сгорания ''*1,5 мс
118
[58, 123J. Это свидетельствует о том, что лимитирующим параметром при
горении является концентрация кислорода, поэтому в рассматриваемом
случае наиболее необходимой будет организация хорошего смесеобразо-
вания, а не тонкость распыливания.
По результатам опытов на огневом стенде установлено, что высокока-
чественное смесеобразование в фурме наблюдается при установке много-
струйных механической [135] и пневматической (эмульсионной) форсу-
нок, раздающих топливо в нормальном к потоку дутья направлении.
Аналогичные результаты получены нами и в приведенных недавно опытах
с использованием периферийного многоструйного ввода топлива через
отверстия, расположенные в стенке фурмы радиально потоку дутья.
Таким образом, на ближайшее время наиболее перспективным при
конструировании узлов для инжекции 80—150 кг мазута/т чугуна пред-
ставляется применение фурм, обеспечивающих на определенном участке
высокие (300—500 м/с) скорости дутья, и многоструйного центрального
или периферийного ввода топлива в направлении, нормальном потоку
дутья. Высококачественное смесеобразование и тонкое распыливание топ-
лива должны осуществляться не только при номинальном режиме рабо-
ты фурмы, а главным образом в диапазоне средних и максимально воз*
можных расходов на нее дутья. Последнее можно достичь при помощи
автоматического регулирования расхода топлива на каждую фурму и
тщательного подбора характеристик форсунок, отрабатывая их конструк-
цию на огневых стендах [121].
Как уже отмечалось, существенный эффект в организации тонкого
распыливания топлива дает применение его водных эмульсий, капли кото-
рых после прогрева до 240—270 °C распадаются взрывообразно за счет
внутреннего давления водяных паров. При хорошем диспергировании
влаги в топливе содержание воды с нем не превышает 2—3 %. Наиболее
совершенная технология приготовления водомазутных эмульсий в ФРГ
основана на применении гомогенизаторов фирмы "Gaul in" (Великобри-
тания) , которые обладают рядом преимуществ перед коллоидными
мельницами, получившими распространение в отечественной прак-
тике [136].
Принцип действия этих гомогенизаторов основан на продавливании
обводненного топлива многоплунжерным насосом высокого давления
через щель между клапаном и его седлом. Регулирование тонкости дис-
пергирования воды осуществляется изменением высоты щели при помо-
щи силы сжатия пружины, прижимающей клапан к седлу. В СССР гомоге-
низаторы подобного типа выпускает Одесский механический завод продо-
вольственного оборудования. Гомогенизаторы этого типа нашли приме-
нение в доменном цехе КарМК.
Изложенные выше основные приемы организации вдувания жидкого
топлива с повышенными удельными расходами, рассмотренные только
в аспекте теории горения, разумеется, не охватывают весь круг возмож-
ных решений. Основным преимуществом рассмотренных приемов являет-
ся их всесторонняя проверка в лабораторных и промышленных условиях.
Г лава /V
МАЗУТНОЕ ХОЗЯЙСТВО ДОМЕННЫХ ЦЕХОВ
1. ХАРАКТЕРИСТИКА ЖИДКИХ ТОПЛИВ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ ДЛЯ ВДУВАНИЯ В ДОМЕННЫЕ ПЕЧИ
Из известных видов жидкого топлива при вдувании в доменные печи
наибольшее распространение получил мазут. Состав и свойства мазутов
зависят от глубины переработки исходного нефтяного сырья, способов
переработки нефти, вида перерабатываемого сырья и т.д. Мазуты пред-
ставляют собой смеси многочисленных сложных высокомолекулярных
органических соединений, в состав которых входят углеводороды пара-
финового ряда, ароматические, различные смолы, асфальтены, карбены
и карбоиды.
Действующий ГОСТ 10585—75 для отопления различного рода про-
мышленных печей предусматривает выпуск мазута четырех марок: 40,
40В, 100 и 100В (ранее выпускались еще марки 20, 60 и 80), а для отоп-
ления мартеновских печей ГрозНИИ был разработан с участием ВНИИМТ
и УПИ им. С.М.Кирова специальный ГОСТ 14298—79 на мазуты
марок "МП".
Результаты элементного анализа и физико-химические характеристики
отечественных мазутов приведены в табл. 17 и 18.
Характеристики мазутов марок Ф5 и Ф12 приведены для сравнения
с характеристиками отечественных топочных мазутов и тяжелых жидких
топлив, используемых в ряде зарубежных стран. Для отопления про-
мышленных печей, в том числе для вдувания в доменные печи, их можно
применять только в исключительных случаях.
Приведенные в табл. 18 характеристики мазутов необходимы для обес-
печения необходимой подготовки топлива перед сжиганием. Для тепло-
технических расчетов и определения состава продуктов сгорания необ-
ходимы результаты элементного анализа мазутов (см. табл. 17) [138].
Для мазутов> поставляемых по ГОСТ 10585—75, могут иметь место
незначительные отклонения, обусловленные специальными примечаниями
к ГОСТ 10585—75. В частности, для мазутов марок 40, 100 и МП, выра-
батываемых из бакинских нефтей, допускается поставка их потребителям
Таблица 17, Результаты элементного анализа горючей массы мазутов
Содержание
Марка мазута сг Нг sr> Ог+ Nr
Малосернистый Ф12 87,0 12,1 0,3 0,6
40 87,4 11,2 0,5 0,9
Сернистый Ф5 85,8 12,2 1,7 0,3
- 40 87,7 10,8 0,7 0,8
’* крекинг-мазут 100 . . . 87,1 10,2 1,7 1,0
Высокосернистый 40 86,1 10,6 2,8 0,5
100 86,3 10,3 2,8 0,6
Мазут МП 87,2 11,5 0,5 0,8
1 ол
Таблица 18. Характеристики мазутов по ГОСТ 1058&— 75 и 14298—79*1
Показатели Марка мазута
Ф5 Ф12 40В/40 1008/100 МП
Вязкость условная, °ВУ (не более) при темпе- ратурах, °C: 50 5,0 12,0
80 — 6,0/8,0 10/16 5,0—16,0
Зольность, % (не более) . 0,05 0,10 0,04/0,12 0,05/0,14 0,3
Содержание, % (не бо- лев) : механических приме- сей 0,1 0,12 0,07/0,80 0,20/1,5 1,5
воды 0,3 0,3 0,3/1,5 0,3/1,5 0,8
Количество серы, % (не более): малосернистый 0,5 0,5/0,5 0,5/0,5 0,5
сернистый 2,0 — 2,0/2,0 2,0/2,0 —
высокосернистый . . . — — 0/3,5 0/3,5 —
Коксуемость, % (не ме- нее) Температура вспышки в тигле, °C (не менее): закрытом 80 не нормируется 90 8.0
открытом — — 90/90 110/110 110
Температура застывания, °C (не более) -5 -8 +10/+10 +25Z+25 +25
Теплота сгорания топли- ва низшая, кДж/кг, в пересчете на сухое*2: малосернистого и сер- нистого 41454 40740 40530 40460
высокосернистого. . . —— • 39900 39900 —
Плотность при 20 °C, г/см3 —— <1,015 > 0,940
*’ Значения характеристик для мазутов со знаком качества марок 40В и 100В —
числитель и марок 40 и 100 — знаменатель.
*2 Теплота сгорания и плотность качественных и рядовых мазутов совпадают.
(за исключением электростанций) с зольностью до 0,5 %. Для мазутов
марок 40 и 100, вырабатываемых из арлано-чекмагушской, серноводской
и бугусланской нефтей, устанавливается норма содержания серы не более
4,3 %. Для мазутов марок 40 и 100, прошедших водные перевозки или
слитых при подогреве острым паром, устанавливается норма показателя
содержания воды не более 5 %, а для МП — 3,0 %.
На металлургические заводы может поставляться Ухтинское котельное
топливо (мазуты прямой перегонки) с повышенной вязкостью. В этом
топливе, прошедшем водные перевозки, допускается содержание воды
До 5 %, а в слитом с применением острого пара — до 7 %.
121
Физико-химические характеристики ухтинского котельно-печного топ-
лива приведены ниже:
Вязкость условная*, °ВУ (не более)...................... 30,0/13,0
Зольность, % (не более)................................. 0,5
Содержание, % (не более) :
серы................................................... 1,4
воды...................................................... 2,0
Температура застывания, °C (не более)........................ +25
То же, вспышки в открытом тигле, иС..................... 110
Теплота сгорания низшая, кДж/кг..........................38939—39777
* Числитель — при 75 °C, знаменатель — при 100 °C.
Современная топливоперерабатывающая и химическая промышлен-
ность при переработке твердых, жидких или газообразных топлив пос-
тавляет продукты, которые также могут быть использованы как жидкое
топливо, заменяющее мазут. Такие способы переработки топлива, как
коксование, газификация, полукоксование и некоторые другие обеспе-
чивают получение жидких смол (дегтя) успешно применяемых для сжи-
гания. В ряде случаев эти продукты как отходы производства могут ока-
заться дешевле обычных товарных мазутов.
В качестве заменителей могут быть применены сланцевый (сланцевое
масло) и угольный мазуты. Первый представляет собой нейтрализованную
сланцевую смолу, получаемую при полукоксовании прибалтийских слан-
цев, а второй — остатки перегонки каменноугольных смол. Физико-хими-
ческие характеристики этих топлив по техническим условиям ТУ 464—53
и ГОСТ 4806—49 приведены в табл. 19.
В последние годы в доменных печах заводов Японии, США и ряда
других стран находят все большее применение каменноугольные смолы,
являющиеся дешевыми и хорошими заменителями кокса. Вдувание ка-
менноугольных смол было опробовано и в СССР.
Физико-химические характеристики и результаты элементного анализа
смол зависят от исходного сырья, способов его переработки и отличают-
Таблица 19. Физико-химические характеристики сланцевого
и угольного мазутов
Показатели
Сланцевое Мазут угольный, ТУ 464—53
масло ----------------------------
ГОСТ 4806- I i!
49
Вязкость при 75 °C, °ВУ (не более)...... 3,5
Зольность, % (не более)................... 0,3
Содержание, % (не более) :
серы...................................... 2,0
воды................................... 5,0
Температура вспышки в открытом тигле
°C (не менее)........................... 65
То же, застывания, °C (не более)........... —5
Теплота сгорания низшая, кДж/кг.........38520
5,0 3,0
0,3 0,3
0,5 0,5
2,0 2,0
100 70
' +27 +7
35590-37683 35590-38520
122
Таблица 20, Физико-химические характеристики
и результаты элементного'анализа
Смола
Способ
получения
Состав,%
Сг Нг Sr Nr и
® г/
Сланцевая Туннельный 0,965 1,6 41158 83,6 10,6 0,6 5,2
Сланцевая Каменноуголь- Г енераторный 1,Ъо 4,7 39567 83,0 9,7 0,9 6,4
ная Коксование 1,18-1,2 30,0 37683 89,0 6,6 0,26 4,12
Буроугольная Полукоксование 0,98-1,15 10-15 •37264 84,5 10 1.0 4,5
Буроугольная Газификация 1,0-1,2 до 60 33496 83,0 7,5 2,5 7
Торфяная г» 1,01-1,05 27 31821 76,0 9 1,5 13,5
Древесная Сухая перегонка 1,0-1,2 20 30984 72,0 8,8 — 19,2
ся от характеристик мазутов. Для сравнения в табл. 20 приведены неко-
торые данные для смол, которые могут быть использованы для вдува-
ния в доменные печи.
В качестве добавочного топлива, вдуваемого через фурмы доменных
печей, могут быть использованы (при обеспечении соответствующей под-
готовки топлива перед сжиганием) высоковязкие экстракты, получаемые
при масляном производстве, гидрогенизаторы первой ступени, полугуд-
роны и гудроны. Некоторые характеристики этих топлив по данным
[140, 141] приведены в табл. 21, 22.
Как видно из табл. 21, 22, экстракты/гудроны и полугудроны имеют
очень высокую вязкость, поэтому для увеличения их жидкотекучести
необходимы специальные меры. Гидрогенизаты имеют очень низкое
содержание серы.
В зарубежной практике вдувают, как правило, менее вязкое топливо,
выпускаемое в соответствии с действующими техническими условиями.
Таблица 21. Некоторые данные по гидрогенизатам первой ступени [140]
Исходное сырье Плотность, т/м3 — Состав, %
С н о N S
Каменный уголь 1,024 88,1 8,9 2,1 0,88 0,02
Каменноугольная смо- ла и пек 1,024 87,5 9,6 2,1 0,82 0,02
Буроугольная смола . . 0,95 — — — — —
Нефтяной остаток, ки- пящий при температу- ре > 325 °C 0,88 85,9 13,1 0,7 0,25 0,07
123
Топливо
Таблица 22. Некоторые физико-химические характеристики гудронов
и экстрактов [141]
о о Температура, £ оо С о X £ О «*> СХ о» q f 2 с Ш S “ 5 О о "н £о * 5 J S е П ю х о ф с § з Э з 5 о * н £ a b st W О с V з* п « я U га >- 5 CD W СО
Содержание, % X о. ф у * (Е X X СО Q U
Ь *
Л X R О. О ® 1 * х ф О Ct oS
п о СО 5 X * ф R Ф
2
Гудрон из нефти:
озексуатской. . . 0,932 — — >250 8,5 0,14 0,16 0,17 41,82
грозненской . . . 1,003 — — >250 19,6 0,40 0,40 0,04 40,65
малгобекской . . высокосернис- 1,006 — +48 — 18,8 0,56 0,58 *— —
той 1,0007 12,7 — — 18,2 0,14 2,9 —• —
бакинской .... 0,934 38 +19 284 — 0,18 41,66
Экстракты 0,987 55 +29 — — 0,05 0,49 Нет 40,33
0,975 23 +28 200 — 0,05 0,51 и 40,63
В США [138] для промышленных установок применяют топлива
№ 4, № 5 и № 6. Топливо №4 предназначается для применения без подо-
грева, поэтому оно состоит из мазута и газойля. Вязкость этого топлива
не превышает 3,7 °ВУ при 37,8 °C, температура застывания не выше
—7 °C, содержание воды — до 0,5 %, золы — до 0f1 %, а содержание серы
не ограничено. Топливо № 5 и № 6 применяют для котельных и других
промышленных установок. Их вязкость не превышает 11 и 12 °ВУ при
50 °C соответственно, температура вспышки в закрытом тигле не ниже
54 и 65 °C, содержание воды до 1 и 2 %, золы — до 0,1 %.
В ФРГ [138] для промышленных печей широко используют наиболее
дешевое топливо марки S. Оно характеризуется показателями: плотность
до 0,95 г/см3 при 15 °C; температура вспышки в закрытом тигле не менее
120 °C; взякость при 50 °C не более 1,8 • 10"4 м2 /с (28 °ВУ), а при
100 °C - не более 2,25 • 10“5 м2/с (3,5 °ВУ); температура застывания
+ 20 °C; содержание серы не более 2 %; зольность — не более 0,02 %; низ-
шая теплота сгорания не менее 40,61 МДж/кг; элементный состав: 86,7 %
С; 11,3%Н; 2 % S.
В работах различных исследователей высказываются различные мнения
о требуемых характеристиках качества жидкого топлива, вдуваемого в
доменные печи. Однако большинство исследователей рекомендует приме-
нять для этих целей легко распыляемое и хорошо подготовленное топли-
во, которое обеспечивало бы при его вдувании в поток горячего дутья
качественное перемешивание в процессе газификации и горения в фур-
менном очаге.
В Японии для более эффективного снижения расхода кокса и обеспе-
чения устойчивого воспламенения вдуваемого топлива к тяжелым мазу-
там добавляют 15—30 % сырой нефти [46].
В Валансьене [40] применяли мазут № 2 с характеристиками: плот-
ность при 15 °C 950 кг/м3; вязкость 3,5 • 10“4 м2/с (по Энглеру 50,8 °Э
124
при 50 °C); элементный состав: 87,0 % С, 11,6 % Н, осадок 0,8—0,9 %;
низшая теплота сгорания 41,36 МДж/кг.
Фирма "Arbed" [41] применяла мазут плотностью 960 кг/м3; вяз-
костью 3,49 10~4 м2/с 50 °Э при 50 °C и 4,5 °Э при 100 °C) с элемент-
ным составом: 85,2 % С, 11,2 % Н и 2,7 % S.
На НТМК и КарМК в начале вдувания жидких топлив применяли
мазуты марок 20, 40 и 60.
На многих заводах Урала (БМК, Кушвинском и др.) успешно приме-
няли для вдувания мазут с содержанием серы до 3,5 %. Заметного повы-
шения серы в чугуне не было обнаружено. Аналогичные данные были по-
лучены в США [38]. Вместе с тем в США на заводе фирмы "Granit Sity
Steel" [44] при вдувании мазута с 3 % S наблюдалось увеличение содер-
жания серы в чугуне на 0,005 %. Увеличение содержания серы в чугуне
было отмечено также в Дюнкерке [139] при переходе с мазута с 1 % S
на мазут с 3 % S.
В последние годы появился интерес к использованию в доменных пе-
чах топливно-угольных суспензий, представляющих собой смесь жидкого
топлива с молотым углем. Большой опыт по применению этих топлив
был накоплен во время Второй мировой войны. Это топливо можно ис-
пользовать для непосредственного вдувания в доменные печи, так как
при соответствующей обработке оно сохраняет все качества, свойствен-
ные жидкому топливу в отношении транспортировки и распыливания
при помощи механических и пневматических форсунок, а также для полу-
чения легких моторных и дизельных топлив в процессах гидрирования и
коксования как высококачественное технологическое сырье. Некоторые
характеристики стойких суспензий [142] приведены в табл. 23.
На новом уровне и применительно к условиям вдувания суспензий
непосредственно в доменные печи А.А.Акбердиным [143, 144, 146]
выполнен ряд работ по изучению способов приготовления, исследования
свойств суспензий различного вещественного состава и их использованию
в доменных печах. Исследованиями установлено, что основными харак-
теристиками углемазутной суспензии, определяющими ее жидкотеку-
честь и транспортировку, являются структурная вязкость и динамическое
напряжение сдвига. С повышением температуры значения этих характерис-
тик снижаются, а при достаточно высокой температуре вязкость суспен-
зии мало отличается от вязкости исходного мазута. Увеличение содержа-
ния угля в суспензии и его дисперсности увеличивает вязкость суспензии.
Как видно из приведенных данных, элементные составы и физико-хи-
мические характеристики жидких топлив, которые могут быть использо-
ваны и применяются для вдувания в доменные печи, отличаются в боль-
шей степени. Знание этих характеристик и характера их изменения с из-
менением температуры необходимо для организации соответствующей
подготовки топлива к сжиганию и для обеспечения надежной эксплуата-
ции мазутного хозяйства. Ниже рассмотрены некоторые характеристики
жидких топлив.
Плотность необходимо знать при заводском контроле расхода жидких
топлив, для расчета пропускной способности трубопроводов, арматуры,
125
126
Таблица 23. Характеристики и свойства стойких топливных суспензий
Угольная пыль, % Жидкое топливо, % Добавочный стабилиза- тор Плотность, кг/м3 Условная вязкость, м2/с (°ВУ) Состав,% Теплота Стабильность Место и
-сгорания МДж/кг способ приготов- ления
С Н S W А
50 50 0,25 % ста- рой резины 1107 при 15 °C 1,8 • 10“3 (258) при 38 °C — 0,3 2,0» 39,02 Устойчиво Англия. Су- в течение хой помол года при угля и после- обычной дующее сме- тем перату- шение с ма- ре зутом
55 45 — — — 84,0 55,55 0,64 1,8 3,5 35,69 Очень ус- Германия тойчиво
50 50 1090 39,15 Стабильна в Англия, течение Мокрый по- 4 мес при мол уголь- обычной ной мелочи тем перату- с топливом ре в вальцовых мельницах
30 Смола + + 70% мазута Смоляная фракция 1028 1 •20"3 (138°ВУ) при 20 °C 1,0 40 Д 2 Стабильна Япония. Об- 450 сут при работка обычной угольной тем перату- пыли при ре и 350 сут 100 °C в сте- при г = не со смоля- = 80 °C и ной фрак- кол ебатель- цией ном движе- нии
31 69 1097 при 20 °C 2,5 • 11(Г4 (42,6 °ВУ) при 70 °C 87,05 8,86 0,8 3,33 40,28 9 ч при СССР (ВТИк 100 °C, Сухой по- 5 сут при мол угля и 50 °C, смешение с 5 мес — при мазутом при t = 20 °C 90 аС
расчета устройств при введении топлива в печи в некоторых других слу-
чаях, например при определении устойчивости водомазутных эмульсий.
Плотность мазутов прямой гонки обычно составляет от 880 до
950 кг/м3, а сернистых и крекинговых мазутов — от 940 до 1020 кг/м3.
Плотность смол, гудронов и полугудронов, а также суспензий может быть
и выше указанных пределов (см. табл. 23).
Пересчет плотности для разных температур производится по следующей
формуле [147]:
4° = <4 + Р (t - 20) , <100>
где eft0 — нормальная плотность при t = 20 °C; с/$ — плотность при задан-
ной температуре; 0 — средняя температурная поправка плотности.
Для плотности 880—900 кг/м3 значение /3 = 0,000647; для 900—
920 кг/м3 0 = 0,000620; для 920-940 кг/м3 0 = 0,000594; для 940-
960 кг/ц3 р = 0,000567; для 960-980 кг/м3 0 = 0,000541 и для 980-
1000 кг/м3 Р = 0,000528.
Для более высоких плотностей ориентировочно можно принимать
Р = 0,0005 при dlQ = 1050, Р = 0,0004 при 4° = 1100 кг/м3 и 0 = 0,0003
при = 1200.
Разность плотностей воды и жидкого топлива при одной и той же
температуре характеризует способность жидких топлив отделяться
от воды. Чем больше эта разность, тем лучше жидкое топливо отделяет-
ся от воды. Как видно из приведенных данных, современные топочные
мазуты, смолы и другие жидкие топлива имеют плотность, очень мало
отличающуюся от плотности воды при тех же температурах. Это приводит
к невозможности простым отстоем отделить воду от топлива. Поэтому
должны приниматься специальные меры либо по обезвоживанию (спе-
циальные установки), либо по равномерному распределению воды в ма-
зуте (перемешивание с периодическими подогревами). Лучшим решением
является установка диспергаторов и приготовление тонких водомазут-
ных эмульсий, вдувание которых дает возможность существенно улуч-
шить горение топлива без значительного сажеобразования и увеличить
удельные расходы мазута (по опыту ФРГ) на 1 т выплавляемого чугуна.
Вязкость. Вязкостные характеристики жидкого топлива определяют
его транспортабельность при перекачке насосами по трубопроводам, ско-
рость слива топлива из железнодорожных систем, необходимый напор
насосов для подачи заданного количества топлива и энергии, затрачивае-
мой на создание этого напора, качество распыливания топлива форсун-
ками. Различают динамическую и кинематическую взякость жидкости.
Кинематическая вязкость представляет собой отношение динамической
вязкости к плотности жидкости при той же температуре.
В технических условиях на поставку жидких топлив обычно указывает-
ся вязкость в градусах условной вязкости. Условной вязкостью называют
отношение длительности истечения из вискозиметра (типа ВУ) 200 мл
испытуемой жидкости- при температуре испытания t к длительности ис-
течения 200 мл дистиллированной воды при 20 °C. Длительность истече-
127
ния воды является постоянным водным числом прибора. Это отношение
выражается числом условных градусов.
Для пересчета кинематической вязкости в условную и наоборот можно
пользоваться ГОСТ 33—66 и известными формулами:
Vt = [ 0,0731 ВУГ- ( 0,0631 /ВУ.) ] 10"4 ;
/ < <101>
ВУГ = 0,135- 106 vt ; vt = 7,4 • 10“б ВУ? ,
где BYf — условная взякость при температуре г; у — кинематическая
вязкость при этой же температуре, м2/с.
Формулы для пересчета справедливы только при vt > 1,2 - 10“4 м2/с
или при BYf > 16,2 °ВУ.
Вязкость жидких топлив в значительной степени зависит от температу-
ры, понижаясь с ее увеличением. На практике обычно пользуются номо-
граммами вязкости. Для отечественных мазутов номограммы вязкости
с указанием ряда эксплуатационных параметров приведены на рис. 58
[148]. Как видно из рис. 58, температурные зависимости вязкости пред-
ставляют собой в первом приближении параллельные прямые. Поэтому
можно, имея одно значение вязкости при данной температуре, построить
всю зависимость, проводя параллельную линию к нанесенным на номо-
грамме. Угол наклона прямых к оси абсцисс составляет для мазутов 43,5°.
Для смол, экстрактов и масел аналогичные линии идут немного круче, т.е.
зависимость вязкости от температуры проявляется еще в большей сте-
пени. Угол наклона их составляет с осью абсцисс около 50°.
В отечественной практике обычно применяют жидкое топливо у форсу-
нок вязкостью 3—5 °ВУ. В ряде случаев такая вязкость может оказаться
недостаточной, поэтому потребуется более высокий подогрев мазута,
чем указано на номограмме, в нагревателях. В частности, в ФРГ для сни-
жения образования сажи в два-три раз^ [138] поддерживают вязкость
на уровне 1,5 °ВУ. Повышение температуры в нагревателях мазута может
усложнить эксплуатацию (закоксовывание мазутонагревателей), однако
это компенсируется улучшением использования топлива в основ-
ном агрегате.
Температура вспышки. Под температурой вспышки понимают темпе-
ратуру, при которой пары жидкого топлива образуют с воздухом смесь,
вспыхивающую при поднесении к ней пламени. Различают температуру
вспышки в открытом (на приборе Бренкена для отечественных норм оп-
ределения) и закрытом (прибор Мартенс—Пенского для зарубежных
ТУ) тиглях. Как правило, температура вспышки, определяемая в откры-
том тигле, на 20—25 °C выше температуры вспышки, определяемой в
закрытом тигле.
Температура вспышки является характеристикой огнеопасности жид-
кого топлива, необходимой при эксплуатации и проектировании мазут-
ного хозяйства. Многие сорта тяжелых мазутов имеют сравнительно низ-
кую температуру вспышки (вследствие добавок легких фракций для раз-
жижения до необходимой вязкости в соответствии с ГОСТом), что зна-
чительно увеличивает опасность возникновения пожара при эксплуата-
ции оборудования, так как требует устранения утечки мазута в арматуре,
128
Рис. 58. Номограмма вязкости мазутов в зависимости от температуры с указанием
эксплуатационных пределов параметров:
1 — максимальная вязкость для винтовых и шестеренчатых насосов; 2 — то же,
для поршневых насосов; 3 — средняя вязкость для подачи насосами и для слива;
4 — максимальная вязкость для центробежных насосов большой производительнос-
ти; 5 — то же, для ротационных и паровых форсунок и в рециркуляционной систе-
ме; 6 — то же, для воздушных форсунок высокого и низкого давления; 7 — пре-
дельная вязкость для механических форсунок и рекомендуемая для паровых; 8 —
рекомендуемая вязкость для воздушных форсунок; 9 — то же, для механических
форсунок; / — максимальная температура мазута в подогревателе; // — то же, для
пара; /// — температура подогревателя, при которой начинается осаждение углерода
(0,5 мм в месяц); А — мазут Ф5; Б — мазут Ф12; В — мазут 40; Г— мазут 100;
Д — мазут МП; Е —мазут 200
129
соединениях, регулировочных органах и т.д. и особенно при высоком его
подогреве и вредно для обслуживающего персонала вследствие появления
при утечках топлива ядовитых паров. Особенно опасно подогревать ма-
зуты и смолы в открытых баках до температур, близких к температуре
вспышки, а также до температур, при которых возможно вскипание воды
(при ее наличии в мазуте). Вследствие вскипания воды могут иметь место
выбросы жидкого топлива из открытых емкостей.
Как правило, температура вспышки тем выше, чем больше плотность
и вязкость топлив. Для легких парафинистых мазутов температура
вспышки составляет 60—65 °C, а для тяжелых крекинг-мазутов она может
достигать 240 °C; смолы и гудроны (нефтяные) имеют температуру
вспышки > 300 °C, смолы из других исходных продуктов могут иметь
значительно более низкие температуры вспышки. Некоторые данные
по температурам вспышки в открытом тигле, температурам воспламене-
ния и застывания приведены в табл. 24.
Температура воспламенения. Температурой воспламенения называют
температуру, при которой нагреваемое жидкое топливо воспламеняется
при поднесении к нему пламени и горит не менее 5 с. Для большинства
отечественных тяжелых жидких топлив эта температура находится в преде-
лах 400—600 °C (за исключением ряда масел). Эта температура не являет-
ся в эксплуатации определяющей, так как в реальных условиях темпе-
ратура в печах и топках гораздо выше указанных пределов (табл. 24).
Температура застывания. Температурой застывания нефтепродуктов
называется такая, при которой испытываемое топливо загустевает настоль-
ко, что при наклоне пробирки с продуктом под углом 45° уровень про-
дукта остается неподвижным в течение 1 мин. Температура застывания
очень важна для практики, поскольку она определяет возможности слива
Таблица 24. Температуры вспышки, воспламенения и застывания
Температура, °C
Вид топлива
вспышки воспламене- застывания
НИЯ*
Мазут:
Ф12...................................
40.................................
100................................
200 ...............................
крекинг (Баку) ....................
сланцевый (дистиллят)..............
угольный...........................
Смола кизеловских углей...............
Нейтральное торфяное масло............
Парафиновое масло.....................
Масляный экстракт.....................
Гудрон................................
90 370 - 8
100 420 +10
125 520 +25
140 600 +36
230-240 650 +34
65 — - 5
100 — +27
107 — +18
67 89 +21
75 93 + 7
200 —* -г 29
342 355-7400 +29
* Для мазутов ориентировочно.
1 QH
топлива и его транспортировки при низких температурах окружающей
среды. Особенно высокая температура застывания свойственна топливам
из парафинистых нефтей. При застывании жидких топлив возможно об-
разование коллоидных сгустков и комков, трудно рассасывающихся
при повторном нагреве, что затрудняет работу запорной и регулировоч-
ной аппаратуры. Поэтому в хранилищах жидкого топлива температуру
стараются поддерживать выше температуры застывания и создают в ре-
зервуарах циркуляцию жидкости.
В существующих теориях распыливания жидкости значительное место
отводится поверхностному натяжению — силе, с которой жидкость сопро-
тивляется изменению своей поверхности. Эта характеристика в стандар-
тах и технических условиях не нормируется. При повышении температуры
поверхностное натяжение уменьшается незначительно. Чем больше вяз-
кость жидкости, тем выше поверхностное натяжение. Для легких топлив
поверхностное натяжение выше на границе с водой, а для тяжелых — выше
на границе с воздухом. Для мазутов поверхностное натяжение колеблет-
ся в пределах (2,5 -г 3,5) • 10“2 Н/м. Крекинг-остатки и смолы имеют
несколько более высокое значение этой характеристики. Для парафинис-
тых мазутов величина поверхностного натяжения составляет около (18 -г
-г 20) • 10" 2 Н/м. По опубликованным данным известно, что для улуч-
шения распыливания к тяжелым топливам за рубежом добавляют спе-
циальные присадки, уменьшающие поверхностное натяжение, однако
составы и механизмы воздействия таких присадок неизвестны.
Для выполнения расчетов нагревателей мазута в емкостях, промежу-
точном подогреве жидких топлив при транспортировке к потребителям
и т.д. необходимо знание таких теплофизических характеристик как
теплоемкость, теплопроводность, тепло сгорания, скрытая теплота плав-
ления и испарения. Из перечисленных характеристик ГОСТами или ТУ
нормируется теплота сгорания.
Для определения теплоемкости мазутов и других жидких топлив
различными авторами предложен ряд формул, учитывающих изменение
теплоемкости с изменением плотности для данных температур. Известны
формулы Караваева, Фортча и Уитмена, Эккарта, Крего, Крауссольда,
ВТИ им. Дзержинского и т.д. Однако для практических целей в нашем
случае достаточно принимать для мазутов среднюю теплоемкость равной
2,1 кДж/(кг * °C), а для смол и пеков с = 2,5 кДж/ (кг • °C) в интервале
температур от 20 до 120 °C. С повышением температуры теплоемкость
увеличивается.
Определением коэффициента теплопроводности топлив также занима-
лись многие исследователи. Известны формулы Грэтца, Шумилова, Яб-
лонского, Жузе, ВТИ им. Дзержинского, Геллера, Зенкевича и ряда дру-
гих. По данным Варгафтика (ВТИ), коэффициент теплопроводности ма-
зутов почти линейно убывает с повышением температуры и выше для ма-
зутов с большей плотностью. Так, при 30 и 100 °C теплопроводность ма-
зута марки 40 составляет соответственно 0,136 и 0,125 Вт/(м • К). Теп-
лопроводность смол и их фракций колеблется в пределах от 0,116 до
0,174 Вт/(м-К).
131
Теплота сгорании топлива определяет его энергетическую ценность в
и является нормируемым показателем качества топлива. Значения тепло-
ты сгорания топлив приведены выше. Обычно определяют теплоту сгора-
ния топлив в калориметрической бомбе (при составлении паспортных
данных на топливо). Для практических целей вполне достаточно опреде-
ление теплоты сгорания по известной формуле Д.И.Менделеева, кДж/кг:
QP = [81 Ср + 246 Нр — 26 ( Ор — Sp ) — 6 И/р ] -4,187, (102)
для подсчета по которой необходимо знание элементного состава жидко-
го топлива. Последний необходим также для подсчета образующихся
при полном и неполном сжигании продуктов сгорания (горновых газов).
Скрытая теплота плавления для мазутов составляет около 167—
250 кДж/кг; а для смол, пеков и гудронов — около 210—293 кДж/кг.
Для высокопарафинистых мазутов скрытая теплота плавления (коли-
чество тепла, требуемое для перевода из твердого состояния в жидкое,
без повышения температуры вещества) должна приниматься по верхним
пределам.
Скрытая теплота испарения для каждого топлива (в чистом виде,
а не смесей) является постоянной величиной, зависящей главным об-
разом от химического состава топлива и содержания в нем углеводо-
родов различных групп-
Для мазутов с достаточной для практических целей точностью теплота
испарения может быть определена по эмпирической формуле Крего:
L = ( 251 - 0,377t ) /d15 , (103)
где L — теплота испарения, кДж/кг; — плотность топлива при 15 °C,
кг/м3; t — средняя температура кипения топлива, °C. Скрытая теплота
испарения смбл и их фракций колеблется в пределах 225—450 кДж/кг.
Нижний уровень соответствует антраценовой фракции, а верхний — лег-
ким фракциям смолы.
Показатель коксуемости нормируется только для мазутов МП, пред-
назначенных для отопления мартеновских печей. Принято считать, что это
число характеризует способность тяжелых жидких топлив к сажеобразо-
ванию в факеле, что очень важно для увеличения излучательной способнос-
ти факела в мартеновских печах с целью интенсификации их работы. Чем
больше показатель коксуемости, тем лучше топливо для мартеновских
печей. Однако однозначно судить о качестве топлива по показателю кок-
суемости нельзя, так как он зависит [149] от содержания в топливе ас-
фальтенов, средней и тяжелой ароматики, смол и отношения углерода
к водороду, вязкости и плотности топлива. Обычно принято определять
показатель коксуемости по более простому методу Конрадсона.
Показатель коксуемости прямогонных мазутов из парафинистого
сырья не превышает 5 %, для сернистых мазутов урало-волжских неф-
тей он составляет 10—12 %, крекинг-мазуты Грозненских нефтеперераба-
тывающих заводов имеют показатель коксуемости 12—16 %, нефтяные
смолы 6—19 %. Коксуемость каменноугольных и сланцевых смол в неко-
торых случаях достигает 40—45 %. Судя по этому показателю и сложив-
шимся представлениям о влиянии роста показателя коксуемости на уве-
132
личение излучательной способности факела, каменноугольные и слан-
цевые смолы являются идеальным топливом для мартеновских печей,
отапливаемых мазутом. Повышение показателя коксуемости нежелатель-
но, так как с его ростом увеличиваются осаждения асфальтенов, карбенов
и карбоидов в резервуарах, ухудшается отстой мазута от подтоварных
вод, забивается осаждениями углерода запорная, регулирующая и. конт-
рольная аппаратура мазутопроводов, усложняется работа мазутонагре-
вателей, чаще забиваются и закоксовываются устройства для ввода топ-
лива в печи.
Содержание серы в жидких и других видах топлива совершенно неже-
лательно, но в настоящее время при существующих процессах переработ-
ки топлив (кроме гидрогенизации) ее наличие в топливе неизбежно.
Влияние серы на качество чугуна, выплавляемого в доменных печах,
рассмотрено выше. Сейчас, когда на ряде заводов, как в СССР, так и за
рубежом, введены в действие установки внедоменной десульфурации
чугуна, по-видимому, можно считать, что содержание серы во вдуваемом
жидком топливе в меньшей степени влияет на качество выплавляемого
чугуна.
При содержании в топливе различных соединений серы, начиная от серо-
водорода и кончая меркаптанами, происходит интенсивное коррозион-
ное разрушение черных металлов, основных конструкционных материа-
лов оборудования, особенно в местах контакта металлических поверх-
ностей с воздухом на границе с уровнем топлива и скопления засоленных
вод у металлических поверхностей. Раствор сероводорода в воде дает
слабую кислоту, растворяющую железо. Во влаге топлива с течением вре-
мени образуются растворы соляной, сернистой и серной кислот. Химичес-
кая коррозия оборудования в присутствии серы протекает главным об-
разом при повышенных температурах, а при температурах < 100 °C
наблюдается интенсивная электролитическая коррозия оборудования.
Исключительно высокую токсичность и коррозионную активность
проявляют и продукты сгорания сернистых мазутов. При этом усложняет-
ся эксплуатация газоочистных устройств установок, работающих с ис-
пользованием высокосернистых топлив. При потреблении доменного
газа, содержащего сероводород, необходимо принимать специальные
меры, исключающие его попадание в помещение с обслуживающим пер-
соналом во избежание случаев отравления, а процессы сжигания этого
газа необходимо организовать таким образом, чтобы избежать образо-
вания больших коли^зств серного ангидрида SO3 в дымовых газах печей.
Для обеспечения необходимой стойкости оборудования мазутного
хозяйства следует при его проектировании и эксплуатации принимать
специальные меры по его защите от воздействия сернистых соединений.
2. ПОДГОТОВКА, ХРАНЕНИЕ И ПОДАЧА МАЗУТА К ДОМЕННЫМ ПЕЧАМ
Опыт сжигания тяжелого жидкого топлива в различных промышленных
установках показывает необходимость организации специальной подги*
товки топлив к сжиганию для обеспечения наиболее эффективного ис-
пользования топлива и необходимой управляемости процессами горения.
133
Подготовка топлив к сжиганию включает вопросы, связанные со
сливом топлива без значительного его обводнения, удалением избыточной
влаги или приготовлением водомазутных эмульсий, отделением от жид-
ких топлив механических примесей, мусора и т.д., организацией надеж-
ного учета расхода топлива, обеспечением необходимого напора в топли-
вопроводах, подогрева топлива до заданной вязкости, обеспечивающей
качественное распыление.
Для обеспечения устойчивой и ритмичной работы доменного цеха
с вдуванием жидкого топлива должны быть предусмотрены емкости
для приема и хранения мазута, сливные эстакады, снабженные соответ-
ствующим оборудованием (если нет центрального заводского мазутного
хозяйства). При наличии на металлургическом предприятии других круп-
ных потребителей мазута (например, мартеновских или крупных наг-
ревательных печей, колодцев) в районе расположения доменных печей
должны быть размещены промежуточные емкости для мазута, оборудо-
вана насосная с добавочными подогревателями мазута, а центральное за-
водское мазутное хозяйство должно быть расширено с уметом увеличения
расхода мазута в доменном цехе. Системы мазутопроводов для обеспе-
чения необходимой жидкотекучести тяжелых жидких топлив должны
быть оборудованы паровыми спутниками, устройствами для сбора кон-
денсата из паровых спутников и подогревателей мазута в емкостях и хра-
нилищах, добавочными припечными нагревателями мазута. Хранилища
должны быть оборудованы специальными системами сбора и очистки вод,
загрязненных мазутом, системами для тушения пожара и т.д. Эти, а также
вопросы автоматического управления режимами подачи топлива, должны
учитываться при проектировании мазутного хозяйства доменного цеха.
Принципиальная схема мазутного хозяйства доменного цеха, разрабо-
танная ВНИИМТ [150], приведена на рис. 59. Схемой предусматривается
многостадийный подогрев мазута, двухстадийная тонкая очистка мазута
от механических примесей, установка специальных дозировочных насо-
сов, возможность обеспечения работы системы с диспергатором и без не-
го. Для обеспечения проведения ремонтов, осмотров и чистки систем
предусмотрено необходимое резервирование оборудования и запорной
арматуры.
Промышленные системы подачи мазута к доменным печам отечествен-
ных заводов (НТМК, КМК, Кушва, БМК, КарМК и др.), сведения о кото-
рых приведены в работах [49, 67, 69, 75, 77], как правило, не были прис-
пособлены для подачи мазута в больших количества* на 1 т выплавляе-
мого чугуна, не обеспечивали нагрева мазута > 90 °C, не предусматривали
регулирования расхода мазута на отдельные фурмы в соответствии с рас-
ходом дутья через эти фурмы.
На Кушвинском заводе была .применена тупиковая система подачи
мазута, что затрудняло ее эксплуатацию. В большинстве систем подачи
мазута к доменным печам не решались вопросы защиты окружающей
среды, в частности загрязненные мазутом конденсаты от подогревателей
и дренажные стоки сбрасывались в канализацию, что по действующим
нормам совершенно недопустимо.
134
Рис. 59. Принципиальная схема мазутного хозяйства доменного цеха:
1 — сливная эстакада; 2 — приемный резервуар; 3 — погружные насосы; 4 — бак
сбора конденсата; 5 — конденсатный насос; 6 — основной мазутный резервуар;
7 — встроенный в резервуар подогреватель мазута; 8 — клапан, регулирующий "до
себя"; 9 — расходомер распылителя на входе в печь; 10 — форсунка; 11 — подогре*
ватель мазута; 12 — дозировочный насос; 13 — фильтры тонкой очистки; 14 — ма-
зутный коллектор доменной печи; 15 — диспергатор; 16 — расходомеры; 17 — регу-
лятор давления мазута; 18 — подогреватель мазута на входе в печь; 19 — фильтры
тонкой очистки; 20 — основные подогреватели мазута; 21 — основные насосы;
22 — фильтры грубой очистки; 23 — дренажные насосы; 24 — дренажный бак; 25 —
фильтры; 26 — шестеренчатый насос системы рециркуляции; 27 — подогреватель
мазута системы рециркуляции; 28 — расходомер пара цехового паропровода; 29 —
насос замазученных вод; 30 — бак сбора замазученных вод
В зарубежной практике [8, 38, 46] большинство действующих систем
подачи жидкого топлива к фурмам доменных печей было оборудовано
устройствами и аппаратурой для индивидуального регулирования расхо-
дов топлива на отдельные фурмы в зависимости от расхода дутья. По
данным обзора патентов [46] отмечается, что во многих предложенных
способах углеродсодержащих топлив в доменные печи предусматриваются
автоматическое per /лирование и контроль расхода реагентов. Основной
целью этого является сохранение заданных соотношений между дутьем
и вдуваемым топливом как для печи, так и для отдельных фурм. Выпол-
нение этих условий обеспечивает наиболее эффективное использование
вдуваемых топлив в доменкой печи, повышает коэффициент'замены кок-
са вдуваемым топливом. Системы регулирования расходов вдуваемого
топлива, как правило, приводят в соответствие с особенностями техно-
логии доменного процесса, температурой и влажностью дутья, расходом
кислорода. На большинстве систем регулирования предусмотрено авто-
матическое отключение подачи жидкого топлива при снижении его дав-
Рис. 60. Схема автоматического регулирования и контроля системы вдувания жид-
кого топлива:
1 — регулятор расхода дутья; 2 — воздухопровод; 3 — паропровод; 4 — коллектор
пара; 5 — отсекающий клапан; 6 — регулятор расхода пара; 7 — реле управления;
8 — регулятор расхода топлива с записывающим устройством; 9 — коллектор топли-
ва; 10 — предохранительное регулирующее устройство; 11 — гофрированная труб-
ка; 12 — блокировочное реле; 13 — воздушная фурма
ления ниже допустимых норгй или при снижении температуры до уровня,
при котором не обеспечивается качественное распыливание топлива, а
также прекращение подачи топлива при резком снижении расхода домен-
ного дутья [121].
В США [46] была разработана система регулирования расхода вдувае-
мого топлива по степени его выгорания в фурме. В ней предусмотрено
измерение температуры внутри фурмы, отключение топлива при ее сниже-
нии ниже заданного уровня, автоматическая продувка паром высокого
давления трубопроводов и инжектора. Принципиальная схема системы
регулирования приведена на рис. 60.
Для доменных печей характерно наиболее стабильное поддержание тех-
нологического режима тепловыми агрегатами. Работа установок для вду-
вания жидкого топлива также характеризуется стабильностью.
Практика же работы печей показывает, что вследствие низкой стой-
кости воздушных фурм часто имеют место колебания тепловых режимов
печей. Печи приходится пеоеводить на тихий ход для замены сгоревших
136
фурм, при этом снижается или полностью прекращается подача дополни-
тельного топлива. Разработка стойких в теплотехническом отношении
фурм является одной из важных задач для повышения эффективности
доменного производства и стабилизации подачи добавочного топлива
в доменные печи.
3. НЕКОТОРЫЕ ВОПРОСЫ ЭКСПЛУАТАЦИИ
МАЗУТНОГО ХОЗЯЙСТВА ДОМЕННЫХ ЦЕХОВ И ФОРСУНОК
ДЛЯ ВДУВАНИЯ ТОПЛИВА
Особенностью работы устройств для ввода и распыливания жидкого топ-
лива в фурменном приборе является то, что они впрыскивают топливо в
объем с повышенной температурой, находящийся под значительным из-
быточным давлением.
Температура в фурменном сопле определяется возможностями нагрева
доменного дутья и для современных доменных печей достигает 1300—
1400 °C. Избыточное давление определяется высотой столба шихтовых
материалов, особенностями конструкции печи (высотой) и давлением
под колошником. В последние годы для производства чугуна в доменных
печах характерно повышенное давление на колошнике; в этих условиях
лучше используется тепло, повышаются степени использования водорода
и окиси углерода, появляются реальные возможности интенсифицировать
процессы доменной плавки введением больших количеств добавочного
топлива через фурмы доменных печей с одновременным существенным
увеличением содержания кислорода в дутье. Поэтому на крупных совре-
менных доменных печах давление в фурменном сопле может достигать
> 0,392 МПа.
Отмеченные особенности работы устройств для вдувания добавочного
топлива в фурменный прибор требуют принятия особых мер по обеспе-
чению их надежной работы и безопасной эксплуатации. Раньше, когда не
стояла задача максимального увеличения количества вдуваемого топлива
и печи не работали с повышенным давлением, устройства для ввода жид-
кого топлива в фурму упрощались до предела и представляли собой обыч-
ную трубку. Но это было достаточно для подачи мазута в количестве
40-60 кг на 1 т выплавляемого чугуна. Для обеспечения стойкости этой
трубки ее изготавливали из высокожароупорной стали. Отверстие для
ее ввода в фурму (в колено или через боковые поверхности), как пра-
вило, было небольшим. Повышение удельных расходов жидкого топлива
на 1 т выплавляемого чугуна потребовало усложнения конструкции
форсунки для улучшения распыливания топлива и перемешивания его с
дутьем. Размеры устройства увеличились, появилась добавочная необхо-
димость защиты внутренних деталей форсунки от перегрева и коксования
мазута, появилась необходимость высокоточной обработки деталей рас-
пылителя. Последнее превело к повышению требований к качеству подго-
товки мазута к сжиганию. Из практики эксплуатации форсунок различ-
ного типа и назначения на самых разнообразных агрегатах известно, что
не всегда недостатки их работы определяются конструкцией форсунки.
137
К таким недостаткам обычно относят подтекание жидкого топлива в резь-
бовых соединениях арматуры, кранов, труб, закоксовывание мазутного
сопла или его засорение, нарушение центровки внутренних каналов, ухуд-
шение качества распыливания, появление пульсаций горения вплоть до
срывов факела и т.д.
Наш опыт работы по исследованию и наладке горелочных устройств
для сжигания жидкого топлива показывает, что большинство отмеченных
недостатков работы форсунок объясняется неправильной эксплуатацией
мазутного хозяйства и недостаточным вниманием к качеству изготовле-
ния и монтажа горелочных устройств. Подтекание мазута в резьбовых
соединениях, муфтах, через сальники запорной и регулирующей арматуры,
во фланцевых соединениях объясняется только некачественной сборкой,
плохим набиванием сальников, перекосом прокладок, отсутствием под-
моток на краске или с контргайками на муфтовых соединениях, износом
прокладок и т.д. Этих неполадок можно избежать при правильной экс-
плуатации оборудования мазутного хозяйства.
Неудовлетворительное качество изготовления распылителей часто
служит причиной закоксовывания форсунок, их засорения. Как правило,
засоряющиеся и закоксовывающиеся форсунки изготовлены с заусенца-
ми в топливопроводящих каналах, на кромках выходных сопел. При их
работе, даже на профильтрованном от механических примесей мазута, на
заусенцах оседают мельчайшие ворсинки, разными путями попадающие в
мазут, оседают смолы, на этих образованиях происходит постепенный
крекинг с уплотнением осадка. В результате сначала ухудшается качество
распыливания топлива, могут наблюдаться перекос факела и дымление,
для обеспечения уровня подачи топлива необходимо повышение давления
в системе и, наконец, подача топлива прекращается вследствие забивания
и закоксовывания форсунки. При высокой температуре в топке, дости-
гаемой работой других горелочных устройств, закоксованная форсунка
обгорает.
Для обеспечения качественного распыливания мазута необходима
специальная подготовка топлива к сжиганию: подогрев до обеспечения
вязкости перед форсункой до 1,5—3 °ВУ и качественное, как правило
многостадийное, фильтрование топлива. При компоновке систем всегда
должны быть предусмотрены резервные подогреватели и фильтры тон-
кой очистки, что обеспечивает возможность проведения своевременных
профилактических осмотров и ремонтов оборудования и и очистки.
По эксплуатации мазутного хозяйства доменного цеха, устройств для
ввода жидкого топлива в фурмы должны быть составлены подробные
инструкции, предусматривающие пуск системы, ее обслуживание в ста-
ционарных условиях работы, очередность осмотров и ремонтов обору-
дования, проверку контрольно-измерительных приборов, правила соб-
людения пожарной безопасности, прекращение работы системы и т.д.
Особое внимание должно уделяться эксплуатации системы при использо-
вании высокосернистых мазутов, смол и суспензий.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Перлов Н.И., Баранник А.Г., Лялюк В.С. Рациональное использование кокса.
М.: Металлургия, 1977. 239 с»
2. Тихомиров Е.Н. Комбинированное дутье доменных печей. М.: Металлургия,
1974. 157 с.
3. Старшинов Б.Н., Ободан Я.М., Елинек И.И. — Металлург, 1964, № 10, с. 9—12.
4. Маликов К,В., Пишванов В.Л., Андреев Е.И., Рыньков В. И, — Металлург, 1963,
№ 12, с. 5-8.
5. Макаров Л.П. — Технико-экономические исследования в черной металлургии:
Науч, тр./ ЦНИИЧМ. М.: Металлургия, 1968, № 55, с. 62-69.
6. Терещенко А.В. — Промышленная энергетика, 1968, №6, с. 20—21.
l .Boranat D., Cochery I.C., Della Casa H. e. a. — Rev. Metallurgie, 1971, v. 68,
№ 7-8, p. 469-483.
8 . Еремеева K.H., Жак P.M. — Бюл ин-та "Черметинформация", 1973, № 9, с. 3—
17.
9 .Леонидов Н.К. — Производство чугуна и стали: Итоги науки и техники./
/ВИНИТИ. М.; ВИНИТИ, 1972, т. 5, с. 59-179.
10 . Lunn Н., Water house G. — J. of the Institute of Fuel, 1976, v. 49, № 399, p. 70—78.
И.Яэмм A.H. Определение технических показателей доменной плавки: Методичес-
кое руководство. Л.: ЛПИ, 1971. 110 с.
V2. Дунаев Н.Е., Кудрявцева З.М., Кузнецов Ю.М. Вдувание пылевидных материа-
лов в доменные печи. М.: Металлургия, 1977. 207 с.
13. Овчинников Й).Н„ Китаев Б.И., Лазарев Б.Л., Ярошенко Ю.Г. — Изв. вузов.
Черная металлургия, 1965, № 6, с. 27—32.
14. Китаев Б.И., Ярошенко Ю.Г., Лазарев Б.Л. Теплообмен в до пен ной печи. М.:
Металлургия, 1966. 355 с.
15. Андронов В.Н. — Сталь, 1976, № 8, с. 694—698.
16. Некрасов З.И., Старшинов Б.Н., Ободан Я.М. — Интенсификация доменного
процесса: Науч, тр./ ИЧМ. М.: Металлургия, 1969, № 32, с. 3—13.
17. Capelani Я., Schneider М., Staib С, — Rev. Metallurgie, 1976, v. 73, № 10, р. 653—
672.
18. Похвистнев А.Н., Клемперт В.М. — Сталь, 1969, № 12, с. 1077—1079.
19. Леонидов Н.К, Гохман Ю.И., Тарасов Б.Е. — Сталь, 1964, № 7, с. 584—587.
20. Некрасов З.И., Товаровский И.Г., Ободан Я.М. — Сталь, 1971, № 11, с. 972—
977.
21. Некрасов З.И. — Сталь, 1977, № 10, с. 880—883.
22. Банный Н.П. Технико-экономические расчеты в черной металлургии. М.: Ме-
таллургиздат, 1962. 243 с.
23. Фурман И.С. Экономическая эффективность использования природного газа
в промышленности. М.: Гостоптехиздат, 1963. 187 с.
24. Остроухое М.Я., Чернятин А.Н. — Бюл. ин-та "Черметинформация", 1965, № 8,
с. 1-9.
26. Макаров Л.П., Свистунов Г. А., Дунаев Н.Е. — В кн.: Экономика черной метал-
лургии. М.: Металлургия, 1976, с. 91—99.
26. Чурсин А.П., Синицкий В.Д. — Организация и управление металлургическим
производством г Науч, тр./ МЧМ СССР. М.: Металлургия, 1975, № 4, с. 23—28.
27. Андронов В.Н., Касьян В.В., Николаев Е.А. — Металлургия чугуна. М.: Метал-
лургия,,1971, № 24, с. 78—86.
28. Воронова Л.Я., Нестеров П.Г., Ященко В.А. — В кн.: Экономические проблемы
научно-технического прогресса в народном хозяйстве УССР. Киев: Техника,
1976, с. 75-83.
29. Ярошевский С.Л., Красавцев И.Н., Афанасьева З.К. — Изв. вузов. Черная метал-
лургия, 1976, № 6, с. 35—39.
3Q. Романец В. А., Житников О.Д., Кара басов Ю.С. и др. — Материалоемкость и
эффективность производства в металлургии: Науч, тр./ МИСиС. М.: Метал-
лургия, 1976, № 95, с. 43—53.
139
31. Болотский Д.В., Бачинин А.А., Николаев Е.А. и др. — В кн.: Новое в агло-
доменном производстве. Донецк: ДонНИИЧМ, 1973, с. 202—215.
32. Ткаченко А.А., Бугаев К.М., Бачинин А.А. и др. — Сталь, 1974, № 6, с. 481 —
488.
33. Бугаев К.М., Никифоров В.Н., Бачинин А.А. и др. — Металлургическая и гор-
норудная промышленность, 1975, № 4, с. 3—5.
34. Карпиловский Я.Б9 Рамм А.Н. — Производство чугуна: Науч, тр./ Магнитогор-
ский ГМ И. Магнитогорск: Кн. изд-во, 1973, № 2, с. 10—25.
35. Карпиловский Я.Б., Бялый Л.А., Бугаев К.М., Бачинин А.А. — Труды Магнито-
горского ГМИ. Магнитогорск: Кн. изд-во, 1975, № 14, с. 27—34.
36. Кистер Г., Пюкофф У., Высоцки Г. и др. — Черные металлы, 1973, № 22, с. 3—
10.
37. Шульц Д., Бюльтер Д. — Черные металлы, 1972, № 23, с. 18—27.
38. Логинов В.И., Чернов Н.Н., Герман Г.Т. — Металлургия и горнорудная промыш-
ленность, 1964, № 5, с. 74—78.
39. Завидонский В.А. — Бюл. ин-та "Черметинформация", 1970, № 9, с. 52—53.
40. Cyther I., Glower А. — Circ. inform, techn. — Centre docum. sider, 1964, № 1,
p. 163-1 73. РЖМ, 1964, № 7, реф. 7B125.
41. Waxweiler P., Lorang T., Wagener I. — Circ. inform, techn. — Centre docum. sider.,
1963, v. 20, № 12, p. 2641-2651. РЖМ, 1964, № 7, реф. 7B126.
42. Гольдерман Г.Д. — Бюл. ин-та "Черметинформация", 1964, № 24, с. 27.
43. Жак Р.М. — Бюл. ин-та "Черметинформация", 1965, № 21, с. 54.
44. Гольдерман Г.Д. — Бюл. ин-та "Черметинформация", 1965, № 16, с. 53.
45. Гольдерман Г.Д. — Бюл. ин-та "Черметинформация", 1964, № 23, с. 52—53.
46. Кутнер С.М. — Информация ин-та "Черметинформация", 1973, сер. 4, выл. 2,
с. 16.
47. Борисов Ю.С., Баранов В.Г., Милпев М.И. и др. — Бюл. ин-та "Черметинформа-
ция", 1966, №8, с. 33-38,
48. Леконцев Ю.А., Мирошниченко А.А., Сапиро Е.С. и др. — Металлург, 1966,
№ 4, с. 6—7.
49. Долматов В.А., Гловацкий А.Б., Архипов Б.В. и др. — Металлург, 1965, № 4,
с. 3-4.
50. Вакулин В.Н., Дунаев Е.Е., Емушинцев В.В. и др. — Сталь, 1976, № 7, с. 585—
591.
51. Шокул А.А., Царицын Е.А., Шаркевич Л.Д. и др. — Сталь, 1977, № 3, с. 204—
209.
52. Ikegami Н. — Transactions of the Iron and Steel Institute of Japan, 1974, v. 14, № 1,
p. 54-T-60.
53. Беер Г — Черные металлы, 1965, № 14, с. 18—22.
54, Китаев Б.И., Овчинников Ю.Н., Ярошенко Ю.Г. — Информация ин-та "Чермет-
информация", 1972, сер. 4, вып. 5, с, 23.
55. Girman M.f Podhorsky T.r Olejar M., Fiiip-Bujnacek M. — Hutnik, 1976, v. 26, № 12,
s. 443-448.
56. Lukes W. - Hutnicke listy, 1977, v. 32, № 1, s. 7-13.
57. Heynert G. — MM-Maschinenmarkt, 1973, Bd 79, №3, S. 43—44.
58. Ashton H.M. — Iron and Steel International, 1973, v. 46, № 3, p. 226—230.
59. Экспресс-информация ВИНИТИ. Черная металлургия, 1971, № 44, с. 1—26.
60. Tajima К., Jomoto J., Kanajama J. — Tetsu-to-Hagane. J. ISIJ, 1975, v. 61, № 11,
p. 2531-2543.
61. Nakamura N., Ishikava Y., Tateeka M. — International congress on Metallurgy of
ferrous metals in Dusseldorf, GFR, 1974, v. 1, p. 353—366.
62. Hille H. - Stahl und Eisen, 1975, Bd 95, №22, S 1017-1023.
63. Леконцев Ю.А., Нечаев В.С. — Металлург, 1963, № 7, с. 8—9.
64. Сунцов Г.Н., Рыньков В.И., Андреев Е.И. и др. — Бюл. ин-та "Черметинформа-
ция", 1968, № 1, с. 42-45.
65. Малышев А.А. — Металлург, 1£fe4, № 3, с. 5—7.
140
66. Прибавин Н.В., Капичев А.Г,, Сунцов Г-Н. и др. — Бюл. ин-та "Черметинфор-
мация", 1967, № 1, с. 40-41.
67. Сагайдак И,И., Волков Ю.П., Федулов Ю.В. и др. — Бюл. ин-та "Черметинформа-
ция", 1964, № 5, с. 31-32.
68. Агашин А,А., Бабарыкин Н.Н., Волков Ю.П. и др. — Сталь, 1965, № 5, с. 393—
400.
69. Пушкаш И.И., Корнев В.К, Янсен Б.Д. и др. — Бюл. ин-та "Черметинформа-
ция", 1965, № 17, с. 41—45.
70. Борисов Ю.С., Корнев В.К., Пушкаш И.И. и др. — Сталь, 1965, № 6, с. 497—
503.
71. Брошевский С.Л. — Металлургическая и горнорудная промышленность, 1974,
№ 1.С.90.
72. Ашлин Б.И., Слепцов Ж.Е., Гусаров А.К. и др. — Металлург, 1975, № 8, с. 11—14.
73. Еремеева К.Н., Жак Р.М., Хромов В.А. Основные направления научно-техни-
ческого прогресса доменного производства/ М.: Черметинформация, 1974,
45 с.
74. Жураковский Б.Л. Опыт работы доменных печей на комбинированном дутье
высоких параметров/ М.: Черметинформация, 1976, 54 с.
75. Мирошниченко А.А., Леконцев Ю.А., Пашкеев Г. Г. — Металлург, 1965, № 5,
с. 8-10.
76. Стер шипов Б.Н., Сунцов ГН. — Металлургическое машиностроение, 1965, № 1,
с. 31-33.
77. Старшинов Б.Н., Ободан Л.М., Елинек И.И. — Бюл. ин-та "Черметинформа-
ция", 1964, № 4, с. 10-20.
78. А.с. 168311 (СССР) / Пашкеев Г Г, Леконцев Ю.А., Чунжин Б.А. и др. Опубл,
в Б.И., 1965, №4, с. 30.
79, Сунцов ГН., Маликов К.В., Вакуленко В.Х. и др. — Бюл. ин-та "Черметинфор-
мация", 1963, № 20, с. 28—29.
80. Kotas Z. - Neue Hutte, 1966, «Р9Г S. 536-540.
81. Черная металлургия капиталистических стран в 1978 г.: Обзор "Информ-
сталь"/М.: Информсталь, 1979, вып, 9 (61), 103 с.
32. Даньшин В.В. — Бюл. ин-та "Черметинформация", 1964, № 4, с. 55—57 с ил.
83. Hays R.D., Zeigert W.L. — Iron and Steel Eng., 1973, v. 50, № 9, p. 106—111.
84, Маликов K.B., Сунцов ГН., Пишванов В.Л. — Труды/ВНИИМТ. Свердловск:
Металлургиздат, 1963, № 9, с. 41—60 с ил.
ЗЪ.Мацучаго С., Фунато Я., Такасима X. — Нэнре кекайси, 1973, т. 52, № 555,
с. 604-608.
86. Удилов В.М., Бабошин В.М., Митюшин Ю.П., Гребенкина ГФ. — Металлургичес-
кая и горнорудная промышленность, 1978, № 1, с. 42—44.
Bl. Borgnat D., Della Casa H.f Schneider M., Staib C. — Rapport IRSID, 1974, RE 194,
p. 138, C. 1. T., 1974, № 11, p. 2445-2455.
88. OlschewskiK.H., Posch W. - Radex-Rundschau, 1974, №4, S. 241-249.
89. Экспресс-информация ВИНИТИ. Черная металлургия, 1973, № 8, с. 13—33.
90. Hatano М„ Hiraoka В., Fukuda М., Masuike Т. — Tetsu-to-Hagane. Journal I SI J,
1976, v. 62, № 5, p. 505-514.
9У. Кулагин Л.В., Охотников C.C. Сжигание тяжелых жидких топлив. М.: Недра,
1967. 280 с.
92. Inatani Т., Okabe К., Nishiyama Т. а. о. — Tetsu-to-Hagane. Journal ISIJ, 1976,
v. 62, №5, р. 514-524.
93. Бугаев КМ. Распределение газов в доменных печах. М.: Металлургия, 1974.
174 с.
94. Blast Furnace Injection. Ed. N. Srandish. Illawarra Branch of the Australasian insti-
tute oj Mining and Metallurgy, 1972, p. 139.
95. Витман Л.А., Кацнельсон Б.Д., Палеев И.И. Распыливание жидкости форсунка-
ми. М.-Л., Госэнергоиздат, 1962. 261 с.
96. Rosin R., Rammler Е. — Kolloid Zeitschrift, 1934, Bd. 67, H. 1, S. 16—26.
91.Лонгвелл Дж. — В кн.: Процессы горения: Пер. с англ. М.: Физматгиз 1961
с. 343—371.
98. Кулагин Л.В., Морошкин М.Я. Форсунки для распыливания тяжелых топлив.
М.: Машиностроение, 1973. 200 с.
99. Гидродинамика и теория горения потока топлива/Канторович Б.В., Миткалин-
ный В.И., Делягин Г.Н., Иванов В.М. М.: Металлургия, 1971.487 с.
100. Усовершенствование методов сжигания мазута в мартеновских печах./Лисиен-
ко В. ГКитаев Б.И., Ко карее Н.И., Капичев А. Г. М.: Металлургия, 1967.246 с.
101. Маттон Д., Фуре С. В кн.: Вопросы горения: Пер. с англ. М,: Металлургиздат,
1963, с. 255-262.
102. Общая металлургия/Под ред. Челищева Е.В. М.: Металлургия, 1971. 479 с.
103. Щетинков Е.С. Физика горения газов. М.: Наука, 1965« 739 с.
104. Жарков Б.Л. — Перевод котельных установок и производственных печей на
газ и жидкое топливо: Науч. тр. /ВНИИЖДТ. М.: Трансжелдориздат, 1961,
№228, с. 5-18.
105. Masdin E.G., Thring M.W. — J. of the Institute of Fuel, 1966, № 35, p. 251—260.
106. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М,: Машино-
строение, 1975. 559 с.
107. А.с. 532624 (СССР) /Митюшин Ю.П., Удилов 8.М., Бабошин В.М. и др. Опубл,
в Б.И., 1976, №39, с. 64.
108, Иванов В.М., Канторович Б.В. Топливные эмульсии и суспензии. М.: АН СССР,
1963.182 с.
109. Eenho/fP., Sjogren А. - Varme, 1976, Bd 41, №4, S. 95-100.
110. Удилов B.M., Бабошин В.М., Митюшин Ю.П. и др. — Металлургическая тепло-
техника: Науч. тр./МЧМ СССР. М.: Металлургия, 1979, №7, с. 16-19.
111. Арсланов А.А.. — В кн.: Тезисы докладов 1-й Республиканской научно-техни-
ческой конференции молодых ученых и специалистов по технологии добычи
и использования газа в народном хозяйстве. Ташкент — М.: ВНИИЭгазпром,
1974, с. 162-163;
112. Hensen W. - VGB-Kraftwerktechnik, 1976, Bd 56, №7, S. 448-452.
113. Betriebs-Okonom, 1971, Bd 25, №1, S. 17.
114. Iron and Steel Engineer, 1976, v. 53, № 10, p. 100—101.
116.Sjogren A. - Varme, 1971, Bd 36, №9, S. 99-105.
116. Лернер M.O. Регулирование процесса горения в двигателях с искровым зажига-
нием. М.: Наука, 1972. 295 с.
117. Be/уса A.R. — Manganese additive Power, 1960,110 р.
IIB. Guillermic A.F., Rouent /. - CHAUD - FROID - PLOM - BERIE, 1969, v. 265,
p. 149-159.
119. Chemie-Anlagen und Verfahren, 1977, №4, S. 63—64.
120. Kondo M., Inatani T., Okabe K. — Transactions I SI J, 1074, v. 14, pe 267—274.
121. Reports of the Sixth International Conferense on Ironmarking "Vitkovice, 1979",
Ostrava, 1979.
122. Shimizu M., Nagai T.e Okabe K. a. o. — Tetsu-to-Hagane. Journal ISIJ.1972, v. 58,
№ 5, p. 589-599.
123. Хауфе P.f Ваплер Г.К. — Черные металлы, 1972, № 26, с. 15—19.
124. Лисиенко В.Г., Китаев Б.И., Кокарев Н.И. Усовершенствование методов сжига-
ния природного газа в сталеплавильных печах. М.: Металлургия, 1977. 280 с.
125. Scho/s R., Jeschar R. — Arch. Eisenhuttenwesen, 1977, Bd 48, №4, S. 224—234.
126. Исаченко В.П., Осипова B.A., Сукомел А.С. Теплопередача. М.—Л.: Энергия,
1965. 423 с.
127. Fraser R.P. Sixth Symposium (International) on Combustion, Reinhold, 1955,
p. 687-701.
128. Карабин А.И., Раменская E.C., Энно И.К. Сжигание жидкого топлива в промыш-
ленных установках. М.: Металлургия, 1966. 371 с.
129. Brauer Н. Grundlagen der Einphasen — und Mehrphasen-stromungen. Aarau/Frank-
furt/M, 1971.
142
130. Troesch H.A. - ,xChem.-lng.-Techn/\ 1954, N°26,_S. 311-320.
131. Дейч M.E. Техническая газодинамика. M.: Энергия, 1974*592 с.
132. А.с. 587298 (СССР). Удилое В.М., Бабошин В.М., Митюшин Ю.П. и др. Опубл,
в Б.И., 1978, №1, с. 110.
133. Della Casa Н., Euglument В. — Circ. informs, techn. Cent. doc. Sider., 1977, v. 34,
№ 3, p. 657—672,
134. A.c. 505680 (СССР) !Удилое B.M.f Бабошин B.M., Гребенкина ГФ. и др. Опубл,
в Б.И., 1976, №9, с. 72.
135. Luth F. - Klepzig Fachberichte, 1973, Bd 81, №7, S. 301-302.
136. Гилод В.Я. Современные методы сжигания жидкого топлива. М.: ВИНИТИ,
1967, 123 с.
137. Удилое В.М., Бабошин В.М., Митюшин Ю.П. — В кн.: Тезисы докладов Второй
Всесоюзной конференции по технологическому горению, М.: Недра, 1978,
с. 154-155.
138. Равич М.Б. Эффективность использования топлива. М.: Наука, 1977. 343 с.
139. HugultC., Richter I.P. - Rev. Metallurgie, 1974, v. 71, № 4, p. 321-332.
140. Рапопорт И.Б. Искусственное жидкое топливо. М.: Гостоптехиздат, 1955. 332 с.
141. Геллер З.И. Мазут как топливо. М.: Недра, 1965. 496 с.
142. Зайцев А.П. Применение коллоидального топлива в США. М.: Гостоптехиздат,
1947. 120 с.
143. Акбердин А.А., Конуров У., Грузинов В.К. — В кн.: Комплексная переработка
черных металлов Казахстана. Алма-Ата: Наука, 1969, с. 58—71.
У44. Акбердин А.А., Конуров У. — В кн.: Комплексная переработка железных, мар-
ганцевых и хромитовых руд Казахстана. Алма-Ата: Наука, 1969, с. 48—55.
145. Конуров У. — В кн.: Использование минерального сырья Казахстана в черной
металлургии. Алма-Ата: Наука, 1970, с. 61—71.
146. Акбердин А-А. — В кн.: Исследование шихтовых материалов и процессов до-
менной плавки. М.: Металлургия, 1971, с. 82—84.
147. Дубовкин Н.Ф. Справочник по углеводородным топливам и продуктам их сго-
рания. М.: Госэнергоиздат, 1962. 288 с.
148. Теплотехника окускования железорудного сырья/Братчиков С.Г, Берман Ю.А.,
Белоцерковский Я.Л., Бабошин В.М., Майзель ГМ. М.: Металлургия, 1970.
343 с.
149. Миро нов В. Г, Бабошин В.М., Гусева М.Г — Теплотехника металлургического
производства: Науч. тр./ВНИИМТ. Свердловск: Кн. изд-во, 1970, № 22, с. 3—37.
150. Бабошин В.М., Удилое В.М., Митюшин Ю.П. — Металлургическая теплотехника:
Науч. тр./МЧМ СССР. М,: Металлургия, 1978, № 6, с. 13-16.
151. Распыливание жид костей/Бородин В.А., Дитякин Ю.Ф., Клячко Л.А., Ягод-
кин В.И. М.: Машиностроение, 1967. 203 с.
152. Богданди Л., Шефере В. — Черные металлы, 1962, № 1, с. 3—24,
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение ............................................................ 3
Г лава /. Некоторые теоретические предпосылки и технико-экономичес-
кая эффективность вдувания в доменную печь мазута и других
углеводородных топлив................................................ 5
1. Некоторые теоретические предпосылки вдувания мазута в доменные
печи.............................................................. 5
2. Технико-экономическая эффектияность вдувания в доменную печь
различных углеводородных топлив.................................. 25
Г лава //. Опыт работы доменных печей при вдувании мазута........... 32
1. Опыт работы при вдувании мазута доменных печей зарубежных стран. 32
2. Опыт работы отечественных доменных печей при вдувании жидко-
го топлива....................................................... 39
3. Конструкции устройств для ввода жидкого топлива в фурмы до-
менных печей..................................................... 47
Глава Ш.Ъыбор и расчет форсунок для вдувания жидкого топлива в
доменные nwn,...................................................... 58
1. Экспериментальные установки................................... 58
2. Методика проведения опытов и обработки опытных данных......... 66
3. Исследования распыливания и сгорания капель топлива. . ....... 76
4. Результаты испытаний моделей на огневых стендах............... 85
5. Результаты исследований на промышленных стендах и доменных
печах........................................................... 102
6. Рекомендации по выбору и расчету форсунок.................... 111
Г лава IV. Мазутное хозяйство доменных цехов....................... 120
1. Характеристика жидких топлив, применяемых для вдувания в домен-
ные печи ....................................................... 120
2. Подготовка, хранение и подача мазута к доменным печам........ 133
3. Некоторые вопросы эксплуатации мазутного хозяйства доменных
цехов и форсунок для вдувания топлива .......................... 137
Библиографический список........................................... 139
60к.
При вдувании мазута, как и другого углеводородного топлива (при-
родного газа, угольной пыли и т.д.), в фурмы доменных печей процес-
сы горения протекают в условиях, затрудняющих исследования. Поэто-
му до настоящего времени нет ясного представления о физико-химичес-
ких процессах, происходящих в фурме и фурменном очаге, а также дос-
таточно полной методики расчета смесеобразования и сгорания топлива
после инжекции его в поток доменного дутья. При небольших удель-
ных расходах вдуваемого в доменную печь углеводородного топлива
конструкции и режим работы инжекторов могут быть относительно
простыми. Однако с увеличением расхода топлива требуются более со-
вершенные конструкции инжекторов и тщательно продуманный режим
их работы. Для успешного решения возникающих в этом случае проб-
лем будет полезен изложенный в книге подход, основанный на резуль-
татах соответствующих теоретических и экспериментальных исследо-
ваний.
Л
«
< МЕТАЛЛУРГИЯ >