Теория и технология доменного процесса - Бабарыкин Н.Н.

Автор: Бабарыкин Н.Н.
Теги: металлургия черных металлов железо, чугун и сталь металлургия металлы чугун учебное пособие черная металлургия доменной процесс
Год: 2009
Похожие
Экономика доменного производства
Применение мазута в доменных печах
Кинетика движения и характер горения кокса в доменной печи
Вращающиеся печи: теплотехника, управление и экология. Справочник. Книга 1
Текст
                    Н. II. Бабарыкин
теория :: технология
ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
Магнитогорск — 2009
Министерство образования и науки Российской Федерации
Федеральное агентство по образованию
ГОУ ВПО «Магнитогорский государственный
технический университет им. Г.И. Носова»
И. Н. БАБАРЫКИН
ТЕОРИЯ И ТЕХНОЛОГИЯ
ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
Утверждено Редакционно-издательским советом университета
в качестве учебного пособия
Магнитогорск
2009
Рецензенты:
Доктор технических наук, профессор кафедры
химической технологии неметаллических материалов и физической химии
ГОУ ВПО «МГТУ»
Н.П.Сысоев
Кандидат технических наук, доцент кафедры металлургии черных металлов
ГОУ ВПО «МГТУ»
В.Г.Дружков
Н.Н.Бабарыкин
Теория и технология доменного процесса: Учебное пособие. Магнитогорск:
ГОУ ВПО «МГТУ», 2009. 257 с.
В авторский курс лекций Бабарыкина Н.Н. включены материалы, посвященные теории
и технологии доменного процесса. Представлены описания механических, химических и
тепловых явлений современной доменной плавки. Приведены результаты многолетних
исследований доменных печей Магнитогорского металлургического комбината.
Книга является учебным пособием для студентов вузов, обучающихся по специальности
«Металлургия черных металлов» специализации «Металлургия чугуна». Может быть
полезна для аспирантов, научных, инженерно-технических работников металлургических
предприятий, исследовательских и проектно-конструкторских организаций
© Бабарыкин Н.Н., 2009
© ГОУ ВПО «МГТУ», 2009
Николай Николаевич
БАБАРЫКИН
ПРЕДИСЛОВИЕ
Уважаемый читатель!
Вашему вниманию предлагается учебное пособие, написанное доктором технических наук,
профессором Бабарыкиным Н.Н. Изданные при жизни Николая Николаевича шесть частей курса лек-
ций по теории и технологии доменной плавки уже давно разошлись и превратились в библиографиче-
скую редкость.
В основу курса Н.Н. Бабарыкин вкладывал не только известный учебный материал, но и уникаль-
ные результаты исследований? выполненных автором и проведенных под его руководством коллективом
доменной лаборатории ЦЗЛ ММК. В его трудах покоряет отточенность фраз и мыслей, изящность и
глубина изложения материала, именно поэтому он легко понимается и усваивается. По мнению многих
студентов, преподавателей и инженеров-доменщиков, возрождение этих материалов для учебного про-
цесса в подготовке специалистов-доменщиков - задача актуальная и благородная. Особенно это важно в
настоящий период, когда в библиотеках становится всё меньше доступной технической литературы.
Идея возрождения ценных материалов возникла у старшего преподавателя кафедры металлур-
гии черных металлов МГТУ им. Г.И. Носова Коноплёва А.Д., который взял на себя основные заботы,
связанные с переизданием трудов. Эта инициатива нашла поддержку у многих преподавателей, выпу-
скников кафедры и студентов университета, принявших участие в подготовке книги, а также инжене-
ров-металлургов ОАО ММК - Гибадуллина М.Ф., Куряткова А.А., Нефёдова С.Н., Терентьева В.Л.,
Чевычелова А.В., Полинова А.А., оказавших материальную поддержку в её издании. Было принято
решение объединить все шесть частей в одну книгу и напечатать в том же виде, что и первоисточни-
ки, без купюр, изменён только формат.
Надеемся, что этот труд Н.Н. Бабарыкина, так же как и первое его издание, будет существенной
помощью студентам, преподавателям и инженерно-техническим работникам в деле изучения и со-
вершенствования доменного процесса, с учётом того, что доменные печи останутся одними из основ-
ных агрегатов чёрной металлургии будущего.
Заведующий кафедрой теплотехнических
и энергетических систем	Б.К. Сеничкин
Ответственный за подготовку доменщиков
на кафедре металлургии черных металлов
В.Г. Дружков
Часть 1
ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
ВВЕДЕНИЕ
Современная доменная печь представляет со-
бой высокомеханизированный и автоматизирован-
ный агрегат, способный выплавлять до 12 тыс. т
чугуна в сутки. Для успешного управления им
нужны знания механических, химических и тепло-
вых процессов, совершающихся внутри печи, а
также сведения о всей технологии получения чугу-
на. В сообщении учащимся таких сведений состоит
главная задача предлагаемого курса лекций, разде-
лённого на шесть частей.
Курс предназначен для подготовки инженеров-
металлургов, способных по уровню технических
знаний работать в должности мастера доменной пе-
чи. В нём обобщён опыт преподавания дисциплины
«Теория и технология доменного процесса» на ка-
федре металлургии чугуна МГМИ в 1975—1990 гг.
При написании курса использованы теоретические и
опытные данные многих отечественных и зарубеж-
ных исследователей, а также результаты лаборатор-
ных и производственных экспериментов сотрудни-
ков кафедры.
Являясь частью металлургии железа, доменное
производство имеет многовековую историю. Над
его совершенствованием трудились специалисты
многих стран, в том числе России и СНГ. Однако в
учебной и специальной литературе 1980-х гг. раз-
делы истории металлургии изложены излишне
кратко и не дают возможности проследить эволю-
цию технологии и представить состояние произ-
водства чугуна в отдельные исторические периоды.
Поэтому лекции начаты с исторического обзора
способов получения железа, в котором описано
возникновение и развитие доменного процесса,
показана его связь с чугунолитейным и сталепла-
вильным производствами, представлена структур-
ная схема современной чёрной металлургии и ме-
сто в ней доменной плавки.
Автор признателен доценту кафедры стали
МГМИ, канд. техн, наук П.Н.Перчаткину за вни-
мательное прочтение 1 части рукописи.
1.1.	ЗНАЧЕНИЕ И СВОЙСТВА ЖЕЛЕЗА
1.1.1.	Роль железа в развитии цивилизации
Доменное производство предназначено для
извлечения железа из руд. Оно является одной из
частей чёрной металлургии - отрасли промышлен-
ности, производящей железо и его сплавы: чугун,
сталь, ферросплавы.
Известно, что развитие человеческого обще-
ства во многом определилось развитием техники
получения железа. В свою очередь, в истории по-
следней можно выделить три периода, непосред-
ственно связанные со способами извлечения желе-
за из руд. Первый период характерен выработкой
ковкого железа в сыродутных горнах, он начался в
глубокой древности и завершился в середине
XIV в. открытием чугуна. Второй закончился на
рубеже XIX и XX столетий отказом от производ-
ства ковкого железа и заменой его литой сталью,
полученной на основе чугуна. Особенностью
третьего периода является выплавка подавляющей
части стали с использованием чугуна и металли-
ческого лома. Он завершится, когда из земных
недр извлекут основные запасы коксующихся уг-
лей. До этого времени доменная печь благодаря её
высокой экономичности останется главным про-
изводителем первичного железа.
Согласно археологическим данным, а также
сведениям из древних письменных источников,
человек начал получать железо для изготовления
орудий труда, предметов быта и оружия
за 1,5—2 тыс. лет до н.э. Ранее других регионов
железо появилось на Ближнем Востоке, в первую
очередь в Финикии и Ассирии. Несколько позже
искусством получать и обрабатывать железо овла-
дели народы Средиземноморья и Центральной
Европы. В X VI вв. до н.э. железо проникло в Ин-
дию, на Дальний Восток, в Северную Европу и в
Британию. Последующему его распространению в
Средиземноморье, на Балканах, в Центральной и
Западной Европе способствовала военная и хозяй-
ственная деятельность Древней Греции, Карфаге-
на и Рима. На территории бывшего СССР наибо-
лее раннее применение железа отмечено в Арме-
нии и греческих колониях Причерноморья, а на
земле Древней Руси его начали получать в
IX—VIII вв. до н.э. Заметную роль в распростране-
нии железа сыграло переселение во II и 1 тысяче-
летиях до н.э. части народов из стран Ближнего
Востока и Передней Азии, умевших получать и
обрабатывать железо, в другие регионы.
В течение многих столетий вся технология
производства и обработки железа базировалась ис-
ключительно на опыте и знаниях, передаваемых от
одного поколения металлургов к другому и часто
считавшихся производственным секретом. Только в
XIX в. получение железа приобрело научную осно-
ву, чему помимо общего прогресса науки и техники
способствовало резкое увеличение спроса на чугун
и сталь в связи с быстрым развитием машино-
строения, интенсивным строительством железных
дорог и судов с металлическим корпусом.
1.1. ЗНАЧЕНИЕ И СВОЙСТВА ЖЕЛЕЗА
5
К концу 1980-х гг. во всём мире в виде раз-
личных сооружений, орудий труда, предметов быта
было накоплено более 7,5 млрд т железа. Этот ме-
таллический фонд является основой всей совре-
менной техники и материальной культуры. Широ-
кое распространение в XX в. стекла, бетона, пласт-
масс, синтетических смол и других неметалличе-
ских конструкционных материалов хотя и сократи-
ло потребность в железе, но не изменило его гла-
венствующего положения. Успехи в производстве
железа и его сплавов явились основой для развития
сухопутного и водного транспорта, связи, микро- и
радиоэлектроники, микробиологии, использования
атомной энергии, освоения космического про-
странства и многих других достижений современ-
ной цивилизации.
1.1.2.	Свойства железа
Чистое железо (феррит) имеет светло-серый
цвет, обладает пластичностью и высокой магнит-
ной проницаемостью. Атомная масса железа 55,84,
плотность 7,87 г/см3, температура плавления
1539 °C, температура кипения 2887 С, валентность
2,3,6. Размягчённые зёрна феррита легко слипаются
между собой, а во время ковки и прокатки - удли-
няются и прочно свариваются в единую массу.
Железо образует химические соединения с ки-
слородом, углеродом, кремнием, фосфором, серой
и некоторыми другими элементами. Оно способно
в разной мере растворять марганец, хром, никель,
ванадий и другие металлы, а также отдельные
двухатомные газы (водород и азот). Под влиянием
химически связанных или растворённых элементов
физические свойства железа меняются в широких
пределах, что делает его пригодным для использо-
вания в разнообразных целях. Поэтому на долю
железа и ею сплавов приходится свыше 90% миро-
вого производства всех металлов.
Основным элементом, придающим железу
различные свойства, является углерод. Он образует
карбид Fe3C, хорошо растворимый в железе. Спла-
вы с содержанием углерода до 2,14% называют
сталями, а с более высоким - чугунами. В течение
многих столетий, когда в основной массе стали
содержание углерода не превышало 0,15%, её име-
новали ковким или сварочным железом из-за спо-
собности легко поддаваться кузнечной ковке и
сварке.
Другие элементы улучшают или ухудшают
свойства чугунов и сталей К улучшающим свойст-
ва (легирующим) относятся: марганец, кремний,
хром, никель, кобальт, титан, молибден, вольфрам
и др. К ухудшающим свойства (вредным примесям)
- сера, фосфор, кислород, азот, водород, мышьяк,
свинец и др. В доменную печь легирующие элемен-
ты поступают с рудными материалами в виде ок-
сидных соединений и после частичного или полно-
го восстановления переходят в чугун. В сталь леги-
рующие элементы с целью сокращения потерь от
окисления вводят в виде сплавов с железом - фер-
росплавов, получением которых занимается ферро-
сплавное производство.
Железо входит в состав более 300 минералов.
Его среднее содержание в верхней части земной
коры (4,2%) уступает только содержанию кислоро-
да, кремния и алюминия: соответственно 49,1; 26.5
и 7,4%. Однако для промышленного извлечения
используют лишь небольшое число минералов с
максимальным количеством железа, образующих
железные руды Кроме железосодержащих минера-
лов в состав руд входят главные компоненты зем-
ной коры (SiO2, А12О3, CaO, MgO), обычно назы-
ваемые пустой породой, а также полезные и вред-
ные примеси Добыча железных руд существенно
облегчена благодаря выходу многих месторожде-
ний на земную поверхность или их расположением
вблизи этой поверхности.
Вследствие большого химического сродства к
кислороду, а также высокого содержания последне-
го в атмосфере, гидросфере и земной коре само-
родное железо (феррит) встречается очень редко в
виде мельчайших вкраплений в базальте, диабазе,
сиените и некоторых других горных породах, из-
верженных из недр в первой половине существо-
вания Земли (её возраст 4,6 млрд лет) В этот период
свободный кислород в атмосфере отсутствовал,
процесс разделения жидких веществ по плотности
внутри планеты с образованием тяжёлого ядра, со-
стоящего главным образом из железа, ещё не полу-
чил большого развития. В результате содержание
железа в верхней мантии и извергавшихся из неё
вулканических лавах было много больше совре-
менного.
Свободный кислород появился в атмосфере в
заметном количестве 2,2 млрд лет тому назад, по-
ложив начало процессу окисления железа. В на-
стоящее время основная часть этого метапла пред-
ставлена оксидами Fe2O3 и Fe3O4, входящими в со-
став красных и магнитных железняков Эти же ок-
сиды образуются при обжиге бурых и шпатовых
железняков, содержащих железо в виде гидроокиси
Fe2O3»nH2O и углекислой соли FeCO3.
Другим проявлением большого сродства к ки-
слороду служит окисление кислородом воздуха
поверхностного слоя нагретого железа с образова-
нием окалины, близкой по составу к магнитной
окиси Fe3O4 По этой же причине значительная
часть производимого железа при воздействии водя-
ных паров подвергается коррозии (ржавеет). Чтобы
уменьшить потери железа в процессе службы, в его
состав вводят легирующие элементы или на по-
верхность изделий наносят слой защитного (анти-
коррозийного) покрытия
6
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
1.2.	СЫРОДУТНЫЙ СПОСОБ
ПРОИЗВОДСТВА ЖЕЛЕЗА
1.2.1.	Устройство горнов и подача дутья
Для освобождения железа от кислорода издав-
на используют реакции восстановления, которые
требуют значительных затрат тепла и восстанови-
теля. Главным источником того и другого служит
углерод, дополнительным - водород Оба элемента
содержатся в древесном угле, каменноугольном
коксе, природном газе и других видах топлива.
В глубокой древности железо получали нагре-
ванием железных руд в смеси с древесным углем в
ямах, расположенных ниже поверхности земли
(«волчьи ямы») и часто окружённых небольшим
валом из глины и мелких камней для уменьшения
потерь тепла. Такой способ производства был са-
мым простым и доступным многим народам на
ранней стадии цивилизации, но малоэффективным
из-за низкой производительности и очень высокого
расхода угля.
Первым металлургическим агрегатом, специ-
ально предназначенным для восстановления желез-
ных руд, явился низкий - высотой 1-1,5 м - сыро-
дутный горн (рис. 1 1).
Рис. 1.1. Якутский сыродутный горн:
1 - деревянный сруб, 2 - глина; 3 - крица;
4 - сопло; 5 - мехи
Под воздействием горячего восстановительно-
го газа в нём появлялся рыхлый ком размягчённого
железа - крица (название произошло от слова
«крьч» - кузнец). В начальный период эти горны
строили в лесах и часто называли лесными кузни-
цами в отличие от кузниц в населённых пунктах,
где завершали изготовление изделий из железа. В
XVI-XVII вв. сыродутные горны во многих случа-
ях устанавливали в кузницах на окраине населён-
ных пунктов (в России такие кузницы назывались
руднями).
Низкий горн обычно располагали на склоне
холма со стороны основного направления ветра.
Его сооружали большей частью из глины, скреп-
ляемой камнями, ветками или стволами небольших
деревьев Внутреннее пространство часто имело
овальную форму, а наружное соответствовало усе-
чённой пирамиде или усечённому конусу. Исклю-
чением служил каталонский горн (создан в Катало-
нии - провинции на севере Испании), широко при-
менявшийся в XVH-XVIII вв. в Испании и Южной
Франции для заводского производства железа. Его
сооружали ниже поверхности земли в виде наклон-
ной воронки (рис. 1.2), округлённой снизу и четы-
рёхугольной сверху.
С VIII в. н.э. в Штирии, одной из провинций
Австрии, для увеличения производства криц и
снижения расхода древесного угля начали строить
горны высотой 2,5-3 м, названные штюкофенами
(Stuckofen) от слова Stuck - крица. Отсюда они
распространились
Швеции и дру-
гим странам Ев-
ропы. Вместе с
низкими горна-
ми, применяв-
шимися в Азии и
Африке, штюко-
фены в некото-
рых регионах
продолжали ис-
пользовать до
конца XIX в. В
текущем столе-
тии отдельные
низкие горны
обнаружены в
России (Яку-
тия, 1928 г.) и во
внутренних ре-
гионах Африки
(1940 г).
по всей Германии, Франции,
Рис. 1.2. Каталонский горн
а - древесный уголь;
б - железная руда;
в - крица
Штюкофены строили круглого, многогранного
или четырёхугольного поперечного сечения, скреп-
ляя снаружи стволами деревьев в виде сруба или
каменной кладкой (рис. 1.3). Так как большинство
низких горнов или штюкофенов предназначалось
для кустарного производства, их использовали
только по мере надобности в сухое время года, сво-
бодное от сельскохозяйственных работ
Для сжигания 1 кг углерода до СО требуется
примерно 4,4 м3 атмосферного воздуха. В началь-
ный период воздух в низкий горн поступал через
отверстие в нижней части горна естественной тя-
гой, дополняемой силой ветра Позже дутьё стали
подавать двумя работающими по очереди мехами,
изготовленными из дерева и шкур животных. Мехи
приводили в движение мускульной силой людей
(большей частью ногами). Так как с появлением
штюкофенов объём дутья и сопротивление движе-
нию газов возросли, для привода мехов в отдель-
ных регионах использовали домашних животных.
Из-за наличия циклов всасывания и сжатия
воздуха мехи давали пульсирующее дутьё. Их при-
менение позволило ускорить процесс плавки и од-
новременно повысить температуру газов в горне за
счёт сокращения доли внешних потерь тепла.
Польза от принудительной подачи дутья была оче-
видной, поэтому одной из главных задач после-
дующих поколений металлургов явилось совер-
шенствование воздуходувных средств.
1.2. СЫРОДУТНЫЙ способ производства железа
7
Рис. 1.3. Штюкофен
Во многих каталонских горнах с конца XVIII в.
дутьё вводили через фурму из листовой меди, на-
клонённую под углом 35-40° к горизонту. Его по-
давали водотрубной воздуходувкой - тромпой
(рис. 1 4), состоящей из двух деревянных резервуа-
ров с водой и соединяющих их 2-3 вертикальных
труб длиной 4-7 м.
Рис. 1.4 Тромпа
1 - слив воды; 2 - пробка; 3 - наполнение водой;
4 - отверстия для всасывания воздуха;
5 - доска с плитой; 6 - патрубок для отвода дутья
Вода поступала в трубы через конические
насадки с выходным сечением около 40% площади
сечения труб. По мере падения потоки воды разры-
вались на большое количество частей и, перемеща-
ясь по всему поперечному сечению труб, увлекали
с собой атмосферный воздух. Последний засасы-
вался в верхней части труб через специальные че-
тырёхугольные отверстия, нактонённые к горизон-
ту под углом 40-45 . Нижний резервуар (дутьевой
ящик) в форме широкой бочки с плотными стенкой
и крышкой имел горизонтальную доску с чугунной
или каменной плитой, о которую ударялись потоки
воды. Отделившийся от воды воздух с избыточным
давлением 0,5-0,9 кПа поступал в воздухопровод и
горн, а вода через боковое отверстие удалялась на-
ружу.
В отличие от мехов, тромпа обеспечивала по-
стоянство количества и давления дутья. Её произ-
водительность определялась числом труб, их дли-
ной и объёмом проходившей воды, который регу-
лировали положением конических пробок в верх-
нем резервуаре.
1.2.2.	Особенности технологии
I
Первоначально древесный уголь для низких
горнов выжигали в ямах под слоем веток и земли,
позже для этой цели стали использовать кучи диа-
метром 3-4 м. В обоих случаях масса готового уг-
ля не превышала 12% массы дров. Руду - бурый
или красный железняк - добывапи вблизи земной
поверхности, не прибегая к использованию глубо-
ких шахт. Перед плавкой уголь дробили до крупно-
сти грецкого ореха, руду - до крупности гороха или
лесного ореха, оба материала отделяли от мелких
частиц.
Уголь и руду загружали через верхнее отвер-
стие в предварительно разогретый горн. В нижнюю
его часть через трубку (сопло) из высушенной гли-
ны подавали дутьё, кислород которого окислял уг-
лерод древесного угля с образованием СО и выде-
лением тепла;
С+0,5О2=СО+120,4 МДж. (1.1)
Горячие газы с температурой 1300 135О°С
поднимались вверх, нагревая и восстанавливая ку-
сочки железной руды По мере выгорания топлива
и оседания шихтовых материалов горн заполняли
новыми порциями угля и руды, располагая их гори-
зонтальными слоями. Только в каталонском горне
слои сырья и топлива формировали наклонно, при-
давая слою руды для облегчения движения газов
меньшую высоту по сравнению со слоем угля.
Вскоре после подачи дутья температура газа на
колошнике достигала 900-1000°С, газ воспламе-
нялся от соприкосновения с воздухом и непрерыв-
но горел в течение всей плавки.
Вследствие малой высоты рабочего простран-
ства и большой протяжённости зоны высоких тем-
ператур основная часть оксидов железа восстанав-
ливалась в сыродутных агрегатах твёрдым углеро-
дом, из-за чего содержание СО2 в отходящих газах
было ничтожным. По этой же причине происходи-
ли преждевременное плавление частиц руды и пе-
реход в шлак большого количества закиси железа,
что подтверждается данными Ф.Карстена (1841 г),
ТРишара (1838 г.), ЖФрансуа (1843 г.) и
А.А Байкова (1933 г.), %:
8
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
Компоненты	FeO	SiO2	AEO;
Т ип горна; прусский	51,7	29,1	4,3
каталонский	41,8	33,5	1,9
то же	39,9	33,0	3,65
якутский	48,6	23,0	2,67
Благодаря относительно низкой температуре
плавления железистых расплавов (1100 1200 С) и
их достаточной текучести даже при небольшом
нагреве сверх температуры плавления шлак из сы-
родутных агрегатов удаляли в жидком состоянии
через отверстие в стенке, расположенное немного
ниже уровня сопла. При наличии в рудах высокого
содержания кремнезёма главной составляющей
шлака являлся фаялит 2FeO SiO2, определявший
выход расплава и концентрацию в нём закиси же-
леза. Присутствие закиси марганца, взаимодейст-
вовавшей с кремнезёмом, облегчало восстановле-
ние железа и уменьшало его химические потери в
процессе плавки.
Невысокая температура горения топлива на
холодном дутье и наличие железистых шлаков за-
трудняли науглероживание железа, а также восста-
новление кремния, марганца и фосфора, из-за чего
количество этих элементов в металле было малым.
По данным Ж.Франсуа, в продукте из каталонского
горна содержалось: 0 0,42% С; 0,02-0,04% Si;
0,02 -0,52% Мп. Другие исследователи сообщали о
наличии в сыродутном железе 0 0,1% С; 0-0.2%
Мп, следов кремния и фосфора
Температура плавления малоуглеродистого
железа указанного состава (1490- 1520°С) превы-
шала нагрев материалов в зоне образования крицы.
Благодаря присущей железу способности свари-
ваться в размягчённом состоянии отдельные его
зёрна слипались между собой в рыхлый ком, поры
которого были заполнены шлаком. Химический
состав криц не был однородным - наряду с малоуг-
леродистым железом часто встречались участки с
повышенным содержанием углерода, отвечающие
среднеуглеродистой стали В некоторых регионах
содержание углерода в металле регулировали из-
менением крупности и состава железных руд, рас-
хода угля, положения сопла и режима выпуска
шлака.
После 4-5 ч непрерывной работы раскалённую
до белого каления крицу клещами извлекали через
пролом в передней стенке горна вместе с частью
шлака и кусочками угля. Металл уплотняли дере-
вянным молотом (колотушкой), большие крицы
топором разрубали на 2-4 части и ковали ручным
кузнечным мопотом для удаления шлака из пор
(его начальное количество составляло 4-6% по
массе). Основная часть шлака выжималась из ме-
талла, а оставшийся шлак в количестве 1-2% рас-
полагался в виде нитей, переплетавшихся с волок-
нами металла. Перед следующей плавкой перед-
нюю стенку горна ремонтировали, вставляли новое
сопло, охладившуюся кладку разогревали сжигани-
ем порции древесного угля, после чего начинали
CaO	MgO	MnO	Щёлочи	P2O5
2,6	2,9	9,2	-	•*
8,5	1,32	12,3	-	а»
7,2	2,32	13,0	•	
2,84		3,48	3,87	0,87
получение новой крицы. В зависимости от разме-
ров горна и интенсивности подачи дутья за одну
плавку получали от 10 до 80 кг металла, а число
выработанных за сутки криц достигало 3-4.
В каталонском горне крицу извлекали клеща-
ми через верх, используя в качестве рычагов ломы.
Для облегчения работы одну из боковых стенок
горна делали ниже другой. Масса крицы достигала
100-150 кг, в течение года производили до 1000
криц Горячее железо уплотняли механическим
молотом, приводимым в действие водяным коле-
сом
В штюкофенах благодаря увеличению высоты
слоя шихты и сокращению внешних потерь тепла
восстановление железа протекало полнее по срав-
нению с низкими горнами Полнее совершались и
процессы науглероживания, вследствие чего крицу
часто извлекали в полуоплавленном состоянии.
Годовое производство металла одним штюкофеном
в последний период их применения достигало
90-120 т, расход древесного угля составлял
3-4 кг/кг железа. Чтобы облегчить извлечение кри-
цы, в кладке горна штюкофена делали горизон-
тальное отверстие, заполняемое кирпичами и сма-
зываемое глиной на период подачи дутья
Разделение труда существовало только при за-
водском способе получения сыродутного железа. В
условиях кустарного производства у горна работала
группа крестьян или ремесленников в количестве
не менее 4 человек, члены которой выжигали уголь,
добывали и готовили к плавке железную руду, по-
лучали и обрабатывали крицу. В России один горн
часто обслуживали крестьяне нескольких дворов,
причём вместе с ними получением и обработкой
железа в XVI-XVII вв. занимались ремесленники,
а также отдельные бояре и монастыри, владевшие
руднями с двумя сыродутными горнами. В некото-
рых регионах Индии железо в низких горнах выра-
батывали странствующие ремесленники.
Предназначенным для торговли заготовкам
придавали форму полос или брусков четырёх-
угольного сечения. Основную массу сыродутного
железа употребляли для изготовления орудий тру-
да, предметов быта и оружия, а некоторую его
часть науглероживали методом цементации и пре-
вращали в сталь. Для получения чистого о г приме-
сей железа крицу посредством многократного на-
грева и охлаждения превращали в окалину, кото-
рую ещё раз восстанавливали в низком горне
1.2. СЫРОДУТНЫЙ способ производства железа
9
1.2.3.	Достоинства и недостатки
Несомненными достоинствами сыродутного
способа получения железа, обеспечившими его
длительное существование, явились: малые затраты
на строительство агрегата, простота технологии и
возможность получать в отдельных случаях про-
дукцию высокого качества. В частности, отсутствие
в железе фосфора послужило одной из причин со-
хранения некоторой части штюкофенов в Швеции,
Финляндии до середины XIX в. для переработки
фосфористых бурых железняков (болотных руд).
Переплавка этих руд в чугун с последующим полу-
чением сварочного железа в кричных горнах или
пудлинговых печах давала худший металл по срав-
нению с сыродутным,
К числу недостатков сыродутного способа от-
носятся* большой расход древесного угля (3-6 кг/кг
железа); высокие потери металла со шлаком (до 30-
40%), быстро возрастающие с увеличением содер-
жания пустой породы в рудах; наличие в металле
шлаковых включений, низкая производительность
и периодичность действия агрегатов. Помимо это-
го, из-за отсутствия процессов обессеривания в
сыродутном производстве использовали только
малосернистые железные руды и древесный уголь
(попытка заменить в каталонском горне уголь кок-
сом успеха не принесла).
1.3.	ЗАМЕНА КОВКОГО ЖЕЛЕЗА
ЛИТОЙ СТАЛЬЮ
1.3.1.	Появление домниц
В XIII столетии при переходе от кустарного к
заводскому способу выработки железа для привода
воздуходувных мехов применяли водоналивное
колесо. Это позволило усилить дутьё и заменить
штюкофен более высокой и производительной пе-
чью шахтного типа - домницей (от слова «дмение»
- дутьё). Первые из таких печей появились после
1300 г. в Бельгии, а также в Альпах на территории
Швейцарии, части Австрии и Южной Германии. В
1340-1350 гг. домницы начали строить в Пруссии,
где они получили название бляуофенов (Blauofen)
от Blau - дутьё. Отсюда домницы распространи-
лись в другие европейские страны.
Домницы явились промежуточным звеном
между штюкофеном и доменной печью. Первона-
чально их вертикальная протяжённость не превы-
шала 4 м, а суточная производительность составля-
ла 0,5-0,7 т при расходе древесного угля 3-4 кг/кг
готового продукта. К началу XVI в. благодаря уве-
личению высоты до 6,5 м, а также совершенствова-
нию технологии и оборудования производитель-
ность домниц возросла до 1,5 т, затрата угля со-
кратилась до 2,5 кг/кг железа
Внутреннему очертанию домниц придавали
форму двух усечённых конусов, сложенных широ-
кими основаниями, усечённых пирамид или более
сложное очертание (рис. 1.5).
Вследствие увеличения расхода дутья внеш-
ние потери тепла в этих печах в расчёте на 1 кг го-
тового продукта уменьшились, а процессы восста-
новления и науглероживания совершались полнее,
чем в штюкофенах Поэтому кроме губчатого желе-
за в домницах стали получать жидкий чугун
сплав железа с углеродом, кремнием, фосфором.
Высокая хрупкость чугуна не позволяла обрабаты-
вать его ковкой, в связи с чем в первое время чугун
использовать не умели и считали его браком произ-
водства, подлежащим переплавке. Вероятно, по
этой причине время открытия чугуна, оказавшего
революционное воздействие на дальнейшее разви-
тие чёрной металлургии, не отмечено в хрониках и
летописях. Но после обнаружения у чугуна литей-
ных свойств его стали употреблять для изготовле-
ния отливок (по некоторым сведениям в Китае от-
ливки из чугуна научились получать на несколько
веков ранее Европы).
Рис. 1.5. Большая штирийская домница (бляуофсн)
Применение водяного колеса для привода
мехов обусловило размещение металлургических
заводов па берегах небольших рек, расположенных
вблизи месторождений железных руд и значитель-
ных по величине лесных массивов. Реку перекры-
вали плотиной, ниже которой строили домницы
(позже - доменные печи), механические молоты
для ковки крупных криц и прокатные валки
Благодаря возможности вырабатывать в од-
ном агрегате губчатое железо и жидкий чугун дом-
ницы в отдельных регионах сохранились почти до
конца XIX в. На одной из последних европейских
печей этого типа три дня в неделю производили
жидкий чугун (в общей сложности 3 т), а в остав-
шееся время - крицы. Чугун плавили после увели-
10
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
чения расхода топлива на 10-15% и понижения
горизонта воздушной фурмы на 50 мм. В конце
кампании, в связи с ростом потерь тепла через сте-
ны горна, получали только губчатое железо.
Одной из наиболее трудоёмких операций при
эксплуатации домниц являлось извлечение крицы,
сопровождавшееся остановкой дутья и регулярным
ремонтом кладки горна. Чтобы облегчить эту опе-
рацию, домницы строили с открытой грудью (пе-
редним горном), позволявшей посредством клещей
и лома проникать в нижнюю часть печи. Длина
переднего горна равнялась толщине кладки, шири-
на и высота - размерам крицы Перед подачей ду-
тья передний горн заполняли кусками шлака, мел-
ким углём и закрывали чугунной плитой. Этот же
конструктивный элемент служил для выпуска чу-
гуна и части жидкого шлака.
1.3.2.	Зарождение чугунолитейного
производства
Примерно в то время, когда европейские ме-
таллурги открыли чугун, немецкий монах Б.Шварц
усовершенствовал технологию получения пороха.
Это событие повлекло появление артиллерии и ог-
нестрельного стрелкового оружия, "коренным обра-
зом изменивших характер военных действий.
Бронзовое литьё к началу появления артилле-
рии получали без больших затруднений, но оно бы-
ло дорогим. Поэтому начались поиски способа про-
изводства артиллерийских орудий из более дешёво-
го чугуна. Одну из первых чугунных пушек отлили в
1377 г. в Тюрингии (Германия). Благодаря дальней-
шему совершенствованию технологии во второй
половине XVI в. в Англии научились отливать из
чугуна тяжёлые корабельные пушки, существенно
повысилась мощь военного флота. Позже артилле-
рийские орудия из чугуна стали производить и дру-
гие государства, причём их отливка продолжалась
почти 300 лет и завершилась в конце 1860-х гг., ко-
гда чугун заменили мартеновской сталью.
Первоначально в качестве артиллерийских
снарядов использовали только камни, но уже в се-
редине XV столетия начали применять железные и
чугунные ядра. Развитие техники литья позволило
организовать массовое производство одинаковых
по размерам ядер, а также осуществлять калибров-
ку стволов артиллерийских орудий Следующим
шагом в совершенствовании чугунолитейного про-
изводства явилось создание полых снарядов, за-
попняемых порохом
Другой важной областью чугунного литья в
XV-XVII вв. было производство печных плит и
колосников для каминов. Позже литейщики освои-
ли отливку посуды для приготовления пиши,
скультур, архитектурных украшений и других
изделий сложной конфигурации. Часть литья про-
изводили рядом с домницами, другую - в специ-
альных мастерских, расположенных в крупных го-
родах и оборудованных вагранками - печами для
переплавки чугуна. Потребности жителей малых
городов в чугунном литье удовлетворяли странст-
вующие ремесленники, располагавшие передвиж-
ными вагранками, мехами для подачи дутья и ли-
тейными формами.
Перемещение части чугунолитейного произ-
водства в города потребовало для удобства транс-
портировки и последующего использования отли-
вать первичный чугун в продолговатые слитки
одинаковой формы и массы - чушки, образующие в
совокупности чушковый чугун Русское название
слитков произошло от английского pig iron (свиное
железо). Термин обязан способу разливки жидкого
металла в песок: формы располагали на близком
расстоянии между собой с одной или двух сторон
от главного жёлоба домницы или доменной печи,
соединяя их с жёлобом короткими углублениями
для питания чугуном. Размещение главного жёлоба
относительно форм было похоже на свинью, кор-
мящую поросят.
1.3.3.	Получение сварочного железа
Плавя чугун в открытом горне, многие метал-
лурги заметили, что струя воздушного дутья окис-
ляет примеси чугуна с образованием на дне (поду)
горна крицы с малым количеством шлака. Такой
способ удаления примесей назвали фришеванием
(очисткой), а вторичное ковкое железо - сварочным
из-за способности его размягчённых зёрен прочно
свариваться между собой во время механической
обработки.
По некоторым данным, фришевание возникло в
1590-х гг. на территории Бельгии, откуда с некото-
рыми изменениями технологии распространилось в
Швецию, Англию и другие европейские страны. В
России сварочное железо начали производить во
второй половине XVII в., до этого голландские куп-
цы доставляли его из Швеции через Архангельск.
Чугуны с малым содержанием кремния и
вредных примесей фришевали в один этап в крич-
ном горне с одной или двумя воздушными фурма-
ми (рис.1 6).
Рис. 1.6. Кричный горн
1 - кожух; 2 - огнеупорная футеровка;
3 - воздушная фурма; 4 - древесный уголь;
5 - чушка чугуна, 6 - крица
Горн имел кожух из чугунных плит и кирпич-
ную обвязку. Его заполняли древесным углем и
нагревали до высокой темперагуры, затем клещами
вводили длинные чушки чугуна. Чугун плавился, и
его капли стекали на под горна навстречу струе
1.3. ЗАМЕНА КОВКОГО ЖЕЛЕЗА ЛИТОИ СТАЛЬЮ
И
воздушного дутья, окислявшего кремний и углерод.
После подъёма поверхности тестообразного метал-
ла до горизонта фурмы крицу вынимали клещами и
посредством ковки превращали в заготовку. В слу-
чае недостаточного удаления углерода из металла
заготовку ещё раз плавили в струе горячего газа
над воздушной фурмой.
Передел чугунов с повышенным содержани-
ем кремния, марганца или фосфора, сопровождав-
шийся более высоким выходом шлака, вели в два
этапа. На первом металл плавили в плавильном
горне с несколькими фурмами, где из капель чугу-
на удаляли кремний и марганец. После этого час-
тично очищенный чугун выпускали в кричный
горн, заполненный древесным углём. Здесь прохо-
дил второй этап фришевания - чугун окисляли ки-
слородом дутья. По мере удаления углерода металл
переходил в тестообразное состояние, тогда его
ломами собирали (накатывали) в 1-2 крицы, извле-
кали из горна и проковывали.
В 1766 г. англичане братья Кренедж предло-
жили второй этап фришевания проводить на поду
отражательной печи, отапливаемой каменным уг-
лём. В 1784 г. Г.Корт сделал на поду такой печи
мелкую ванну («лужу») для вмещения расплавлен-
ного металла, после чего новый способ получения
сварочного железа назвали пудлингованием
(puddling) от puddle - лужа. Согласно этому спосо-
бу кремний из кремнистых чугунов и марганец
удаляли в плавильном горне кислородом дутья,
углерод и фосфор - в пудлинговой печи (рис. 1.7)
за счёт кислорода печных газов. Чтобы ускорить
выгорание двух последних элементов, жидкую
ванну перемешивали ломами. Чугуны с малым со-
держанием примесей, дававшие малый выход шла-
ка, переделывали в один этап в пудлинговой печи.
Рис. 1.7 Пудлинговая печь:
1 - колосники; 2 - огнеупорная футеровка;
3 - ванна; 4 - чугунник; 5 - дымовая труба
Такие печи имели топку с колосниками для
сжигания каменного угля или сухих дров, ванну с
двумя порогами - огневым и дымовым, горизон-
тальную площадку (чугунник) для подогрева чушек
чугуна отходящим газом, дымовой боров и дымо-
вую трубу. Последняя опиралась на металлическое
опорное кольцо и колонны. При сооружении печей
использовали плиты, балки и другие изделия, отли-
чые из чугуна. Пороги охлаждали водой, низ ванны
и чугунника - свободно циркулирующим воздухом
Тепло дымовых газов часто применяли для получе-
ния водяного пара.
В 1830 г. И Холл кварцевый песок на поду
пудлинговой печи заменил оксидами железа. Их
взаимодействие с углеродом чугуна породило
обильное выделение пузырьков СО, вызывавших
интенсивное кипение и перемешивание содержимо-
го ванны В итоге значительно снизилась продолжи-
тельность плавки, выход железа возрос почти до
90% от массы чугуна (ранее он не превышал 70%) и
благодаря отсутствию песка сократилось образова-
ние шлака Последнее позволило в один этап пере-
рабатывать чугуны различного химического состава,
получая любой сорт сварочного железа.
В пудлинговой печи зола топлива не участво-
вала в образовании шлака, поэтому его выход был
ниже в сравнении с кричным горном Крицу накаты-
вали в окружении расплавленного металла, благода-
ря чему она имела меньше шлаковых включений.
Охлаждение ванны снизу ускоряло выпадение из
расплава кристаллов железа и формирование крицы.
До конца XIX в. была усовершенствована
конструкция пудлинговых печей и значительно
увеличен срок их службы, но технология пудлинго-
вания не претерпела существенных изменений. Ос-
новную часть продукции получали в печах садкой
около 250 кг чушкового чугуна. Процесс поочерёд-
но проходил стадии плавления чугуна, удаления
примесей, кипения металла, накатки криц и выдачи
их из печи. Общая продолжительность цикла рав-
нялась около 2,5 ч Из загустевшего металла нака-
тывали три крицы массой ~ 70 кг, которые после
извлечения из печи обжимали прессом и прокаты-
вали в полосу. Расход каменного угля составлял
0,9-1,1 т/т железа.
Пудлингование позволило получать ковкое
железо дешевле, в большем количестве и лучшего
качества, чем в сыродутном процессе. По этой при-
чине выработку криц в каталонских горнах, штюко-
фенах и ломницах в первой половине XIX в. значи-
тельно уменьшили, а во второй полностью прекра-
тили. В свою очередь, нс выдержав конкуренции со
способами производства жилкой стали массового
назначения, в начале XX столетия вышло из упот-
ребления и само пудлингование. С ним закончилась
длившаяся несколько тысячелетий эпоха производ-
ства чистого по содержанию примесей кричного
железа и наступила эпоха получения жидкой стали с
большим содержанием различных элементов.
На судьбу всех способов производства ковко-
го железа существенно повлияли два общих недос-
татка. Во-первых, неизбежные колебания темпера-
туры относительно среднего уровня меняли по ходу
процесса состав выпадавших из расплава зёрен ме-
талла, вследствие чего крицы получались химически
неоднородными. Во-вторых, загрязнённость готово-
го продукта сравнительно крупными шлаковыми
включениями была значительной, хотя и не одина-
ковой для различных способов выработки железа.
Изобретение кричного горна и пудлинговой
печи позволило одностадийный процесс руда - же-
лезо заменить двухстадийным руда - чугун - желе-
зо (сталь) с использованием чугуна в качестве про-
межуточного продукта. Восстановление железных
12
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
руд и получение ковкого железа научились осуще-
ствлять в отдельных агрегатах по разным техноло-
гиям с учётом поведения примесей чугуна. Одно-
временно в качестве самостоятельных металлурги-
ческих переделов выделились доменное и железо-
делательное (сталеплавильное) производства. За-
мена первого процесса вторым, продолжавшаяся
более 270 лет (около 1590-1856 гг.), во много раз
увеличила потребность в чугуне, но функции до-
менного производства сузились - оно стало спе-
циализироваться главным образом на выплавке
жидкого металла, пригодного для изготовления
отливок и получения сварочного железа.
1.3.4.	Конвертерный и мартеновский
процессы
До изобретения этих процессов сталь полу-
чали цементацией и тигельной плавкой. Оба спосо-
ба применялись ещё в древности, но были утрачены
в средние века. Первый из них возродили в Бельгии
в 1600 г., второй заново открыл в 1740 г. англича-
нин В Гентсман.
Цементация основана на способности мало-
углеродистого железа поглощать углерод при тем-
пературе красного каления в контакте с твёрдым
углеродом. Для получения в стали 0,5-1,5% С по-
лосы сварочного железа вместе с древесным углем
выдерживали 7 12 сут в закрытых ящиках при
температуре 800-1100°С. Охлаждённый металл
использовали для изготовления изделий, требую-
щих высокую прочность, твёрдость и упругость. Но
из-за различия условий цементации состав и меха-
нические свойства стали существенно отличались
даже в пределах одной полосы. Чтобы обеспечить
одинаковые свойства большой массы металла, по-
лосы после цементации рубили на мелкие кусочки
и расплавляли в закрытых глиняных тиглях вме-
стимостью 35-50 кг. Оба способа имели низкую
производительность и высокий расход топлива.
В 1856 г ГБессемер осуществил продувку
жидкого чугуна сжатым воздухом в конвертере гру-
шевидной формы (рис 1.8) с кислой футеровкой.
Рис. 1.8. Бессемеровский конвертер.
Одна из первых конструкций
Проходя через слой чугуна, кислород дутья
окислял кремний, марганец, углерод и часть желе-
за. Реакции окисления совершались быстро (15-
20 мин) и с выделением тепла, поэтому металл во
время продувки разогревался до температуры
1600JC. В конце продувки, когда содержание угле-
рода становилось низким, некоторая доля кисло-
рода дутья в виде FeO растворялась в металле, де-
лая его непригодным для использования. Вначале
из-за неумения удалять FeO (раскислять металл) в
конвертере получали только высоко- и среднеуг-
леродистые стали, содержащие мало кислорода.
Позже для раскисления металла начали добавлять
зеркальный чугун с 10 25% Мп, после чего конвер-
теры нашли применение и для производства мало-
углеродистой продукции широкого назначения
В 1870-1910 гг бессемеровский процесс иг-
рал значительную роль в мировом производстве
стали, однако в последующие десятилетия интерес
к нему снизился в связи с повышением требований
к качеству продукции. Существенным недостатком
бессемерования, заставившим к началу 1960-х гг.
значительно сократить развитие процесса, явилось
насыщение металла азотом дутья, из-за чего проис-
ходило старение стали - снижение её пластичности
в процессе службы. Кроме того, для выплавки бес-
семеровских чугунов нужны очень чистые по со-
держанию фосфора и серы железные руды, запасы
которых ограничены Наконец, бессемеровский
процесс не позволял перерабатывать металличе-
ский лом.
В 1861 г. братья В. и Ф. Сименсы получили
патент на отражательную печь с регенеративным
обогревом для варки стекла, отапливаемую генера-
торным газом. Подогревая в регенераторах воздух
и газ, они впервые достигли температуры пламени,
значительно превышающей температуру плавления
феррита. После этого В. Сименс занялся разработ-
кой способа получения жидкой стали из чугуна с
использованием железной руды. В 1864 г. Э и П.
Мартены, отец и сын, на кислом поду регенератив-
ной печи выплавили сталь из чугуна и скрапа. Объ-
единение обеих технологий позволило создать ши-
роко распространённый скрап-рудный процесс,
называемый в некоторых странах сименс-
мартеновским, а в России и Франции - мартенов-
ским. Окисление кремния, марганца и углерода в
этом процессе осуществлялось кислородом печного
газа и железной руды Последующая замена кислой
футеровки иода печи на основную позволила вве-
сти в состав шихты известь и с её помощью пере-
водить фосфор и часть серы из металла в шлак
К моменту появления мартеновского процес-
са в развитых странах образовался довольно боль-
шой запас скрапа. Как уже отмечалось, бессемеров-
ские конвертеры не были пригодны для его пере-
плавки, тогда как мартеновские печи успешно ра-
ботали на скрапе и чугуне, позволяя получать
сталь, более дешёвую и значительно превосходя-
щую по качеству бессемеровский металл. Поэтому
мартеновский процесс стал развиваться быстрее
бессемеровского и постепенно его вытеснил.
В 1879 г. С.Дж.Томас кислую футеровку
конвертера заменил основной из обожжённого до-
1.3. ЗАМЕНА КОВКОГО ЖЕЛЕЗА ЛИТОЙ СТАЛЬЮ
13
ломита и, введя в шлак известь, разработал техно-
логию передела чугунов с содержанием фосфора
более 1,5%. Ввиду наличия в некоторых странах
Западной Европы больших запасов фосфористых
бурых железняков томасовские конвертеры экс-
плуатировались до начала 1980-х гг. Недостатками
томасовского процесса явились: насыщение стали
азотом дутья и невозможность перерабатывать
скрап
Изобретение бессемеровского, мартеновско-
го и томасовского процессов оказало революциони-
зирующее воздействие на развитие чёрной метал-
лургии. Оно позволило удовлетворить потребности
машиностроения, железнодорожного транспорта,
судостроения и других потребителей в металле ши-
рокого назначения. В итоге производство железа
(стали) во второй половине XIX в. резко возросло,
составив в 1800, 1850 и 1900 гг. соответственно 0,5;
4,5 и 40,7 млн т. Вместе со сталеплавильными про-
цессами развивалось и доменное производство как
основной поставщик первичного металла.
Большую роль в расширении области приме-
нения стали сыграло её легирование, начатое
Р Мюшетом в одно время с появлением бессеме-
ровского процесса и продолженное другими метал-
лургами. Введение наряду с углеродом в состав
железного сплава в различном количестве и разном
сочетании хрома, вольфрама, молибдена, ванадия,
кобальта, марганца, никеля, титана и других эле-
ментов позволило получить стали с особыми свой-
ствами - быстрорежущую, износостойкую, нержа-
веющую, жаропрочную и др.
1.3.5.	Электрометаллургия
и кислородно-конвертерный процесс
Электрометаллургия начала развиваться
позже изобретения способов получения жидкой
стали широкого назначения. Источником тепла в
ней является электрическая энергия, поэтому необ-
ходимость в затрате топлива отсутствует. Плавка
стали в электропечах стала возможной после разви-
тия энергетического хозяйства металлургических
заводов и появления устойчивого спроса на легиро-
ванный металл. Первые промышленные дуговые
печи были построены в начале XX в. во Франции
(1902 г), США (1906 г.) и в России (1910 г., Обу-
ховский завод). Почти в одно время с дуговыми
начали применять индукционные печи сначала с
железным сердечником, а после 1916 г. - без него.
Оба типа печей позволяют получать сплавы с вы-
сокой температурой плавления, а также вести плав-
ку с окислением или восстановлением необходи-
мых элементов. Наиболее мощными являются ду-
говые печи, в них выплавляют углеродистые и ле-
гированные высококачественные стали различного
назначения, а также ферросплавы.
Благодаря совершенствованию технологии и
оборудования для выработки технического кислоро-
да к началу 1950-х гг. удалось снизить его стоимость
и значительно увеличить производительность ки-
слородных блоков. Это позволило широко приме-
нить кислород для выплавки чугуна и стали. В ста-
леплавильном производстве на новой основе разра-
ботали конвертерный процесс, в котором чугун в
большинстве случаев продувают кислородом через
фурму сверху. Основная футеровка конвертера по-
зволяет переделывать чугуны с любым содержанием
фосфора, а высокая чистота кислорода (> 99% О2) -
избежать насыщения стали азотом. Вследствие ма-
лого содержания азота в дутье возросла температура
в конвертере и стало возможным использовать в
качестве охладителя присадку скрапа в количестве
20-25% от массы металлической части шихты, что
снизило стоимость стали. Однако эта доля скрапа
является недостаточной для обеспечения высоких
экономических показателей, поэтому ведётся работа
по созданию технологий конвертерной плавки с по-
вышенным расходом лома, а также разработке кон-
струкции ломоплавильных печей и технологии по-
лучения в них пригодного для конвертерной плавки
синтетического чугуна.
Плавка в конвертере вместимостью
100-300 т длится 35-40 мин вместо 8-10 ч в марте-
новской печи одинаковой садки. Для уменьшения
вредных выбросов в атмосферу конвертерные газы
охлаждают и подвергают очистке.
Широкое применение в сталеплавильном про-
изводстве получили машины непрерывного литья
заготовок (МНЛЗ), позволяющие увеличить выход
годного металла на 20-25 % за счёт сокращения об-
рези слитков, а также исключить из состава метал-
лургических предприятий обжимнозаготовочные
станы. Сочетание кислородных конвертеров с МНЛЗ
повысило производительность труда, сократило ка-
питальные и эксплуатационные затраты на получе-
ние 1 т стали по сравнению с мартеновскими печами
и разливкой металла в изложницы. Поэтому марте-
новские печи повсеместно выводят из эксплуатации,
заменяя их кислородными конвертерами.
1.3.6.	Способы улучшения качества стали
Непрерывно растущие требования к качеству
стали удовлетворяют применением внеагрегатных
способов её обработки (вакуумированием, синтети-
ческими шлаками, продувкой аргоном и др), а так-
же использованием процессов электрометаллургии и
специальной электрометаллургии. Последняя вклю-
чает различные переплавные процессы (электрошла-
ковый, вакуумно-дуговой, электронно-лучевой,
плазменно-дуговой и др.), предназначенные для до-
полнительной очистки металла от нежелательных
элементов посредством расплавленного шлака, ва-
куума, высокой температуры, среды инертного газа
и т.п. Благодаря переплавке улучшается качество
металла, но одновременно увеличивается его стои-
мость, поэтому процессы спецэлектрометаллургии
имеют ограниченное применение.
Многие элементы поступают в сталепла-
вильные агрегаты со скрапом и здесь почти не уда-
ляются из-за малого сродства к кислороду. К ним
относятся: хром, никель и др , обладающие свойст-
вами постепенно накапливаться в стали в результа-
14
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
те многократного оборота металлолома. Чтобы
снизить содержание этих элементов в готовом про-
дукте, скрал при выплавке высококачественных
сталей в некоторых случаях заменяют металлизо-
ванными окатышами.
В 1987 г. в мировой практике основными
способами получения стали являлись: кислородно-
конвертерный (56,2% от общего объёма), электро-
сталеплавильный (26,5%) и мартеновский (173%).
Соотношение между ними непрерывно меняется с
увеличением двух первых. Оптимальной признана
выплавка 70-75 % стали в кислородных конверте-
рах и 26-30% - в электропечах.
1.4.	РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО
ПРОИЗВОДСТВА В XVII-XV1II вв.
1.4.1.	Появление доменных печей
В немецком и французском языках домен-
ную печь называют высокой (Hochofen, haut-
furneau), в английском (blast furnace) и русском -
дутьевой. Оба определения достаточно правильно
характеризуют её главные особенности.
Первые доменные печи появились между на-
чалом и серединой XV столетия в долине Рейна и
прилегающей территории Франции, Германии и
Бельгии, где ранее других регионов часть домниц
перевели на регулярное получение жидкого метал-
ла. В Англии доменные печи начали строить в
1490-х гг., в США -в 1619 г.
В последующие 150-200 лет после появления
первых печей их применение расширилось, но вы-
плавка чугуна росла медленно из-за невысокой по-
требности в чугунном литье и возможности удов-
летворить её за счёт металла домниц. Прогресс до-
менного производства ограничился небольшим
усилением воздуходувных средств и некоторым
увеличением высоты и объёма печей по сравнению
с домницами. Теория процесса отсутствовала, чу-
гун плавили, руководствуясь только предыдущей
практикой и результатами экспериментов.
Заметное развитие доменного производства
началось только в XVII столетии, после изобрете-
ния кричного горна, и значительно ускорилось в
XVIII-XIX вв., когда появилось много новшеств,
направленных на повышение выплавки чугуна, со-
кращение его стоимости и увеличения срока служ-
бы печей. Каждое новшество обязано деятельности
одного или нескольких выдающихся специалистов
своего времени, причём реализация одних изобре-
тений вызывала появление других.
В России доменные печи появились после
1632 г., когда выходцу из Голландии А.Виниусу
было позволено строить металлургические заводы
вблизи г. Тулы для выработки чугуна и сварочного
железа. Позже разрешение на строительство заво-
дов в других регионах получили П.Марселиус и
Ф.Акема. Дела у них не всегда шли удачно, тем не
менее, в 1674 г. общая выработка железа на рус-
ских заводах достигла 2000 т.
Железные руды Центральной России содер-
жали мало железа и повышенное количество фос-
фора, что удорожало производство и снижало каче-
ство металла. Поэтому начались поиски наиболее
подходящих руд на Урале и в Западной Сибири, где
имелись крупные лесные массивы. Для открытия
рудных месторождений в 1671—1676 гг. на Урал
снаряжались экспедиции, но без успеха.
Интенсивное развитие горной и металлурги-
ческой промышленности началось с 1697 г., когда
Пётр I сосредоточил в своих руках всю государст-
венную власть. Он много сделал для развития оте-
чественной металлургии и по праву может считать-
ся одним из её основателей. При вступлении Петра
на престол на Урале не было ни одного металлур-
гического завода, а после его смерти в 1725 г. там
насчитывалось более 20 действующих и строящих-
ся казённых и частных заводов. Казёнными завода-
ми успешно управляли в 1720-1737 гг. В. де Генин
и В.Н.Татищев, большинством частных заводов
владел бывший тульский кузнец Н.Демидов.
Особенно плодотворной оказалась деятель-
ность Татищева. До его второго приезда на Урале
работало только 30 заводов, в том числе 11 казён-
ных и 14 демидовских. Спустя три года там име-
лось 40 действующих заводов и 36 начатых строи-
тельством или запроектированных (15 из них было
открыто при императрице Елизавете Петровне и 21
при Екатерине II).
Интенсивное развитие горной и металлурги-
ческой промышленности Урала выдвинуло Россию
в 1760-1803 гг. на первое место в мире по произ-
водству железа. Часть уральского металла вывози-
лась в европейские страны, в том числе в Англию.
И если в первой половине XVIII в. железо получали
с участием иностранных мастеров, во второй поло-
вине столетия Россия имела собственные высоко-
квалифицированные кадры металлургов.
1.4.2.	Устройство старинных печей
и подача дутья
В XVII XVHI вв. для обеспечения высокой
строительной прочности и сокращения внешних по-
терь тепла кожух доменной печи сооружали из камня
(рис. 1.9) в виде приземистой башни высотой 7 Юм.
В местах подвода дутья и выпуска продуктов
плавки устраивали глубокие ниши (амбразуры),
внутри печей помещали сменяемый слой песчаника
- тугоплавкой горной породы, состоящей из зёрен
кварца. На месте добычи песчаник тесали с целью
придать его кускам правильную геометрическую
форму и сократить ширину швов. Так как тёска
требовала больших затрат труда и давала много
отходов, горн доменных печей и низ заплечиков
более двух сголегий строили четырёхугольного
поперечного сечения, шахту - четырёхугольной
или многогранной формы и лишь во второй четвер-
ти XVIII в., после освоения производства шамотно-
1.4 РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА В XVII-XVIII вв.
15
го кирпича, верхней части заплечиков и шахте на-
чали придавать круглое сечение. Кладку шахты
опирали на кожух, кладку заплечиков и горна -
непосредственно на фундамент, заплечики и горн
возводили после окончания строительства шахты.
Рис 1.9 Доменная печь XV века
В 1730-х гг. на заводах Урала доменные печи
сооружали вблизи основания плотины и на одном
фундаменте часто помещали два агрегата, сокращая
этим расходы на строительство и обслуживание.
Перед укладкой фундамента грунт уплотняли дере-
вянными сваями, проникновение грунтовой воды в
лещадь предотвращали установкой чугунных плит
между фундаментом и лещадью, а также размеще-
нием в фундаменте каналов для стока воды и цир-
куляции воздуха Чтобы уменьшить накопление в
кожухе атмосферной влаги, колошниковую пло-
щадку выстилали чугунными плитами, а в самом
кожухе делали вертикальные каналы, соединяя их с
каналами фундамента.
Дутьё в большинстве случаев подавали дву-
мя работавшими по очереди клинчатыми мехами,
изготовленными из дерева и кожи и приводимыми
в действие водоналивным колесом (рис. 1.10).
Пальцы на валу колеса периодически нажимали на
верхнюю доску наполненного воздухом меха, вы-
тесняя воздух в горн через железное сопло кругло-
го сечения диаметром 30-40 мм. Одновременно
происходил подъём противовеса, который при по-
следующем свободном опускании расширял мех
для всасывания атмосферного воздуха. Концы со-
пел обоих мехов помещали в неохлаждаемую чу-
гунную фурму прямоугольного сечения, носок ко-
торой не выходил за пределы кладки. Между со-
плами и фурмой оставляли зазор для наблюдения за
горением угля
Расход воздуха достигал 12-15 м'/мин при
избыточном давлении не более 1,0 кПа, что было
обусловлено малой прочностью кожи мехов. Низ-
кие параметры дутья ограничивали интенсивность
плавки, объём и высоту печей, суточная произво-
дительность которых длительное время не превы-
шала 2 т, а время пребывания шихты в печи от мо-
мента загрузки до образования чугуна составляло
60-70ч.
Рис. 1.10. Американская доменная печь XVIII века
В XVII-XIX вв наряду с клинчатыми мехами
применяли различные модели поршневых воздухо-
дувок (ящичных мехов), состоящих из закрытой с
обеих сторон деревянной трубы квадратного или
круглого сечения, деревянного поршня с приводом
от водяного колеса, всасывающего и запорного
клапанов. Такие воздуходувки - особенно цилинд-
рические - давали дутьё в большем количестве (до
30 м3/мин) и более высокого давления, позволяя
увеличивать выплавку чугуна в 1,5-2 раза и эконо-
мить до 20% угля, но из-за наличия трущихся час-
тей требовали повышенных затрат на содержание и
поэтому длительное время не имели широкого рас-
пространения.
В 1760 г. Дж. Сметой изобрёл цилиндриче-
скую воздуходувку с чугунными цилиндрами, по-
высившими количество дутья. В России эти маши-
ны появились впервые в 1788 г. на Александров-
ском пушечном заводе в Петрозаводске. В начале
XIX в. цилиндрические воздуходувки применяли
уже на 27 русских заводах из 46, в том числе в 15
случаях это были чугунные и в 12 - деревянные
устройства. На каждую печь действовало 3-4 воз-
душных цилиндра, соединённых с водяным коле-
сом посредством кривошипа и зубчатой передачи
Количество дутья возросло до 60-70 м'/мин.
При одинаковом количестве оборотов водя-
HOI о колеса масса подаваемого в печь дутья зависе-
ла от плотности атмосферного воздуха. Зимой, ко-
гда температура воздуха понижалась, а плотность
возрастала, печи работали интенсивнее, чем летом.
1.4.3.	Подготовка шихтовых материалов
и их загрузка в печь
Заготовку леса для получения древесного
угля вели поздней осенью и зимой, когда древесина
содержит наименьшее количество влаги. Помимо
этого, поленья перед обугливанием подвергали воз-
душной сушке в течение одного года на месте руб-
ки леса. Уголь выжигали в кучах круглого сечения
с диаметром основания 6-10 м. Каждая куча со-
стояла из 3-4 ярусов поленьев (рис. 1.11), которые
во Франции снаружи обмазывали влажной глиной,
а в России обкладывали дёрном, посыпали тонким
слоем мелкой земли и закрывали с боков хвоей. По
нескольким радиусам и в центре кучи закладывали
жерди, их извлечение оставляло каналы для досту-
па атмосферного воздуха внутрь кучи и удаления
16
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
продуктов сухой перегонки древесины. В зависи-
мости от размеров кучи углежжение занимало от
12 14 до 30- 35 сут, на обеспечение процесса теп-
лом расходовали 18 20% дров, находившихся в
куче. Из 1 м3 поленьев получали 0,55-0,60 м’ угля
с насыпной плотностью 160-240 кг/м3 и содержа-
нием 1,5-2% золы.
Рис. 1.11. Выкладка кучи во Франции в XVIII в.
На Урале кучный способ выжига угля приме-
няли до второй половины XIX в., когда появились
камерные печи Шварца с циклом углежжения 30 сут
и затратой на обогрев 15-17% дров. По качеству
выжига печной уголь уступал кучному, в обоих слу-
чаях лучший уголь получали из сосны и берёзы.
Железные руды добывали вблизи поверхности
земли. В XVIII в. и начале XIX в. их обжигали на
рудниках в открытых кучах с перемежающимися
слоями дров и руды. После доставки на металлурги-
ческий завод руды дробили до величины грецкого
ореха чугунными молотами на чугунных плитах. Так
как руды разных месторождений имели неодинако-
вый состав пустой породы и давали шлак различной
вязкости, для регулирования его свойств практ икова-
ли добавку в шихту извести или кварцевого песка.
Уголь и известь складировали в крытых са-
раях, не допуская их длительного хранения и порчи
от атмосферных осадков (во второй четверти XIX в
известь заменили известняком) В плавку использо-
вали от 2 до 8 сортов железной руды, которые хра-
нили в отдельных кучах и расходовали в установ-
ленном соотношении. При необходимости ввести в
шихту новую руду или изменить соотношение
имевшихся руд проводили опытные плавки в до-
менной печи и кричном горне с целью определения
пригодности нового чугуна для производства сва-
рочного жечеза
Из-за высокой пористости и гигроскопично-
сти древесный уголь перед употреблением измеряли
по объёму, железные руды и известь взвешивали. На
Урале шихту доставляли к печам по земляной части
плотины на телегах и далее вручную переносили по
деревянному помосту, соединявшему плотину с ко-
лошниковой площадкой В других регионах подъём
шихты облегчали, строя доменные печи рядом с од-
ним из речных берегов высотой 10 -12 м и соединяли
берег и колошниковую площадку мостом с деревян-
ным настилом В печь шихтовые материалы загру-
жали отдельными порциями (колошами) после опус-
кания поверхности засыпи до определённого уровня.
Отравление людей и животных доменным газом
предотвращали сжиганием газа при выходе из печи,
для чего над колошником устанавливали невысокую
трубу, частично защищавшую засыпщиков шихты
от теплового действия пламени.
По данным В. де Генина, в 1730-х гг. на за-
водах Урала масса рудной колоши составляла 25-
30 пудов (400-480 кг), в сутки проплавляли 18-25
колош. Расход железной руды, извести, древесного
угля и выход шлака равнялись соответственно
1800-2000; 157-175; 1570-1720 и 620-690 кг/т чу-
гуна. Производительность одной печи составляла
3-3,5 т/сут, межремонтный период (кампания)
длился 7-8 мес. В течение года печи работали 190-
250 сут, оставшееся время находились в ремонте
или простаивали из-за отсутствия воды В послед-
нем случае в печь регулярно засыпали уголь, но не
давали дутья, позволяя атмосферному воздуху по-
ступать естественной тягой через передний горн с
целью держать печь в нагретом состоянии
Работа по обслуживанию печи велась в две
12-часовые смены, в каждой из которых трудилось 9
человек; мастер, три угленоса, доставлявших шихто-
вые материалы на колошниковую площадку, засып-
щик шихты и его помощник, горн обслуживали
подмастерье и двое формовщиков. Всю ответствен-
ность за результаты плавки нёс мастер печи, сле-
дивший за составом шихты, равномерностью её за-
грузки в печь, количеством и качеством чугуна, рас-
ходом материалов на его получение, техническим
состоянием воздуходувных мехов и доменной печи.
1.4.4.	Выпуск и уборка продуктов плавки
Чтобы жидкие продукты плавки меньше ох-
лаждались, металлоприёмник старинных печей де-
лали узким и мелким (расстояние от горизонта
фурм до лещади не превышало 0,5 м), располагая
ось фурмы и выпускное отверстие под углом 901
Чугун и шлак удаляли через передний горн четы-
рёхугольного сечения (рис. 1.12), образованный
двумя длинными боковыми блоками песчаника и
одним коротким торцовым. Боковые блоки выхо-
дили за переднюю стенку горна, называвшуюся
темпельным камнем (темпелем), и замыкались по-
рожным камнем (порогом). Верхнюю кромку поро-
га вместе с покрывавшим его песком устанавлива-
ли выше темпеля, что позволяло использовать шлак
в качестве жидкого затвора, уменьшавшего выход
фурменного газа в атмосферу (до заполнения горна
шлаком зазор между темпелем и порогом засыпали
мелким углём и закрывали чугунной плитой). Тем-
пель и порог делали съёмными с целью облегчить
их замену после разъедания шлаком и для очистки
внутренних стенок горна от охладившихся продук-
тов плавки в период расстройств хода (очистку ве-
ли через фурменное отверстие, предварительно
удалив из него фурму).
1.4 РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА В XVII-XVIII вв.
17
Рис. 1.12. Горн с открытой грудью
(разрез по большой оси) :
1 - чугунные плиты; 2 - темпель;
3 - боковой камень; 4 - порог;
5 - воздушная фурма; 6 - торцовый камень;
7 - набойка из глины и древесного угля; 8 - лещадь
Низкое содержание серы в шихтовых мате-
риалах позволяло без ущерба для качества чугуна
работать на кислых шлаках с большим значением
SiO2 + АЬОз (60-70%) и малым •- СаО (20 30%).
Шлак выпускали отдельными порциями через зазор
между темпелем и порогом, направляя по наклонно-
му жёлобу в копильник для охлаждения. В связи с
невысокой температурой продуктов плавки шлак из
горна вытекал лениво, тянулся в нити и медленно
остывал, переходя перед остыванием в тестообраз-
ное состояние. Из-за большой вязкости шлака в нём
находилось до 10% капель чугуна, поэтому охлаж-
дённый шлак дробили в механических ступах (тол-
чеях) и промывали водой для извлечения частиц
металла. В дальнейшем шлак отправляли на отвал, а
извлечённый чугун использовали в кричных горнах.
Чугун выпускался 2-3 раза в сутки через от-
верстие в пороге, закрываемое песком или глиной.
Дутьё в это время прекращали и отодвигали мехи,
позволяя атмосферному воздуху поступать в печь
естественной тягой через фурму. В конце выпуска
дутьё включали на несколько минут для продувки
горна горячим газом. После этого в зазор между
темпелем и порогом ломом чистили переднюю
часть горна, закрывали выпускное отверстие и
включали дутьё.
Часть чугуна расходовали на изготовление
литых изделий непосредственно у печи, а остав-
шуюся часть разливали в чушки. Крупные литей-
ные формы размешали вблизи главного жёлоба и
отсюда заполняли чугуном, мелкие формы уста-
навливали дальше от печи и заливали из перенос-
ного ковша. Такой способ получения отливок ис-
ключал дополнительный расход древесного угля
для нагрева чугуна в вагранке и поэтому широко
применялся вплоть до второй половиныХ1Х столе-
тия, когда изготовление всех видов литья перене-
сли на машиностроительные заводы
О качестве чугуна судили по физическому
нагреву, жидкоподвижности, интенсивности выде-
ления газа и графита (спели), количеству и форме
искр, излому охлаждённой пробы, цвету пламени
колошникового и темпельного газов. Для изготов-
ления отливок считали наилучшим чугун с изло-
мом тёмно-серого цвета и размером зёрен не более
зёрен мака. Сварочное железо предпочитали полу-
чать из чугуна с белым или светло-серым изломом
пробы и более крупным зерном. Переход с пере-
дельного чугуна на литейный производили увели-
чением расхода древесного угля и снижением со-
держания извести в шлаке.
Частично охлаждённые чушки чугуна клеща-
ми извлекали из песка и складывали в кучу для пол-
ного охлаждения, после чего их взвешивали и от-
правляли на склад или в кричную мастерскую. На
освободившемся месте посредством шаблона делали
новые формы для разливки металла очередного вы-
пуска. Такая технология разливки и уборки чугуна
существовала на протяжении нескольких столетий
от появления домниц до начала XX в. В связи с этим
примыкающую к печи площадку со стороны чугун-
ной лётки, 01 раждённую стенами и крышей продол-
жают по традиции называть литейным двором, хотя
изготовление литья или разливку чугуна в чушки на
современных печах здесь не производят.
1.4.5.	Появление кокса и светильного газа
Высокий расход древесного угля на получе-
ние железа вызвал истребление лесов вокруг ме-
таллургических заводов Европы По этой причине в
Великобритании с 1584 г. ввели ограничение на
рубку леса для металлургических целей, что выну-
дило эту страну, богатую каменным углём, в тече-
ние двух столетий ввозить часть чугуна для собст-
венных нужд сначала из Швеции, Франции и Испа-
нии, а потом из России. В 1620-х гг. Д. Дадли пы-
тался плавить чугун на неподготовленном камен-
ном угле, но без успеха. Только в 1735 г. А. Дерби
после многолетних опытов удалось получить ка-
менноугольный кокс и выплавить на нём чугун.
Низкая стоимость кокса в сравнении с дре-
весным углем, его высокая механическая прочность
и удовлетворительное качество чугуна явились ос-
нованием для последующей повсеместной замены
органического топлива минеральным. Наиболее
быстро этот процесс закончился в Великобритании,
где к началу XIX в почти все доменные печи пере-
вели на кокс, тогда как на континенте Европы ми-
неральное топливо начали использовать позже.
В XV111 в. кокс получали в кучах, похожих
на применявшиеся для выжига древесного угля. В
центре площадки возводили кирпичную дымовую
трубу высотой 1,5-1,8 м с большим числом гори-
зонтальных отверстий. Диаметр основания кучи
достигал 5 м, кусковый уголь укладывали вокруг
трубы, располагая наиболее крупные куски рядом с
трубой, сверху кучу покрывали слоем влажной
глины. Вместимость одной кучи составляла 3-4 т
угля, тепло для коксования получали сжиганием
части угля в медленном токе воздуха, перемещав-
шемся по каналам от периферии к оси. Парогазо-
вые продукты горения угля и его термического раз-
ложения (пиролиза) уходили через трубу.
18
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
По окончании коксования, длившегося 4-5
сут, кокс тушили водой. Охлаждение продолжа-
лось 2-2,5 сут, общий выход кокса составлял 50-
55% массы угля. Однако доля металлургического
кокса была значительно ниже из-за большого коли-
чества мелких частиц, не пригодных для доменной
плавки. По этой причине, а также из-за длительного
производственного цикла (7-10 сут) кучное коксо-
вание требовало большой производственной пло-
щади. Кроме того, оно сопровождалось выделением
дыма, газа и парообразной смолы, загрязняющих
окружающую среду.
В 1792 г. англичанин В.Мердок построил
первый завод по производству светильного газа.
Нагревая каменный уголь без доступа воздуха в
котле-реторте, он получал твёрдый остаток (полу-
кокс) и большое количество горючего газа со свет-
лым бездымным пламенем, пригодным для осве-
щения производственных помещений и городских
улиц. В 1823 г. в Англии газовым освещением
пользовались на 56 заводах, что резко увеличило
производительность труда в вечерние и ночные
часы. Вскоре сотни газовых заводов появились на
континенте Европы и в США.
Получение светильного газа, имея много об-
щего с получением кокса, отличалось конечной
целью. В первом случае твёрдый остаток после пи-
ролиза угля являлся побочным продуктом произ-
водства, во втором - его главной задачей. Неодина-
ково относились и к парогазовым продуктам пиро-
лиза: светильный газ очищали от каменноугольной
смолы и некоторых других веществ, коксовый газ
очистке не подвергали. И только в конце XIX в.
достижения в области очистки светильного газа
использовали при получении кокса, заложив осно-
вы современного коксохимического производства.
1.4.6.	Появление паровых машин
Появившись в XVIII в., наибольшее развитие
эти машины получили в XIX столетии.
В 1744 г. Т. Ньюкомен изобрёл пароатмо-
сферную машину, предназначавшуюся для откачки
воды из шахт Вскоре эти машины начали исполь-
зовать для подачи дутья в доменные печи. Так, в
1766 г. И.И.Ползунов на Колывано-Вознесенском
заводе (Алтай) пароатмосферную машину соединил
с деревянными мехами. Три года спустя паровая
воздуходувка более совершенной конструкции (с
чугунными цилиндрами для воздуха) появилась на
заводе Керрон в Шотландии, откуда эти машины
распространились на другие заводы Великобрита-
нии, континентальной Европы и США. Во избежа-
ние неравномерного износа цилиндры воздуходу-
вок в большинстве случаев устанавливали верти-
кально, соединяя с паровыми цилиндрами посред-
ством балансира или общего штока.
Быстрое развитие паровых воздуходувных
машин позволило к началу 1850-х гг. подавать ду-
тьё в количестве до 500-700 м3/мин. Давление ду-
тья на коксовых доменных печах составляло 6-
40 кПа, на древесно-угольных - 0,4-20 кПа. К кон-
цу столетия производительность воздуходувных
машин возросла до 1000-1200 м3/мин, причём в
Европе одной машиной часто обслуживали не-
сколько доменных печей, тогда как в США на каж-
дую печь строили отдельную воздуходувку. Масса
поступавшего в печь дутья продолжала зависеть от
плотности атмосферного воздуха - при прочих
одинаковых условиях в зимнее время она была
больше, чем в летнее.
Кроме паровых воздуходувок в XIX в. про-
должали использовать цилиндрические ящичные
мехи с водяным приводом. Даже в 1850-х гг. число
таких мехов было ещё велико - они обслуживали
большинство древесно-угольных доменных печей.
Хотя производительность самых больших мехов не
превышала 70 м3/мин, их применение часто оказы-
валось экономически выгодным; паровые воздухо-
дувки в этих случаях устанавливали в качестве ре-
зервных для работы в периоды недостатка воды.
Появление паровых машин оказало влияние
и на размещение металлургических заводов. В пе-
риод употребления водяного колеса в качестве
привода для подачи дутья и других целей заводы
располагали на небольших производственных пло-
щадках у берегов рек. Производительность заводов
ограничивалась запасом гидроэнергии, причём во
время весенних паводков и обильных летних дож-
дей случались наводнения и прорывы плотин, а в
засушливое время выработка железа резко сокра-
щалась из-за недостатка воды.
После создания в 1782 г. Дж. Уаттом уни-
версальной паровой машины появился постоянный
источник механической энергии, не зависящий от
места расположения завода и погоды. Металлурги-
ческие предприятия стали строить на больших ров-
ных площадках вблизи месторождений железной
руды или каменного угля, исходя, в первую оче-
редь, из коммерческих соображений. Эта тенденция
усилилась после изобретения Дж. Стивенсоном
паровоза (1819-1828 гг.) и развития сети железных
дорог, позволивших с небольшими затратами пере-
возить руду и уголь на значительные расстояния.
1.4.7.	Выплавка чугуна в России
•
В 1700 г. производство чугуна в стране со-
ставляло 2460 т. Благодаря строительству новых
заводов к 1730 г. Россия, обогнав Великобританию,
вышла по выплавке чугуна на второе место в мире
(после Швеции). Из-за ограниченности ресурсов
леса и невысокого качества железных руд получе-
ние чугуна в европейской части страны развива-
лось медленно, металлургические предприятия
строили в основном на Среднем Урале, а также по
рекам Кама и Вятка.
В 1760 г. Россия по производству чугуна за-
няла первое место, перегнав Швецию. В это время
в стране насчитывалось 70 доменных печей, из ко-
торых 42 действующие; в них получали 60 тыс. т
чугуна в год. К концу столетия темпы роста вы-
плавки чугуна повысились, в связи с чем в 1800 г.
его получили 172,43 тыс. т. В течение XVIII в. вы-
плавка чугуна увеличилась в 70 раз. число домен-
ных печей в 1800 г. достигло 139 (включая 30 ре-
зервных).
1.5. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ВЫПЛАВКИ ЧУГУНА В XIX в.
19
1.5.	СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ
ВЫПЛАВКИ ЧУГУНА В XIX в
1.5.1.	Производство и применение кокса
Недостатки кучного способа коксования за-
ставили заменить его печным способом. Первыми
коксовыми печами стали "шаумбургские стойла”
(рис. 1.13), названные по местности в Моравии, где
их впервые построили.
Рис. 1.13. Стойловая печь для коксования
каменного угля:
I - огнеупорная футеровка; 2 - угольная загрузка;
3 - слой глины
Между стенами длиной 8-20 и высотой
1,0-1,6 м, расположенными на расстоянии 1,5-2,3 м
одна от другой, засыпали несортированный уголь,
увлажняя и утрамбовывая каждый слой. Как и в
кучах, тепло выделяли сжиганием части топлива в
токе воздуха Для создания воздушных каналов в
уголь закладывали деревянные шесты, вынимаемые
после загрузки и нанесения сверху слоя влажной
глины. Уголь поджигали через отверстия в стенах,
в этих же иенах устраивали вертикальные каналы
для удаления дыма и газа. Коксование длилось
4-5 сут, выход кокса составлял 55-60% от массы
угля
Несколько позже изобрели ульевые печи
(рис. 1.14) с куполообразным сводом из шамотного
кирпича, позволявшие коксовать горизонтальный
слой угля. Уголь засыпали через люк в своде, гото-
вый продукт после охлаждения водой выгребали
через боковое отверстие, закрываемое крышкой
Тепло для коксования получали сжиганием в под-
сводовом пространстве парогазовых продуктов пи-
ролиза углей Коксование продолжалось 3^4 сут ,
охлаждение 10-20 ч. Кокс получался прочным, в
кусках почти одинакового размера, его выход дос-
тигал 65%.
Рис. 1.14. Ульевая печь;
1 - загрузочный люк; 2 - слой кокса;
3 - разгрузочное отверстие
Во второй половине XIX в. ульевые печи
объединили в группы (батареи) с общим боровом
для отвода дымовых газов, общим для всех печей
устройством загрузки угля и выгрузки кокса. Бла-
годаря высокому качеству продукта в США улье-
вые печи применяли до середины 1920-х гг., при-
чём часть их снова ввели в эксплуатацию в период
второй мировой войны 1939-1945 гг.
Последующие изменения конструкции кок-
совых печей были направлены на повышение тех-
нико-экономических показателей коксования,
улучшение качества продукции и механизации тру-
доёмких работ. Новым инженерным решением яви-
лось создание отопительных простенков, отделив-
ших коксовую камеру от пространства для сжига-
ния отопительного газа. Уголь стали располагать не
горизонтальным, а вертикальным слоем, что сокра-
тило потребность в производственной площади.
Удачную конструкцию печей нового типа предло-
жил Э. Коппе; в 1860-1870 гг. печи его системы,
оборудованные коксовыталкивателями, работали в
Бельгии, Германии и других промышленно разви-
тых странах. В дальнейшем появились быстроход-
ные (с малым периодом коксования) механизиро-
ванные камерные печи с улавливанием парогазо-
вых продуктов пиролиза с улучшенной системой
отопления, которые после многих усовершенство-
ваний стали в XX в. основными агрегатами для
производства каменноугольного кокса
Одновременно с улучшением конструкции
печей развивалось и потребление кокса. В 1850 г. в
главных европейских странах на минеральном топ-
ливе выплавили 69% всего чугуна, а к концу столе-
тия этот показатель для Европы и США вырос до
95-98%, и лишь в богатых лесами Швеции и Рос-
сии (СССР) полное замещение древесного угля
коксом затянулось до начала 1950-х гг.
Для успешного применения минерального
топлива на всех заводах потребовалась установка
более мощных воздуходувных машин, т.к. из-за
повышенной насыпной плотности кокса (450-
480 кг/м3) в сравнении с древесным углём сократи-
лась объёмная доля горючего в шихте и возросло её
сопротивление проходу газов.
В отдельных регионах для выплавки чугуна
применяли и другие виды минерального топлива.
Так, с конца 1830-х гг и до начла XX в. часть не-
больших доменных печей Уэллса (Великобритания)
и Пенсильвании (США) работали на особом сорте
антрацита, мало измельчавшегося при нагревании, а
небольшие печи Шотландии в течение многих лет
употребляли неспекающийся уголь. Ввиду низкой
пористости насыпная плотность антрацита и угля в
два раза превышала насыпную плотность кокса, из-
за чего возрастало сопротивление шихты движению
газов (на антрацитовых печах давление дутья со-
ставляло 26-54 кПа против 6-40 на коксовых). Ог-
раниченность запасов и недостаточная прочность не
позволяли использовать антрацит и неспекающийся
уюль в печах объёмом более 300 м3, поэтому с сере-
дины XX в. кокс стал практически единственным
видом твёрдого топлива, пригодным для выплавки
чугуна в больших печах.
20
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
1.5.2.	Нагрев дутья
В 1828 г. Дж. Нельсон предложил нагревать
дутьё перед подачей в доменные печи и вагранки.
Первый опыт провели в 1829-1830 гг. на доменных
печах завода Клайд в Шотландии. Дутьё нагревали
в чугунных трубах, пропущенных через длинные
горизонтальные топки с колосниками для сжигания
каменного угля. Увеличение температуры дутья до
149°С (300°F) позволило повысить выплавку чугуна
на 46% и на 30% снизить расход горючего, причём
полученная экономия топлива в несколько раз пре-
взошла затрату угля на нагрев дутья.
Последующее повышение температуры дутья
до 325-335 и 450-500°С продолжало сокращать
расход горючего и увеличивать выплавку чугуна,
но в меныпей степени. Десять лет спустя почти все
доменные печи Шотландии действовали на горячем
дутье, позже это новшество освоили заводы конти-
нентальной Европы и США. Однако из-за невысо-
кого коэффициента использования тепла и сниже-
ния прочности труб при длительном нагреве тем-
пература нагрева не превышала 500°С.
В 1857 г. Каупер запатентовал отапливаемый
углем регенеративный воздухонагреватель с насад-
кой из шамотного кирпича, позволявшего повысить
температуру дутья до 600-800°С и обеспечить
дальнейшее сокращение расхода кокса и увеличе-
ние выплавки чугуна. После перевода на отопление
доменным газом и многих усовершенствований
аппараты этого типа применяют на всех доменных
печах. Другие конструкции воздухонагревателей
оказались менее успешными и постепенно вышли
из употребления.
Регенеративным аппаратам свойственно сни-
жение температуры к концу дутьевого периода из-за
охлаждения насадки. Этот недостаток устранили
установкой смесительного клапана между воздухо-
проводами горячего и холодного дутья, позволяю-
щего к нагретому воздуху подмешивать холодный и
таким образом держать постоянной температуру
поступающей в печь воздушной смеси.
1.5.3.	Улучшение конструкции горна,
заплечиков и шахты
Пока существовали воздуходувки с водяным
приводом, дутьё в доменные печи подавали через
одну фурму. В 1743 г. Г.Махотин на печи Невьян-
ского завода (Урал) установил две фурмы, но это
новшество не имело последователей до конца XVIII
в., когда в связи с применением паровых воздухо-
дувных машин начали строить печи с двумя воз-
душными фурмами. Быстрое развитие таких машин
позволило к началу 1850-х гг. подавать дутьё через
5-6 фурм, а к концу столетия появились доменные
печи с 10-12 фурмами. Чтобы вместить возрастав-
ший объём чугуна и шлака, одновременно увели-
чивали поперечные размеры и высоту металлопри-
ёмника. Горн стали выкладывать из шамотного
кирпича, придавая ему круглое сечение, воздушные
фурмы размешали на расстоянии 1,0-1,2 м по ок-
ружности горна.
Повышение интенсивности плавки и числа
фурм заставило изменить устройство печи и подвод
дутья. Пока количество фурм не превышало трёх,
печи продолжали строить с массивным кожухом
четырёхугольного сечения и глубокими амбразура-
ми в местах подвода дутья и выпуска продуктов
плавки. В кожухе делали сквозной проход для кон-
троля за состоянием кладки и размещения чугун-
ных воздухоподводящих труб.
Дальнейшее увеличение числа воздушных
фурм потребовало установки чугунных опорных
колонн, соединённых сверху литыми брусьями -
прообразом современного мараторного кольца, на
которое опирали кладку кожуха шахты. При работе
на холодном дутье воздухопровод помещали в зем-
ле, а после перехода на нагретое дутьё его стали
подвешивать на опорные колонны выше горизонта
фурм. Дутьё вводили в печь через чугунные сопла,
плотно вставленные в фурмы, наблюдение за рабо-
той фурм вели через смотровое очко на подвижном
воздухоподводящем колене с шаровой заточкой. В
итоге появились печи с открытым горном (рис.
1.15), значительно облегчившие обслуживание воз-
душных фурм, выпускною отверстия и усилившие
естественное охлаждение кладки горна. Вопреки
опасениям, это новшество не сопровождалось уве-
личением расхода топлива на выплавку чугуна, так
как интенсификация хода и расширение попереч-
ных размеров печей снизило долю внешних потерь
тепла в общем тепловом балансе плавки.
Рис. 1.15. Доменная печь
с открытым горном,
колоннами и железным
кожухом
Использование
нагретого дутья и ми-
нерального топлива
внесло существенные
изменения в работу
горна. Возрастание
температуры мате-
риалов и газов заста-
вило Конди на одном
из заводов Шотлан-
дии применить водо-
охлаждаемые чугун-
ные фурмы со змееви-
ком из железной тру-
бы. В 1865 г. Салли
изобрёл полые брон-
зовые фурмы, кото-
рые позже усовер-
шенствовали другие
металлурги, разделив
их на три части по
длине. собственно
фурму небольшого
размера и два фурмен-
ных холодильника.
Высокое содержание серы в коксе потребо-
вало повысить долю извести в шлаке и увеличить
ею физический нагрев для обеспечения процесса
десульфурации чугуна В результате возросшей
1.5. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ВЫПЛАВКИ ЧУГУНА В XIX в.
21
жидкоподвижности шлак начал разъедать стенки
горна, особенно проходя через порог и омывая
темпельный и порожный камни. С целью умень-
шить разъедание этих камней Ф Люрман в 1867 г.
изобрёл водоохлаждаемую шлаковую фурму, со-
кратившую выход шлака через передний горн. Что-
бы не затруднять работы по выпуску чугуна, шла-
ковую фурму смещали на 60 120 " относительно
оси переднего горна и ставили на 0,4-0,5 м ниже
оси воздушных фурм. Шлаковая фурма упростила
операции по выпуску и уборке шлака и поэтому
очень скоро получила широкое применение во
всех передовых странах.
В том же году Люрман на одной из домен-
ных печей устранил передний горн, перейдя к вы-
пуску металла через специальный канал в огне-
упорной кладке горна - чугунную лётку. К отказу
от прежней конструкции печи его побудили боль-
шие продувы газа через зазор между темпелем и
порогом, возросшие в связи с увеличением давле-
ния дутья. В последующие два десятилетия домен-
ные печи без переднего горна (с закрытой грудью)
получили общее признание и в настоящее время
являются единственным типом печей, применяе-
мых для выплавки чугуна.
В первое время после отказа от массивной
каменной облицовки горна толщину заплечиков
не меняли, ограничиваясь стягиванием их желез-
ными кольцами-бандажами и полагая, что утоне-
ние футеровки повысит потери тепла. Однако ин-
тенсивный износ заплечиков, быстро выводивший
печи в капитальный ремонт, потребовал усилен-
ного охлаждения этой части печи. В 188! г. Шли-
ни на одном из германских заводов установил в
заплечиках холодильники ящичного типа, но они
не нашли широкого применения. Более удачной
оказалась конструкция горизонтальных бронзовых
холодильников, предложенная в 1887 г. в США
Дж. Гейли и получившая применение в других
развитых странах.
Одновременно с изменением конструкции
нижней части печи начали сокращать толщину ка
менного кожуха шахты и уменьшать его давление
на опорные колонны. В 1830-х гг. появились печи с
относительно тонкой огнеупорной кладкой, стяну-
той бандажами или сплошным кожухом из чугун-
ных плит, но они не имели успеха. Более практич-
ными оказались доменные печи с железным клёпа-
ным кожухом, впервые построенные в Шотландии
во второй половине XIX в., получившие большое
распространение в США и оттуда заимствованные
европейскими металлургами. В Германии в течение
нескольких десятилетий огнеупорную кладку шах-
ты стягивали бандажами, опирая колошниковую
ппошадку и засыпное устройство на отдельные ко-
лонны, но в дальнейшем немецкие металлурги от-
казались от этой конструкции и стали строить печи
шотландского типа - с прочным и плотным клёпа-
ным кожухом
1.5.4.	Улавливание доменного газа
В 1832 г. Ф. дю Фор употребил доменный газ
для отопления воздухонагревателей, а в 1840 г. Ф
Тайлор предложил нагревать им паровые котлы. В
обоих случаях доменный газ успешно заменил ка-
менный уголь, что способствовало развитию гази-
фикации углей для различных целей, в том числе и
для обеспечения топливом мартеновских печей
(коксовый газ применили для энергетических целей
позже).
Использование доменного газа в качестве то-
плива потребовало его очистки от пыли, выноси-
мой из слоя шихты. Для этого у печей стали раз-
мещать газоочистители сначала простой конструк-
ции, основанные на изменении направления и ско-
рости движения газа, а потом более сложные, с
применением воды. Чтобы обеспечить необходи-
мое избыточное давление в газовой сети, газоотво-
ды устанавливали ниже поверхности засыпи, а ко-
лошник в паузах между загрузкой шихты закрыва-
ли железной крышкой. Газ отбирали через отвер-
стия в кладке шахты и наружный кольцевой канал
(дю Фор, 1832 г.), кольцевой канал между кладкой
шахты и внутренним чугунным цилиндром (Пфорт,
1842 г.), центральную газоотводную (Дерби, 1850-е
гг.) или комбинированным способом (рис. 1.16).
Потери газа в атмосферу в период загрузки мате-
риалов в печь уменьшал слой шихты, расположен-
ный выше уровня газоотводов.
Рис. 1.16. Доменная печь с комбинированным
отводом колошникового газа
Перечисленные способы отвода газа снижали
степень использования его химической энергии,
вызывая увеличение расхода топлива на выплавку
чугуна. Давление газа имело большие колебания,
обусловленные открытием колошника в период
ссыпания колош, а также опусканием поверхности
засыпи в паузах между загрузкой шихты. В связи с
этим начали поиски конструкции газоулавливаю-
щег о устройства, способного снизить выброс газа в
22
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
атмосферу, обеспечить постоянство давления очи-
щенного газа и желаемое распределение материа-
лов в печи. Наиболее удачную схему такого уст-
ройства в форме воронки и конуса предложил в
1850 г. Пари. Дополненная позже малым конусом и
вращающимся распределителем шихты, запатенто-
ванным Мак-Ки (1907 г.), эта схема нашла приме-
нение на большинстве доменных печей мира.
В Германии длительное время использовали
газоулавливающие и засыпные устройства фон
Гоффа и Лангена, впервые появившиеся в 1861 г.
Оба устройства сочетали центральную газоотвод-
ную трубу с воронкой и конусом различной конст-
рукции, но оказались сложнее газоуловителя Пари,
менее надёжными в работе, затрудняли механиза-
цию подачи шихтовых материалов на колошник и
не обеспечивали их правильное распределение в
печи. По этой причине в первой четверти XX в.
немецкие металлурги отказались от засыпных уст-
ройств фон Гоффа и Лангена, начав по примеру
США оборудовать доменные печи засыпными уст-
ройствами с двумя конусами и вращающимся рас-
пределителем шихты. После появления двухконус-
ного засыпного устройства колошниковый газ ста-
ли удалять через четыре восходящих газоотвода,
врезанных в кожух доменной печи выше поверхно-
сти засыпи на одинаковом расстоянии по окружно-
сти. Чтобы уменьшить колебания давления, очи-
щенный газ направляют в общий коллектор для
нескольких доменных печей.
1.5.5.	Подача шихты на колошник
Увеличение производительности доменных
печей и их размещение на ровных производствен-
ных площадках потребовали механизации подъёма
шихты на колошник.
Первые подъёмники, состоящие из верти-
кальной шахты и двух клетей, начали применять во
второй четверти XIX в. Тележки с шихтой вручную
подкатывали к клети, поднимали на уровень ко-
лошника и доставляли к месту выгрузки. Порожние
тележки таким же способом возвращали вниз для
загрузки материалами. Клети перемещали посред-
ством воды, сжатого воздуха, водяного пара или
электрической энергии, но во всех случаях сохра-
нялись ручной труд по горизонтальной транспор-
тировке шихты и присутствие рабочих на колош-
никовой площадке. Поэтому по мере возрастания
производительности печей вертикальные подъём-
ники стали заменять наклонными, позволявшими
полностью механизировать подачу шихты на ко-
лошник.
Первые наклонные подъёмники появились в
1850-х гг. Они имели наклонный мост с двумя
рельсами, по которым перемещалась вагонетка,
автоматически выгружавшаяся на колошнике.
Позже стали применять скиповые подъёмники сна-
чала с одним, потом с двумя скипами, приводимы-
ми в действие реверсивной лебёдкой. Скипы двига-
лись по отдельным рельсовым путям, нижнюю
часть которых опускали в небольшое углубление в
земле - скиповую яму. Это значительно упрощало
загрузку скипов: вагонетку, доставлявшую шихто-
вые материалы со склада, опрокидывали над ски-
повой ямой, и шихта ссыпалась в скип. В конце
XIX в. в США появились рудные дворы, оборудо-
ванные портальными кранами и способные вме-
щать запас железных руд на весь зимний сезон. В
это же время начали строить первые бункерные
эс гакады.
Скиповые подъёмники изобретены и получи-
ли наибольшее применение в США. В Германии,
занимавшей в конце XIX в. и в первой четверти XX
ведущее положение в Европе по выплавке чугуна,
широко употребляли наклонный бадьевой подъём-
ник. Примеру Германии следовали многие страны
континентальной Европы (включая Россию), где
длительное время бадьевые подъёмники преобла-
дали над скиповыми.
Главной частью бадьевого подъёмника явля-
лась бадья - чаша цилиндрической формы с конус-
ным днищем-затвором, прикреплённым к длинной
железной штанге с проушиной на конце. Бадью
заполняли шихтой на складе и на вагонетке подво-
зили к подъёмнику. У подъёмника в проушину
штанги вводили крюк тележки, перемещавшейся по
рельсам наклонного моста и транспортировавшей
бадью на колошник. В верхней части моста рельсо-
вый путь загибался и бадья садилась на опорное
кольцо засыпного устройства. После этого следова-
ло опускание штанги с конусом-днищем и ссыпа-
ние шихты на большой конус.
Бадьевые подъёмники не имели второго
рельсового пути, поэтому опускание порожней ба-
дьи являлось холостым ходом, уменьшавшим про-
изводительность подъёмника. Помимо этого, кон-
струкция бадьевого подъёмника оказалась значи-
тельно сложнее скипового и менее надёжной в ра-
боте, в связи с чем во второй четверти XX в. евро-
пейские металлурги отказались от бадьевых подъ-
ёмников.
1.5.6.	Выпуск и уборка
жидких продуктов плавки
Повышение производительности доменных
печей заставило во второй половине XIX в. увели-
чить число выпусков чугуна до 4 5 в сутки. Чугун
стали разливать по всей площади литейного двора в
песчаные формы или специальные чугунные из-
ложницы, получая чушки массой 40 80 кг. После
охлаждения водой чушки посредством лома и тя-
жёлого молота отделяли от застывшего в жёлобе
чугуна, складывали в штабели и начинали подго-
товку форм к следующему выпуску. Ввиду воз-
росшего объёма работ на литейном чворе основную
массу чугунного литья стали получать в литейных
отделениях машиностроительных заводов из вагра-
ночного чугуна.
После изобретения шлаковой фурмы верхний
шлак стали выпускать на отдельный шлаковый
двор, выложенный чугунными плитами. Охлаж-
дённый расплав дробили ломами и на телегах или
1.5. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ВЫПЛАВКИ ЧУГУНА В XIX в.
23
вагонетках конной тягой отвозили в отвал На не-
которых заводах шлак выпускали в специальные
коробки с последующей отправкой на свалку, на
других жидким шлаком заполняли шлаковую ваго-
нетку - предшественницу современного шлакового
ковша. Часть шлака использовали в производстве
цемента и литой брусчатки, предназначенной для
мощения улиц и площадей.
Для удобства использования шлаковых ваго-
неток фундамент доменных печей и литейный двор
начали повышать над уровнем заводского пола,
исчисляемого от уровня головки железнодорожных
рельс. Появление наземной части фундамента (пня)
и подъём литейного двора облегчили уборку чушек
и их погрузку в железнодорожные вагоны.
Тенденция к повышению пня и уровня ли-
тейного двора увеличилась с началом применения в
сталеплавильных агрегатах жидкого доменного
чугуна и появлением чугуновозных ковшей, уста-
навливаемых на железнодорожных тележках. Вме-
стимость первых ковшей составляла 10-20 т, она
отвечала массе одного выпуска чугуна. Между ста-
рыми печами с низким уровнем чугунной лётки и
сталеплавильными агрегатами прокладывали под-
земный туннель с рельсовым путём для движения
чугуновоза.
Так как сталеплавильные агрегаты потребля-
ли лишь часть доменного чугуна, оставшуюся его
долю продолжали разливать на литейном дворе с
большой затратой ручного труда. Изобретение уст-
ройств для механической формовки и ломки чушек,
облегчивших труд рабочих, не устранило несоот-
ветствие между размерами литейного двора и мас-
сой выплавляемого чугуна.
Проблему разливки и уборки чугуна решил
Юлинг, запатентовавший в 1895 г. в США разли-
вочную машину конвейерного типа с бесконечной
лентой из чугунных мульд, движущихся по рель-
сам. Чугун к машине поставляют в ковшах, накло-
няя их крановой лебёдкой и позволяя струе жидко-
го металла заполнять мульды. Длина пути мульд от
места заливки чугуна до выгрузки превышает 15 м,
на этом расстоянии охлаждаемые водой чушки ус-
певают затвердеть В конце машины мульды опро-
кидываются, чушки выпадают из них и по наклон-
ному лотку поступают в железнодорожный вагон.
До конца XIX в все работы по открытию чу-
гунной лётки, её закрытию и ремонту канала вы-
полняли вручную, причём лётку закрывали только
на сниженном дутье. В 1894 г. на одном из заводов
США появилась глиняная пушка, состоявшая из
цилиндра, штока и двух поршней. Перед выпуском
чугуна в переднюю часть цилиндра, заканчивав-
шуюся носком, закладывали мягкую глину. В конце
выпуска носок пушки вводили в лётку, в заднюю
часть цилиндра подавали водяной пар и посредст-
вом переднего поршня заталкивали глину в печь.
Применение такого устройства облегчило
работу по закрытию чугунной лётки, сократило
простои печей и повысило срок службы футеровки
горна. Позже одноцилиндровую пушку заменили
двухцилиндровой паровой Брозиуса, а потом одно-
цилиндровой пушкой с электрическим приводом.
1.5.7.	Доменное производство России
Изобретение кокса, паровой машины и пуд-
лингового процесса позволило Великобритании в
1803 г. стать первой в мире по выплавке чугуна,
сместив Россию на второе место В 1887 г ведущее
положение по уровню технологии и производству
чугуна заняли США.
В первой половине XIX в. основная часть
русских металлургических заводов принадлежала
частным владельцам, использовавшим труд крепо-
стных. Наличие дешёвой рабочей силы не стиму-
лировало совершенствование технологии и приме-
нение высокопроизводительного оборудования, в
результате чего до 1870 г. доменные печи работали
на холодном дутье и с малым количеством паровых
воздуходувок. К этому времени по выплавке чугуна
Россию обогнали Франция (1825 г.), США (1830 г.),
Германия (1850 г.) и Бельгия (1862 г.). Низкие та-
моженные тарифы благоприятствовали импорту
железа и затрудняли развитие его производства
внутри страны.
В 1860 г. Россия получила 291 тыс т чугуна.
После отмены в 1861 г. крепостного права его вы-
плавка снизилась из-за ухода с металлургических
заводов значительной части рабочих (их общая чис-
ленность в 1863 г. составляла 134 тыс против 180
тыс. в 1861 г.), повышения цен на руду, уголь и уве-
личения заработной платы оставшемуся персоналу.
Не все владельцы заводов имели достаточный капи-
тал, чтобы справиться с возросшими трудностями,
поэтому дореформенное производство чугуна было
достигнуто только в 1869 г. Для развития металлур-
гии правительство России после 1870 г. стало вы-
плачивать дополнительные деньги за выплавку чу-
гуна внутри страны и повышением таможенных та-
рифов ограничило его ввоз из-за границы.
До 1870-х гг. главным металлургическим ре-
гионом России продолжал оставаться Урал. В на-
чале столетия здесь работали мощные по своему
времени древесно-угольные печи с овальным про-
филем (рис. 1.17), загрузка шихты и уборка про-
дуктов плавки осуществлялись вручную. С 1860 по
1900 гг. выплавка чугуна на Урале возросла с 240
до 830 тыс. т главным образом благодаря примене-
нию нагретого дутья, паровых воздуходувок и
лишь частично за счёт строительства новых заво-
дов - Чусовского, Кутимского и Надеждинского
(ныне им. Серова) К концу столетия здесь дейст-
вовало 12 казённых и 83 частных завода соответст-
венно с 16 и 96 древесно-угольными печами, сред-
ний расход топлива составлял 1240 кг/т чугуна
Многие заводы работали на устаревшем оборудо-
вании без возможности значительного расширения
производства и снижения стоимости металла, в
1900 г. на половине доменных печей отсутствовал
наг рев дутья.
24
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
В 1845—1872 гг. правительство России пыта-
лось создать на Юге казённые заводы для выплавки
чугуна на минеральном топливе, но неудачно. По-
этому строительство заводов было отдано частным
лицам и акционерным обществам с предоставлени-
ем значительных льгот. Пионерами южной метал-
лургии явились русский промышленник
Н.П.Пастухов и англичанин Дж. Юз, построившие
в 1870-1871 гг. соответственно Сулинский и Юзов-
ский (ныне Донецкий) заводы. Первый из них ра-
ботал на антраците, второй - на коксе, используя
руды местных месторождений.
В 1872 г. Л.Н.Поль с группой горных инже-
неров завершил геологическую разведку Криво-
рожского железорудного месторождения. Ему же
удалось убедить правительство в необходимости
строить железную дорогу между Кривым Рогом и
Донецким угольным бассейном. Разработка желез-
ных руд в Кривом Роге началась в 1886 г., когда
открыли новую железную дорогу; в 1894г. здесь
уже насчитывалось 12 рудников с годовой добычей
830 тыс. т.
Открытие дороги ускорило строительство
новых металлургических заводов главным образом
с привлечением иностранного акционерного капи-
тала. В 1887 г. в Екатеринославле (Днепропетров-
ске) задули первую домну Александровского заво-
да (завод им. Петровского), построенного с участи-
ем французского капитала. В 1889 г. введены в
действие две печи Днепровского завода в Камен-
ском (завод им. Дзержинского), возведённого с
привлечением смешанного польско-бельгийского
капитала.
В 1892 г. в Кривом Роге вступил в строй
Гданцевский завод, три года спустя начали рабо-
тать доменные печи на заводах: Дружковском, 1 а-
ганрогском, Донецко-Юрьевском (Коммунарском)
и Петровском (Енакиевском). В 1896 г. американец
Ю. Кеннеди построил Никополь-Мариупольский
завод (впоследствии завод им. Ильича), год спустя
задули доменные печи заводов «Русский Прови-
ланс» в Мариуполе (бельгийский капитал) и Маке-
евского (французский капитал). В 1898 г. начала
работать первая доменная печь Керченского завода,
в 1899 г. доменные печи Краматорского и Кадиев-
ского заводов. Всего в 1900 г. на K)ie действовало
16 заводов с доменными печами, они выплавляли
51,3% производимого в России чугуна.
Выплавка чугуна на минеральном топливе
развивалась и в центре. В 1897-1898 гг. построили
Тульский и Судаковский (Косогорский) заводы, в
1900 г. начали строительство Липецкого завода
(завод «Свободный Сокол»),
Количество доменных печей к 1900 г. дос-
тигло 293 (на 239 из них применяли горячее дутьё).
Благодаря пуску новых заводов и совершенствова-
нию производства на старых Россия в этот год вы-
плавила 2,94 млн т чугуна, переместившись на чет-
вёртое место. За столетие выплавка чугуна увели-
чилась более чем в 20 раз, за 1870-1900 гг. - в 9
раз, но разница в его производстве по сравнению с
США, Англией и Германией оставалась большой.
1.6.	ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО В XX в.
1.6.1.	Ст руктурная схема
чёрной металлургии
Современная чёрная металлургия продолжает
базироваться на двухстадийном способе получения
стали, включающем восстановление железных руд в
доменных печах и окисление примесей чугуна в
сталеплавильных агрегатах. На основе специализа-
ции и кооперирования она объединяет следующие
основные цехи, заводы и комбинаты (рис. 1.18):
шахты и разрезы для добычи коксующихся
углей (КУ);
углеобогатительные фабрики (УОФ) для
первичного дробления и обогащения углей;
коксохимические заводы (КХЗ) с угольными
складами, цехами по подготовке угольной шихты,
её коксованию и переработке химических продук-
тов коксования;
карьеры и шахты по добыче железных руд
(ЖР),
горно-обогатительные комбинаты (ГОК) для
дробления и обогащения руд. производства агломе-
рата и окатышей;
карьеры по добыче и первичному дроблению
флюсов (КФ),
доменные цехи (ДЦ) с печами для выплавки
чугуна и установками по переработке шлака:
сталеплавильные цехи (СПЦ) (мартеновские,
кислородно-конвертерные и электрос галеплавиль-
ные) для получения сзади в виде слитков или ли-
тых заготовок:
1.6. ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО В XX в.
25
прокатные цехи (ПЦ) для выработки сорто-
вого и листового металла, железнодорожных рель-
сов, балок, катаной проволоки, ленты, гнутых про-
филей и других изделий;
заводы по изготовлению огнеупорных изде-
лий (ОИ) для металлургических агрегатов;
заводы по производству ферросплавов (ЗФ)
для раскисления и легирования стали;
энергетические цехи (ЭЦ) для получения ду-
тья, электроэнергии, водяного пара, сжатого возду-
ха, технологического и технического кислорода,
подачи воды, очистки и распределения горючих
газов металлургического производства,
цехи по подготовке металлического лома
(копровые цехи КЦ).
Рис. 1.18. Схема чёрной металлургии с участием
доменного производства (пояснения - в тексте).
Стрелками показаны потребители продукции
После прокатных цехов часть металла на-
правляют непосредственно потребителям, а другую
подвергают термической обработке, антикоррозий-
ным покрытиям или используют для изготовления
всевозможных металлических изделий (метизов).
Даже простой перечень структурных подраз-
делений отрасли показывает насколько современ-
ная чёрная металлургия существенно отличается от
сыродутного горна и ручного кузнечного молота, с
которых она начиналась несколько тысячелетий
назад.
Доменный цех вместе с поставщиками топ-
лива, сырья и энергии (коксохимическим заводом,
горно-обогатительным комбинатом, карьером флю-
сов, энергетическими цехами) находится во главе
металлургического производства. Показатели его
работы во многом определяют технические и эко-
номические результаты деятельности всей отрасли
(из всех затрат топлива в отрасли на выплавку чу-
гуна приходится почти 50%). Поэтому совершенст-
вованию доменного производства в странах с раз-
витой промышленностью уделяли и продолжают
уделять большое внимание.
Главной особенностью доменной плавки яв-
ляется использование каменноугольною кокса в
качестве основного технологического топлива. В
некоторых регионах коксующиеся угли отсутству-
ют, но имеются большие запасы нефти, природного
газа или некоксующихся углей,
Для таких регионов применяют другую схе-
му металлургического производства (рис. 1.19), в
которой доменный цех заменён цехом металлиза-
ции железорудных окатышей (ЦМО). В качестве
восстановителя и источника тепла здесь использу-
ют горячий газ (850 -900 JC), полученный частич-
ным окислением (конверсией) природного газа,
мазута или каменного угля. Поскольку приготовле-
ние конвертированного газа и сам процесс метал-
лизации требуют большого расхода тепла и восста-
новителя, металлизованные материалы дороги, и их
используют только в электропечах для выплавки
качественных сталей с низким содержанием вред-
ных примесей. Получение рядового металла на ос-
нове металлизованных материалов для условий
Европы, Северной Америки и Японии признано
невыгодным.
Рис. 1.19. Схема бескоксовой черной металлургии:
ПГ - источники природного газа, ЖР - источники
железных рул; ГОК - горно-обогатительные
комбинаты; ЦМО - цехи металлизации окатышей;
ЭСПЦ - электросталеплавильные цехи;
ОИ - заводы по производству огнеупорных
изделий; ФЗ - ферросплавные заводы;
КФ - карьеры флюсов; ЭЦ - энергетические цехи
В 1987 г. доля мирового производства стали
по второй схеме составила 2.5%. К 2000 г. ожида-
ется её увеличение до 3.5 4% в основном за счёт
создания металлургических предприятий в разви-
вающихся странах, а оставшаяся часть будет полу-
чена на основе чугуна и металлолома. В Россий-
ской Федерации в 1986 г. введена в эксплуатацию
первая очередь работающего по новой схеме Ос-
кольского электрометаллургического комбината
(вблизи г. Старый Оскол) проектной производи-
тельностью 5 млн т стали в год.
Другой особенностью доменной плавки яв-
ляется большая потребность в высококачественном
железорудном сырье (железных рудах, агломерате,
окатышах), расход которого составляет 1,7-1,9 т/т
чугуна. Многие развитые страны не имеют значи-
тельных запасов железных руд и поэтому вынуж-
дены их покупать у других государств. В Европу,
США и Японию руды доставляют в основном мор-
ским транспортом в рудовозах водоизмещением до
26
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
180 тыс. т. Для уменьшения расходов на перевозку
грузов многие крупные металлургические предпри-
ятия Европы и Японии построены на морском по-
бережье или по берегам судоходных рек.
В СНГ на морском побережье расположен
комбинат «Азовсталь», получающий часть сырья
морским транспортом с Крымского полуострова.
Все другие металлургические предприятия разме-
щены внутри государств Содружества и использу-
ют для перевозки основных грузов железнодорож-
ный транспорт.
В общей схеме металлургического производ-
ства принято выделять четыре главных передела: I
- получение первичного металла в доменных печах
или агрегатах бескоксовой металлургии; II - полу-
чение стали в слитках или литых заготовках; III -
получение различных видов проката; IV - термиче-
ская обработка проката, нанесение на него анти-
коррозийных покрытий.
Металлургические предприятия, где имеются
все переделы, называют предприятиями с полным
циклом (интегрированными), при отсутствии даже
одного передела - предприятиями с неполным цик-
лом. В СНГ интегрированные предприятия, вклю-
чающие коксохимическое производство и (или)
агломерационные фабрики, именуют металлурги-
ческими комбинатами, а все другие - металлурги-
ческими заводами.
В 1970-1980 гг. в разных странах мира поя-
вилось значительное число металлургических
предприятий мощностью менее 1 млн т стали в год
(мини-заводов), работающих на металлизованных
окатышах или скрапе и обслуживающих неболь-
шой регион. Мини-заводы имеют в своём составе
мощные дуговые электросталеплавильные печи,
УНЛЗ и прокатные станы. Благодаря небольшим
капитальным затратам, возможности быстро ме-
нять сортамент продукции с учётом запросов по-
требителей металла и экономии на транспортных
расходах эти заводы успешно конкурируют с более
мощными интегрированными предприятиями. В
СНГ есть три таких завода - в Беларуси (г. Жло-
бин), Молдове (г. Рыбница) и на дальнем востоке
(г. Комсомольск-на-Амуре).
1.6.2.	Изменение устройства печей
Конструкция современной доменной печи и
её вспомогательного оборудования сложилась в
основном в первой четверти текущего столетия,
хотя многие элементы этой конструкции были раз-
работаны в конце IX в. К числу таких элементов
относятся: поднятый над заводским полом литей-
ный двор; закрытый горн с лётками для чугуна и
шлака; охлаждаемые заплечики; кольцевой возду-
хопровод на уровне заплечиков; шахта из шамотно-
го кирпича, заключённая в сплошной стальной ко-
жух и опирающаяся на расположенные вокруг гор-
на колонны; металлическая защита огнеупорной
кладки шахты от ударного разрушения ссыпаю-
щейся шихтой (колошниковая защита); двухконус-
ное засыпное устройство; наклонный скиповый
подъемник, шихтовые бункера и вагон-весы; меха-
низированный рудный двор с портальными крана-
ми; устройства для сухой и мокрой очистки колош-
никового газа; воздухонагреватели.
В 1899 г. в Германии по предложению Бюр-
герса построили печь с тонкостенной шахтой, со-
стоящей из чугунных сегментов с залитыми в них
шамотными кирпичами. Позднее печи такого типа
появились в других европейских странах, в том
числе три в России (на Макеевском заводе), но ши-
рокого распространения они не получили из-за вы-
соких внешних потерь тепла.
В первой четверти XX в. осуществили сле-
дующие усовершенствования, заметно приблизив-
шие конструкцию доменной печи к современной:
горн заключили в прочный стальной кожух и обес-
печили его надёжное охлаждение чугунными пли-
товыми холодильниками, улучшили конструкцию и
охлаждение заплечиков, ввели охлаждение огне-
упорной кладки шахты, разработали конструкцию
газоотводов и вращающегося распределителя ших-
ты, автоматизировали загрузку шихтовых материа-
лов в печь.
В этот период подвергли значительной мо-
дернизации чугуновозные ковши, разливочные ма-
шины, установки по переработке доменного шлака,
устройства для вскрытия и заделки чугунной лётки,
оборудование тракта подачи шихты на колошник и
её загрузки в печь, устройства для очистки колош-
никового газа, воздуходувные машины и воздухо-
нагреватели.
Совершенствование конструкции доменной
печи и её оборудования продолжалось и в после-
дующие годы, особенно после второй мировой
войны. В этот период клёпку стальных конструк-
ций заменили электросваркой, появились печи с
охлаждаемой лещадью, самонесущим кожухом (без
мараторного кольца и опорных колонн), лотковыми
засыпными устройствами, конвейерной подачей
шихты к скиповой яме и на колошник. Количество
чугунных лёток увеличили до 2-4, кладку горна
доменных печей стали выполнять из высокоглино-
зёмистых и углеродистых огнеупоров, воздухонаг-
реватели строить с выносной камерой горения, в
систему газоочистки ввели газорасширитсльную
трубу Вентури и дроссельные клапаны для регули-
рования давления колошникового газа.
Наряду с развитием основного и вспомога-
тельного оборудования в XX в. получили широкое
применение контрольно-измерительные приборы
(КИП). Если в начале столетия в распоряжении
технологов находились только ртутные и водяные
манометры для измерения давлений дутья и газа,
ртутные термометры или термопары для измерения
температуры дутья и колошникового газа, то уже в
1920 1930-х гг. число КИП на вновь сооружаемых
печах исчислялось десятками. При этом большое
распространение получили приборы с автоматиче-
ской записью показаний. В послевоенный период
количество КИП увеличилось в 2-3 раза, на многих
печах действуют ЭВМ, облегчающие управление
технологическим процессом.
В 1950-х гг. в отдельных странах Европы и в
США работали опытные и промышленные низко-
1.6. ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО В XX в.
27
шахтные печи высотой 4-6 м, предназначенные для
получения чугуна из низкосортных шихтовых ма-
териалов. Вследствие небольшого объёма, малой
производительности и высокого расхода топлива
стоимость чугуна таких печей оказалась выше
обычной, в связи с чем в начале 1960-х гг. низко-
шахтные печи вывели из эксплуатации.
Неудачей завершилась и предпринятая в этот
же период попытка Китайской Народной Респуб-
лики быстро увеличить производство чугуна мас-
совым строительством полукустарных доменных
печей, работавших на каменном угле и недостаточ-
но подготовленных рудных материалах. Вследствие
малого объёма печей и низкого уровня технологии
затрата топлива была значительно выше, а качество
чугуна по содержанию серы хуже, чем в высоко-
шахтных печах большого объёма. По этой причине
в КНР отказались от эксплуатации малых печей и
стали выплавлять чугун только в больших печах с
высоким уровнем технологии.
1.6.3.	Подача дутья
В конце IX в в Бельгии появились воздухо-
дувки, двигатель которых работал на очищенном от
пыли доменном газе. Такие машины требовали
меньшего расхода условного топлива на выработку
1 м‘ дутья по сравнению с паровыми воздуходув-
ками и поэтому в первой четверти XX в. получили
широкое распространение в европейских странах,
особенно в Германии. Наиболее совершенные типы
воздуходувки имели двухцилиндровый четырёх-
трактный газовый двигатель, коленчатый вал, ма-
ховое колесо и воздушный цилиндр. За короткий
период производительность газовых воздуходувок
возросла до 1800 м3/мин, после чего повышение их
мощности стало невыгодным из-за быстрого уве-
личения массы частей, находившихся в возвратно-
поступательном движении.
В США начиная с 1905 г. увеличение коли-
чества доменного дутья обеспечили строительст-
вом турбовоздуходувок - центробежных воздухо-
дувных машин, приводимых в действие паровой
турбиной. По сравнению с газовыми воздуходув-
ками эти машины более компактны, обладают вы-
сокой надёжностью, гибким регулированием пара-
метров дутья изменением числа оборотов и не
имеют ограничений по производительности Благо-
даря таким достоинствам в конце 1920 гг., когда
появились доменные печи с суточной выплавкой
чугуна 1000 т и выше, их начали оборудовать толь-
ко турбовоздуходувками.
Работая по принципу обычного центробеж-
ного вентилятора, турбовоздуходувка позволяет
подавать дутьё в количестве 2000 -6000 м3/мин с
избыточным давлением 110-400 кПа. При враще-
нии ротора, состоящего из вала и нескольких наса-
женных на него колёс с лопатками (рис. 1.20), про-
исходит засасывание очищенного от пыли атмо-
сферного воздуха к основанию первого колеса. Под
действием лопаток поток воздуха ускоренно пере-
мещается в радиальном направлении в периферий-
ное кольцевое пространство статора (диффузор),
где в результате превращения основной части ки-
нетической энергии в потенциальную увеличивает
давление и выделяет тепло. Затем направление воз-
духа меняется на 180 и он по обратным неподвиж-
ным каналам поступает к основанию второго коле-
са, где лопатками направляется в другой диффузор.
Так продолжается до тех пор, пока сжатый послед-
ним колесом воздух не будет направлен в нагнета-
тельную камеру и систему воздуховодов, ведущих
к доменной печи. Поскольку одна ступень сжатия
повышает давление воздуха только на 50 60 кПа,
избыточное давление после воздуходувки зависит
от количества установленных колёс.
Турбовоздуходувки имеют большую ско-
рость вращения ротора (2500-4000 об/мин), что
необходимо для высокого сжатия воздуха. Кроме
числа оборотов объёмная производительность воз-
духодувки зависит от давления дутья, уменьшаясь
при его возрастании В качестве привода обычно
используют паровую турбину, работающую на паре
с давлением 3,5 6,0 МПа, хотя на некоторых новых
доменных печах уже действуют мощные воздухо-
дувки, вращаемые электродвигателями.
Рис 1.20. Вертикальный разрез центробежной
воздуходувки:
1 - всасывающий патрубок; 2 - нагнетательная камера;
3 - вал с рабочими колёсами, 4 - диффузор
При необходимости иметь избыточное давле-
ние дутья более 400 кПа доменные печи снабжают
турбокомпрессорами. От воздуходувки они отлича-
ются увеличенным числом нагнетающих колёс.
1.6.4.	Схема современной доменной плавки
Профиль современной печи включает пять элемен-
тов (рис. 1.21): колошник, шахту; распар, заплечики
и горн Колошнику, распару и горну обычно при-
дают цилиндрическое очертание, а шахту и запле-
чики выполняют в форме усечённого конуса. Как и
ранее, внутри печи навстречу один другому дви-
жутся два потока - шихты и газов Высота проти-
воточной зоны, равная расстоянию между поверх-
ностью засыпи и горизонтом воздушных фурм, в
большинстве случаев составляет 22 24 м при мак-
симальной ширине 16 17 м в распаре.
28
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
Рис. 1.21. Доменная печь объёмом 2700 м3:
1-ось чугунных лёт ок; 11-ось шлаковых лёток;
Ill-ось воздушных фурм; IV-полезная высота печи
Основным химическим процессом в домен-
ной печи является восстановление оксидов железа
Наряду с этим в небольшом объёме у воздушных
фурм происходит окисление топлива, необходимое
для обеспечения плавки теплом. Тем не менее, до-
менный процесс по своей сущности является вос-
становительным, причём скорость и полнота вос-
становления оксидов зависит от многих факторов,
характера распределения шихты, химического со-
става рудных материалов и топлива, марки выплав-
ляемого чугуна и т п
По форме организации доменный процесс
является противоточным. В отличие от способа
восстановления железных руд во вращающихся
печах, где также имеется противоток, но «азы дви-
жутся над слоем руды и каменного угля, в домен-
ной печи поток газа проходит через слой шихты по
имеющимся в ней каналам Такое движение газов,
обеспечивая высокую экономичность плавки,
предъявляет большие требования к крупности и
механической прочности компонентов шихты.
В состав доменной шихты входят: кокс, же-
лезорудные материалы (агломерат, окатыши, же-
лезная руда) и флюс (рис. 1.22). Каждый из компо-
нентов имеет своё назначение.
Рис. 1.22. Схема доменной плавки:
К - кокс; ЖР - железорудные материалы,
Ф - флюс; Д -• дутьё; ДТ - дополнительное
топливо; КГ- колошниковый газ;
КП -колошниковая пыль; Ш - шлак; Ч - чугун
Кокс - главный вид технологического топли-
ва. Он содержит 86 -89% С, предназначен для обес-
печения доменного процесса теплом и восстанови-
тельным газом. Помимо этого, имея крупные куски
(в основном 25 80 мм) и занимая приблизительно
половину объёма печи, кокс разрыхляет шихту,
облегчая движение газов. Разрыхление шихты осо-
бенно важно в заплечиках и горне, где кокс являет-
ся единственным материалом, находящимся в твёр-
дом состоянии. Кроме углерода кокс всегда содер-
жит 9-12% минеральных примесей (золы) и
0,4-1,8% S. 1ак как коксовые батареи обычно рас-
полагают вблизи доменных печей, основную массу
кокса транспортируют в доменный цех посредст-
вом ленточных конвейеров и лишь небольшую его
часть в железнодорожных вагонах.
С железорудными материалами в доменную
печь поступает железо, образующее основу чугуна.
Иногда в состав шихты вводят марганцевую руду
или другие добавки для повышения содержания
марганца в чугуне. Помимо оксидов железа и мар-
ганца рудная часть всегда содержит пус гую поро-
ду, включающую главным образом SiO2, А12Оз.
СаО и MgO. В процессе плавки пустая порода об-
разует шлак, к которому присоединяется зола кок-
са. В большинстве случаев железорудные материа-
лы доставляют в доменный цех железнодорожным
транспортом и только на отдельных металлургиче-
ских комбинатах посредством конвейеров.
Флюс предназначен для понижения темпера-
туры плавления пустой породы железорудных ма-
териалов и золы кокса, а также придания шлаку
нужных физических и химических свойств. В каче-
стве флюса известняк и доломит - горные породы с
высоким содержанием СаО и MgO. Начиная с
1950-х гг. основную массу флюса вводят в состав
агломерата и окатышей в процессе их производст-
ва. Иногда в состав доменной шихты вводят квар-
цит - горную породу с высоким содержанием S1O2,
позволяющую получить удовлетворительный по
1.6. ДОМЕННОЕ ПРОИЗВОДСТВО В XX в.
29
физическим и химическим свойствам расплав при
неблагоприятном сочетании шлакообразующих
компонентов в рудных материалах.
Шихтовые материалы хранят на рудном
складе или в шихтовых бункерах доменных печей
На колошник их подают посредством наклонного
скипового подъёмника или ленточного конвейера.
В печь компоненты шихты загружают отдельными
порциями при помощи засыпного устройства. Все
операции по подъёму шихты на колошник и её за-
грузке в печь автоматизированы и совершаются без
непосредственного участия человека
В горн печей подают воздух, сжатый возду-
ходувной машиной до избыточного давления
250-300 кПа (2,5-3,0 ати). Чтобы повысить произ-
водительность печей, его обогащают кислородом
до 25-35% за счёт добавки технологического ки-
слорода к засасываемому воздуходувной машиной
атмосферному воздуху, а для сокращения расхода
кокса - нагреваюз до 1100-1250°С в регенератив-
ных воздухонагревателях. С этой же целью в печь
вдувают дополнительное топливо - природный газ,
каменноугольную пыль или мазут.
Внутри доменной печи совершаются слож-
ные физико-химические процессы, в результате
которых образуются: чугун, шлак и колошниковый
газ. Основной продукт доменной плавки - пере-
дельный чугун - выпускают из горна через 1-4 лёт-
ки 10-20 раз в сутки и направляют в сталеплавиль-
ные агрегаты для передела в сгаль или на разли-
вочные машины с целью разливки в чушки массой
18-20 кг и отправки иногородним потребителям.
На некоторых металлургических комбинатах часть
жидкого передельного чугуна используют для по-
лучения изложниц и поддонов, предназначенных
для разлива стали в слитки.
Кроме передельного чугуна в доменных пе-
чах выплавляют небольшое количество литейного
(3-5%) и ферросплавов (2-3%). Из литейного чугу-
на отливают различные изделия главным образом в
машиностроении, а ферросплавы используют в ста-
леплавильном производстве для раскисления и ле-
гирования стали
Имея более низкую плотность, доменный
шлак накапливается в горне печи над слоем чугуна
в межкусковых пустотах кокса. Из печи шлак вы-
пускают периодически через шлаковую лётку
(верхний шлак). Основную массу жидкого шлака
подвергают грануляции с последующим использо-
ванием для получения цемента, а оставшуюся часть
используют для производства шлаковой пемзы и
шлаковой ваты. Застывший шлак после дробления
и сортировки по крупности используют в качестве
щебня при строительстве автомобильных дорог
Для такой же цели применяют накопленные в отва-
лах доменные и сталеплавильные шлаки с предва-
рительным выделением из них частиц металла.
Колошниковый газ образуется при окисле-
нии углерода топлива кислородом дутья и шихты и
последующем восстановлении оксидов железа. В
состав газа входят, %: 15-20 СО2; 23-25 СО;
5-9 Н2; 50 -53 N3. После очистки от пыли и охлаж-
дения колошниковый газ под названием доменного
используют для отопления коксовых батарей, воз-
духонагревателей, паровых котлов и различных
нагревательных печей
Колошниковая пыль состоит из частиц руд-
ных материалов, кокса и флюса крупностью менее
2 мм. В большинстве случаев она содержит
40 -45% Fe; 10-15 % С. После улавливания в аппа-
ратах сухой и мокрой газоочистки колошниковую
пыль направляют на аглофабрики и здесь вводят в
состав шихты. Следовательно, все продукты до-
менного производства используют на самом метал-
лургическом предприятии или за его пределами,
что улучшает экономические показатели плавки и
снижает загрязнение окружающей среды.
1.6.5.	Развитие доменного производства
в СССР
Мировой экономический кризис в начале XX
в. вызвал снижение выплавки чугуна в России до 2,5
млн т, но после 1909 г. она снова увеличилась за счёт
применения нагретого дутья и паровых воздуходу-
вок. Перед первой мировой войной (1914-1918 гг) в
стране действовало 128 доменных печей, по произ-
водству чугуна (4216 тыс. т без Польши и Финлян-
дии) Россия занимала четвёртое место в мире.
Во время гражданской войны (1918-1921 гг.),
последовавшей за Октябрьской революцией, метал-
лургия сильно пострадала, так как главные метал-
лургические районы - Урал и Украина - оказались в
зоне военных действий. Основная часть рабочих и
инженерно-технического персонала покинула заво-
ды; в 1920 г. из-за остановки почти всех доменных
печей выплавка чугуна снизилась до 115 тыс.т.
В начале восстановительного периода
(1922 г) производство чугуна составило 172 тыс т.
Восстановление сопровождалось реконструкцией
старых предприятий и началом строительства но-
вых по лучшим европейским и американским об-
разцам. В 1928 г. действовало 60 доменных печей
со средней производительностью 134 т/сут против
88 в 1914 г.
В 1929 I. пустили почти все крупные заводы
дореволюционной России (часть мелких предпри-
ятий Урала и Юга не была восстановлена), превысив
довоенную выплавку чугуна, но она не удовлетворя-
ла потребности страны. Поэтому с небольшим раз-
рывом но времени начали строить металлургические
комбинаты: Магнитогорский (ММК), Кузнецкий
(КМК), «Азовсталь», «Запорожсталь», Криворож-
ский (КрМК), Новолипецкий (НЛМК), Новогагиль-
ский (Н1МК), Челябинский (ЧМК) и Новотульский
металлургический завод, возводя на них мощные по
своему времени доменные печи объёмом 930-1180
м3. Одновременно приступили к реконструкции ме-
таллургических заводов им. Дзержинского, Макеев-
ского, Коммунарского, Донецкого Все работы ве-
лись в условиях недостатка материальных ресурсов
и квалифицированных кадров
В 1940 г. СССР располагал 98 доменными
печами, из которых 32 объёмом 1000 м3 и выше по
оснащению не уступали лучшим иностранным
Производство чугуна достигло 14,9 млн т против
4,32 в 1929 г., страна по этому показателю заняла
третье место в мире (после США и Германии)
30
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
Кроме совершенствования конструкции и
оборудования доменных печей немалую роль в по-
вышении выплавки чугуна сыграло улучшение ка-
чества сырья. До 1917 г. в России существовали
лишь три рудопромывочные фабрики на Урале об-
щей производительностью 150 тыс. т. В 1929 г. к
ним на Гороблаго датском руднике добавили агло-
мерационную фабрику с переносными чашами
Гриневольта, а в 1930 г. - Камыш-Бурунекую агло-
фабрику с прямолинейными машинами системы
Дуайт-Ллойда.
В 1932-1933 гг. вступили в строй Мунды-
башская обогатительная и агломерационная фабри-
ки, в 1935-1938 гг. - дробильные и обогатительные
фабрики на ММК, НТМК и ЧМК, агломерацион-
ные фабрики с прямолинейными машинами на
ММК и металлургических заводах: Макеевском.
Енакиевском, Керченском, им. Дзержинского. Об-
щее производство агломерата в 1940 г. составляло
5948 тыс т
В первый период Отечественной войны
(1941-1945 гг.) германские войска оккупировали
западные и южные районы СССР, вследствие чего
перестало действовать 68% всех мощностей. Часть
доменных цехов была перевезена на восточные
металлургические заводы. Всего в конце 1941 г.
работало 44 доменные печи, выплавка чугуна в
1942 г. составила 4,78 млн т. В 1943-1945 гг. на
металлургических предприятиях Урала, Центра и
освобождённой территории Юга ввели в строй 21
доменную печь, их общее число в 1945 г. увеличи-
лось до 65. Одновременно строили новые и восста-
навливали разрушенные коксовые батареи.
Во время войны обогатительные и агломера-
ционные фабрики Юга были полностью разруше-
ны. В послевоенный период их восстановили, по-
строив новые мощности на Урале, Кольском полу-
острове, Украине и в Центре. В результате в 1950 г.
производство агломерата и выплавка чугуна воз-
росли соответственно до 12022 и 19175 тыс. т. К
этому времени были восстановлены почти все до-
менные печи, разрушенные во время войны, и, по-
строив новые, их общее количество возросло до 91.
В1951-1955 гг. пустили металлургические
комбинаты: Орско-Халиловский (ОХМК), Черепо-
вецкий (ЧерМК) и Руставский металлургический
завод. Вступили в строй новые обогатительные и
агломерационные фабрики, началось производство
офлюсованного агломерата. Приступили к освое-
нию работы доменных печей на повышенном дав-
лении колошниковых газов и выплавке маломар-
ганцовистого чугуна. Количество доменных печей
увеличилось до 112, производство чугуна возросло
до 33,31 млн т. СССР по этому показателю занял
второе место в мире (после США).
В последующие 35 лет доменное производст-
во СССР продолжало развиваться. Введены в дей-
ствие новые мощности по производству товарной
железной руды, кокса, агломерата и чугуна. По-
строены и работают фабрики по выпуску железо-
рудных окатышей из концентратов мокрого маг-
нитного обогащения. Построены доменные печи
полезным объёмом 1513, 1719, 2002, 2700, 3000,
3200, 5037 и 5580 м* (две последние на КрМК и
ЧерМК). При выплавке чугуна широко применяет-
ся природный газ, обогащённое кислородом дутьё
(25-35%) с температурой 1100-1250 °C.
По производству товарной железной руды,
кокса и агломерата СССР вышел на первое место в
мире в 1965 г., по выплавке чугуна - в 1970 г. До-
быча железной руды обеспечивает потребности не
только отечественной металлургии, но и поставку
части продукции на экспорт.
В 1990-х гг. строительство новых доменных
печей в Российской Федерации не планируется. На-
мечено вывести из эксплуатации устаревшие печи
малого объёма, а также реконструировать агрегаты
средней и большой производительности. Доменное
производство будет развиваться по пути улучшения
подготовки рудных материалов и совершенствова-
ния технологии плавки с целью повышения качества
чугуна, снижения расхода кокса и сокращения вред-
ных выбросов в окружающую среду.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК к 1 части
1.	Перси Дж. Руководство к металлургии / пер. с
англ, с доп. А. Добронизкого Т.2. СПб Изд-во
А.И.Треншеля, 1869. 554 с.
2.	Ледебур А. Металлургия чугуна, железа и стали:
пер с нем. Т.1: Металлургия чугуна. СПб.: Изд-во
В.Эриксена,1896. 347 с.
3.	Липин В Н. Металлургия чугуна, железа и стали.
Т.1. Л.: Госхимиздат, 1924. 1010 с.
4.	Липин В Н. Металлургия чугуна, железа и стали.
Т.2. СПб.. Изд-во М О.Вольфа, 1904. 924 с
5	Труды первого съезда уральских деятелей по до-
менному производству. Свердловск: Уральский
СНХ, 1926. 321 с.
6.	Габинский Я.О. Курс коксового производителя
Т.1. Харьков: Киев: ОНТИ, 1936 364 с.
7.	Да Генин В Описание уральских и сибирских за-
водов 1735 г. М.: История заводов, 1937. 652 с.
8.	Кемп ДМ, Френсис К.Б. Производство и обра-
ботка стали: пер. с англ. 4.1. М.: Металлургиздат,
1945.730 с.
9.	Красавцев Н.И., Сировский И.А. Очерки метал-
лургии чугуна. М.: Металлургиздат, 1947. 492 с.
10.	Байков А А. Собрание трудов. Т.2. М.; Л.: Изд-во
АН СССР, 1948. С 356-361.
11.	Данилевский В.В. Русская техника. Л.: Лениздат,
1949. 548 с.
12	Красавцев Н.И. Перспективы развития доменного
производства. М.: Металлургиздат. 1958 558 с.
13.	Доменное производство: Справочник. Т. 1. М.:
Металлургиздат, 1963. 648 с.
14	Струмилин С.Г. История чёрной металлургии
СССР М Наука, 1967.442 с
15.	Доменные печи СССР: Справочник. М : Метал-
лургия, 1970. 264 с.
16.	Blast-Femace-Theory and Practice. V.l.N Y.,L.,P.:
Borden and Breach Science Publishers, 1963 534 p.
17.	The Making, Steeping and Tracking of Steel. 10 the
Edition, Pittsburg, Po, USA: Association of Iron and
Steel Engineers, 1985. 1572 p.
Часть 2
СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Из наблюдения
устанавливать теорию,
через теорию
исправлять наблюдение.
М. Ломоносов
ВВЕДЕНИЕ
Как показала практика, высокую удельную
производительность, низкий расход кокса и малое
содержание серы в чугуне можно получить только
в условиях ровного хода доменных печей, харак-
терного длительным постоянством распределения
шихты и газов Поскольку основным источником
нарушений ровного хода являются колебания хи-
мического состава и физических свойств железо-
рудных материалов (ЖРМ) и кокса, главным на-
правлением улучшения технических показателей
плавки служит максимально возможное сокраще-
ние этих колебаний путем тщательной подготовки
компонентов шихты.
Другим средством улучшения результатов
работы печей является своевременное регулирова-
ние распределения газов в потоке шихты, позво-
ляющее уменьшить отрицательное влияние на итоги
плавки непостоянства свойств и колебаний состава
ЖРМ и кокса. Причем из двух существующих ме-
тодов регулирования - сверху и снизу - наиболее
эффективным является первый. Его отличительной
чертой служит разнообразие приемов загрузки ших-
ты, допускающее достаточную гибкость в управле-
нии газовым потоком, особенно в условиях приме-
нения лоткового засыпного устройства.
В предлагаемой части курса лекций рас-
смотрена технология получения кокса и подготов-
ки ЖРМ к плавке, описаны химические и физиче-
ские характеристики компонентов шихты, их дви-
жение в засыпном устройстве, распределение на
колошнике и в верхней части шахты. Так как про-
изводству кокса и подготовке руд к плавке посвя-
щены специальные учебные курсы и издано много
монографий, ниже эти вопросы изложены в крат-
ком виде применительно к объему обязательных
профессиональных знаний главного технолога до-
менного цеха - мастера печи. По таким же сообра-
жениям конспективно описаны физико-
механические характеристики шихтовых материа-
лов и общие закономерности движения газов в
слое сыпучих. Более подробно рассмотрены во-
просы загрузки шихты в печь, распределения ма-
териалов на колошнике и управления газовым по-
током сверху как непосредственно относящиеся к
деятельности мастера печи В качестве базы ис-
пользованы данные исследований физико-
механических свойств компонентов шихты и хода
процесса плавки в печах Магнитогорского метал-
лургического комбината (ММК), выполненные
сотрудниками доменной лаборатории ЦЛК в 1952-
1973 гг. по инициативе и под руководством автора.
Автор благодарен инженеру В.Г. Пономаре-
вой за большой труд по подготовке схем и рисун-
ков. Он признателен доцентам кафедры металлур-
гии чугуна МГМИ, кандида(ам технических наук
В.Г.Дружкову и Н.П.Сысоеву за внимательный
просмотр рукописи.
2.1.	ПОЛУЧЕНИЕ И СВОЙСТВА КОКСА
2.1.1.	Коксующиеся угли
Кокс производят из нескольких марок ка-
менного угля, которые при нагревании без доступа
воздуха образуют пластическую массу, вспучива-
ются под действием выделяющихся газов и затвер-
девают с получением твердого остатка.
Каменный уголь, торф, бурый уголь и ан-
трацит образуют в совокупности ископаемое твер-
дое топливо. Между собой они отличаются разной
степенью химической зрелости (метаморфизма),
что проявляется в неодинаковом выходе летучих
веществ (V0, %) при нагревании до 850°С и ме-
няющемся химическом составе органической мас-
сы. Все ископаемое топливо произошло из остат-
ков растительных организмов, состоявших из уг-
лерода, водорода, кислорода и азота Вначале от-
мершие растения образовали торф, потом превра-
тились в бурый уголь, затем в каменный и, нако-
нец, в антрацит. В такой же последовательности в
ископаемом топливе сокращается выход летучих,
уменьшается содержание водорода, кислорода и
азота, возрастает доля углерода
Влияние степени метаморфизма на химиче-
ский состав проявляется и в группе коксующихся
углей, к которым относятся: газовые (Г), жирные
(Ж), коксовые (К) и отощенные спекающиеся (ОС)
В Донбассе перечисленные марки имеют следую-
щий выход летучих и состав органической (горю-
чей) массы, %:
Компоненты	Г	Мар Ж	жи К	ОС
Vr	36-44	26 35	18-26	12-18
сг	78-89	84 90	87-92	89-94
Н'	4,5-5,5	4,0-5,4	4.0-5,2	3,8-4,9
ог	7-16	5-П	3-8	2-5
Nr	1,7	1J	1,5	1,5
32	Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Каменные угли с большим или меньшим со-
держанием летучих (соответственно длиннопла-
менные и тощие) спекаются плохо или совсем не
спекаются. Не дают кокса бурый уголь и антрацит,
тогда как торф способен образовывать твердый
остаток, но из-за малой механической прочности и
ограниченных запасов сырья торфяной кокс не
применяют.
Спекаемость углей определяют различными
способами. В СНГ для этой цели используют пла-
стометрический метод, заключающийся в измере-
нии толщины пластического слоя и его усадки при
нагревании угля в интервале 250-750°С со скоро-
стью 3 град/мин. По мере повышения степени ме-
таморфизма пластометрические параметры изме-
няются по экстремальной кривой, которая от по-
ложения, характерного для газовых углей с боль-
шой усадкой и малой толщиной пластического
слоя, поднимается до максимума, соответствующе-
го жирным у» лям, а затем опускается до положе-
ния, отвечающего коксовым и тощим углям.
Из коксующихся углей наилучшими являют-
ся коксовые, имеющие среднюю стадию метамор-
физма, но их запасы в земных недрах сравнительно
малы. Для расширения угольной базы коксования
к коксовым углям регулярно добавляют угли ма-
рок Г, Ж и ОС, которые, спекаясь хуже коксовых, в
смеси с ними дают кокс удовлетворительного ка-
чества. Из коксующихся углей более половины
запасов Донецкого и Кузнецкого бассейнов со-
ставляют газовые, поэтому одной из главных задач
коксохимического, производства СНГ является
увеличение их доли в угольной смеси без ухудше-
ния качества кокса.
Минеральные примеси углей подразделяют
на конституционные (материнские), внутренние и
внешние. Первые являются составной частью от-
мерших растений, вторые внесены в растительные
остатки в процессе углеобразования и накопления
пластов, третьи попали при добыче угля из пород-
ных прослоек, кровли и почвы. Внешние примеси,
составляющие 2-30% массы угля, находятся в виде
обособленных частиц различной крупности и по-
этому сравнительно легко удаляются при обогаще-
нии углей. Внутренние (1-7%^ и особенно мате-
ринские примеси (1-2%) мелковкраплены, равно-
мерно распределены в угольной массе и тесно с
ней связаны, из-за чего удалить их при обогащении
невозможно
Сера в углях представлена гремя разновид-
ностями пиритной (FeS2), сульфатной и органиче-
ской, количество которых не зависит от степени
метаморфизма углей. Зерна пирита находятся в
породных прослойках, кровле и почве пласта, а
также рассеяны в массе угля. Сульфаты сосредото-
чены в тонких прослойках внутри пласта, количе-
ство вносимой ими серы (0,1-0,2%) невелико. Ор-
ганическая сера является составной частью горю-
чей массы и поэтому распределена в ней равномер-
но. В целом, в малосернистых углях преобладаю-
щей формой служит органическая сера, в много-
сернистых - пиритная.
В СНГ кокс получают главным образом из
углей Донецкого, Кузнецкого, Карагандинского и
Печорского бассейнов. Технология производства
включает три основных этапа: прием и подготовку
углей к коксованию, коксование смеси углей
(угольной шихты), охлаждение и сортировку кокса.
2.1.2.	Прием и подготовка углей
к коксованию
Эти операции начинают с разгрузки желез-
нодорожных составов посредством вагоноопроки-
дывателя. В зимнее время вагоны с мерзлым углем
ставят в отапливаемые одно- или двухпутные гара-
жи, вмещающие 10 или 20 вагонов. После разгруз-
ки каждую марку угля грейферными кранами укла-
дывают в отдельный штабель на угольном складе,
стремясь усреднить уголь в пределах штабеля. Так
как кислород воздуха медленно окисляет угли, сни-
жая их спекаемость. в летнее время yi ли хранят на
складе не более 60 сут, в зимнее - не более 90.
Из штабелей угли направляют в шихтовое
отделение в закрепленную за каждой маркой груп-
пу бункеров. Сюда же доставляют и часть свежих
углей, минуя угольный склад. Установленные на
выходе из бункеров питатели позволяют точно до-
зировать отдельные компоненты и получать шихту
заданного состава. В дальнейшем шихту измельча-
ют в дробилках до получения 75-85% частиц круп-
ностью 3- 0 мм и направляют в угольную башню,
откуда посредством загрузочного вагона с тремя
бункерами засыпают в коксовые камеры. Для уст-
ранения выброса угольной пыли в атмосферу во
время загрузки шихты в камерах создают разряже-
ние посредством инжекции в газосборники водяно-
го пара высокого давления (бездымная загрузка).
Совместное измельчение углей вызывает
разное дробление отдельных марок, что ухудшает
качество кокса. Чтобы устранить этот недостаток,
шихту в некоторых случаях составляют после
окончательного дробления группы марок или каж-
дой марки в отдельности. При такой схеме подго-
товки шихты перед угольной башней ставят смеси-
тельную машину
Для получения кокса хорошего качества
шихта должна иметь постоянный марочный состав,
оптимальный размер частиц и высокую насыпную
плотность (0,80-0,85 т/м3). При необходимости из-
менить состав шихты проводят опытные коксова-
ния с целью определения качества нового кокса, а
повышение насыпной плотности на отдельных
коксохимических предприятиях обеспечивают
брикетированием части угольной шихты и ее со-
вместной загрузкой с мелкими частицами. Испыта-
ны методы трамбования и виброуплотнения шихты
в камерах, но из-за технических трудностей они не
получили распространения.
2.1.3.	Устройство печей
Коксовые печи (рис.2.1) состоят из камер
коксования, обогревательных простенков и регене-
раторов. Их строят из плотных динасовых изделий
2.1. ПОЛУЧЕНИЕ И СВОЙСТВА КОКСА
33
различной формы, снаружи теплоизолируют и
снабжают различной металлической арматурой.
Высота камер составляет 5-7 м, длина 14-16 м,
средняя ширина 0,41-0,45 м Торцы камер закры-
вают съемными дверями, футерованными шамот-
ным кирпичом; в своде делают три загрузочных
отверстия (люка) и два отверстия для удаления па-
рогазовых продуктов коксования, соединяя их с
системой охлаждения и очистки коксового газа.
Максимальный объем работающих в СНГ коксо-
вых камер составляет 41,6 м3, строятся печи с ка-
мерами 52 м3.
Рис 2.1. Разрез коксовой батареи:
1 - подача воздуха; 2 - подача газа;
3 - отопительные каналы, 4 - камеры коксования,
5 - дымовые борова; 6 - отвод парогазовых
продуктов коксования; 7 - регенераторы
В обогревательных простенках шириной
0,74-0,85 м располагают 28 -32 вертикальных кана-
ла (вертиката), в которых движутся нагретые до
1320-1340°С дымовые газы. Тепло от стенок к
шихте передается теплопроводностью и излучени-
ем двумя встречными потоками в направлении
осевой плоскости, в этом же направлении протека-
ют процессы нагрева и спекания угля. Чтобы не
перегревать свободное о г шихты подсводовое про-
странство, верхнюю границу вертикалов при кок-
совании донецких углей помещают на 0,6 0,8 м
ниже свода, а при коксовании карагандинских и
кузнецких углей с более высокой усадкой слоя на
1,0 1,3 м.
Низкая теплопроводность угольной загрузки
предопределяет малую скорость коксования (27-
28 мм/ч) и большой градиент температур по шири-
не камеры, чему способствует и значительная за-
трата тепла на испарение влаги шихты. Поэтому
одним из направлений совершенствования конст-
рукции печей служит повышение огнеупорности и
теплопроводности футеровки камер, а также обес-
печение равномерного нагрева по высоте и длине
простенков. В отечественной практике наибольшее
распространение получили печи типа ПВР с пар-
ными вертикалами и рециркуляцией продуктов го-
рения, позволяющие посредством добавки к горя-
щему газу 30-35% дыма растягивать факел на всю
высоту вертикала.
Камеры отапливают доменным и коксовым
газами или их смесью. Воздух для горения и до-
менный газ подогревают в регенераторах, разме-
щенных под камерами, через эти же регенераторы
проходят и продукты горения перед выбросом в
дымовую трубу. На каждые две камеры устанавли-
вают две пары регенераторов, действующих пооче-
редно с периодом - 20 мин.
Коксовые печи группируют в батареи по 61-
77 печей с общими системами подвода отопитель-
ного газа, загрузки шихты, отвода и очистки паро-
газовых продуктов коксования. Загрузку шихты и
выдачу кокса осуществляют во всех камерах бата-
реи строго по графику (отклонение не должно пре-
вышать 5 мин), оставляя в течение суток 1-1,5 ч
для осмотра и ремонта оборудования. Производи-
тельность одной батареи составляет 2000-
2500 т/сут, выдаваемого ею кокса достаточно для
работы одной доменной печи среднего объема.
2.1.4.	Коксование угольной шихты
Включает пять последовательных стадий:
сушку и подогрев шихты до 200°С, начальное раз-
ложение углей, переход шихты в пластическое со-
стояние, образование полукокса и превращение его
в кокс (рис.2.2).
У стен камеры
Рис 2.2. Стадии
превращения в кокс
1 - готовый кокс;
2 полукокс;
3 - пластическая зона;
4 - зона начального
разложения угля;
5 - зона сушки,
6 - влажная шихта
первая стадия начина-
ется сразу после за-
грузки шихгы. Так как
она замедляет техноло-
гический процесс, ве-
дутся промышленные
испытания способа
предварительного на-
грева шихгы до 200-
250* С и ее транспорти-
ровки в камеру посред-
ством трубопроводов.
Производство кокса
возрастает на 15-20%;
но широкому примене-
нию способа мешают
многие трудности тех-
нического характера.
На второй стадии коксования (200-350°С) на-
ступает незначительная перестройка молекулярной
структуры углей с выделением небольшого количе-
ства Н?О, СО2, СН4, СО и Н2. При более высокой
температуре (350 4 7 О'С), отвечающей третьей ста-
дии, образуется пластическая масса, обволакиваю-
щая минеральные зерна и приводящая весь слой
шихты в размягченное состояние. Выход упомяну-
тых газов возрастает, под их действием размягчен-
ный слой вспучивается, начинается незначительное
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
34
выделение смолы. Поскольку пластический слой
образовался со всех сторон угольной загрузки и ока-
зывает большое сопротивление проходу газов, ос-
новная доля летучих (70 75%) с момента их появле-
ния направляется в сторону стен камеры, а остав-
шаяся часть -- в сторону осевой плоскости. Проходя
через холодный слой шихты, некоторые вещества
конденсируются с последующей возгонкой по мере
возрастания нагрева. Смещение пластического слоя
в процессе коксования непрерывно меняет соотно-
шение периферийного и осевого потоков газа.
Четвертая стадия (450-5 50°С) характерна
интенсивным выделением смолы. Наряду с этим
продолжается удаление парогазовых продуктов
коксования с быстрым увеличением доли водорода
Пластический слой твердеет, образуя полукокс, в
нем существенно возрастает отношение С/Н.
На пятой стадии (550-950°С) выход газа
снижается, происходит уплотнение полукокса и
превращение его в кокс. Так как выделяющийся газ
состоит в основном из водорода, отношение С7Н в
коксе достигает максимума Вся масса кокса пре-
терпевает вертикальную и горизонтальную усадки,
с образованием значительного числа трещин, при
800°С и выше выделение газа становится неболь-
шим, а при 900°С у оси и 1050°С у стенки коксова-
ние завершается. К этому времени слой кокса отхо-
дит от стенок и вертикальной трещиной вдоль осе-
вой плоскости делится на две части.
Большой градиент температур по ширине
слоя и неодинаковое время пребывания шихты в
зоне высокого нагрева обусловливают различие
свойств кокса по ширине камеры. Высокая усадка
пристенного слоя служит причиной появления глу-
боких горизонтальных и вертикальных трещин,
придающих кускам столбчатую форму. Движение
основной части летучих в сторону стен и вверх со-
провождается их частичным разложением (вторич-
ным пиролизом) с выделением углерода на поверх-
ности пор и трещин кокса. Под действи-
ем высокой температуры некоторая доля
такого углерода превращается в графит,
придавая кускам серебристо-серый цвет,
тогда как кокс, расположенный ближе к
осевой плоскости и получивший мень-
шую усадку, слабее поражен трещинами
и имеет более темную окраску. В верхней
части угольной загрузки, где частицы
шихты расположены рыхло и конденси-
руется много смолы, образуется неболь-
шой по высоте слой губки - малопрочно-
го кокса темного цвета с большим коли-
чеством крупных пор.
Меняя усадку угольной шихты,
можно регулировать механические свой-
ства кокса. Так, с увеличением в шихте
доли углей марок Г и Ж, лающих высо-
скорости коксования уменьшает крупность и исти-
раемость кусков кокса с одновременным увеличе-
нием дробимости.
В процессе коксования диссоциируют кар-
бонаты минеральной части шихты, количество ко-
торых обычно невелико, и разлагается пирит с вы-
делением сернистого железа FeS и элементарной
серы. Железо науглероживается, образуя мельчай-
шие вкрапления в коксе, а основная доля серы по-
сле взаимодействия с водородом и углеродом уда-
ляется из камеры в виде сероводорода H2S, сероуг-
лерода CS2 и других соединений В таком же виде
покидает коксовую камеру часть органической се-
ры, тогда как сульфаты не претерпевают сущест-
венных изменений. С повышением содержания ле-
тучих в шихте и температуры коксования унос се-
ры с парогазовыми продуктами возрастает. Всего
из угольной загрузки удаляется 25-30% серы, ос-
тающаяся часть переходит в кокс.
По ширине камеры сера распределена нерав-
номерно: в донецком коксе ее больше в пристенном
участке (1,5-1,9%), чем вблизи осевой плоскости
(1,2-1,7%). Это вызвано пиролизом на пристенном
слое кокса части высокосернистых парогазовых
продуктов коксования. Напротив, основная масса
летучих сосредоточена в осевой зоне (рис. 2.3) в
связи с наличием здесь более низких температур в
сравнении с пристенным участком. Распределение
золы по ширине камеры не имеет четко выражен-
ной закономерности. Пиролиз летучих веществ
совершается и в подсводовом пространстве, где
температура в конце коксования достигает 800сС и
выше. В зависимости от содержания летучих в
шихте и нагрева подсводового пространства из 1 т
сухой угольной шихты образуется 750-780 кг кок-
са, 320- 350 м3 коксового газа, 25-38 кг смолы, 9-11
кг бензола и много других ценных химических про-
дуктов общей массой до 100 кг.
Рис. 2.3. Распределение серы, золы и летучих в кусках кокса двух
коксохимических заводов Украины по данным Г. А.Воловика
(Г, С, О - соответственно головная, средняя и осевая части куска)
кий выход летучих, усадочные трещины становятся
гуще, что приводит к измельчению кусков кокса.
Напротив, повышение в шихте углей марок К и ОС
делает кокс более крупным, но снижает его сопро-
тивление истиранию. Повышение температуры и
Очищенный коксовый газ содержит. %:
56-60 Н2, 23-26 СН4, 5-7 СО, 2 3 СО2, 2^ СГНП и
3-7 М2. Его используют в качестве энергетического
2.1. ПОЛУЧЕНИЕ И СВОЙСТВА КОКСА
35
топлива во многих цехах металлургических комби-
натов (включая доменный). Благодаря присутствию
высокомолекулярных (тяжелых) углеводородов
СщНп разлагающихся при нагревании с выделением
углерода, он образует светящееся пламя, чем отли-
чается от доменного газа. Теплота горения коксового
газа составляет 16,3-17,5 МДж/м3 (4000-4200 ккал).
Высокая температура в коксовой камере и
обилие углерода создают благоприятные условия
для восстановления оксидов железа. В связи с этим
в первой половине XX в. во многих странах (вклю-
чая СССР) провели промышленные опыты получе-
ния железококса из угольной шихты с добавкой
колошниковой пыли или мелкой железной руды.
Кокс получался крупным, с пониженной механиче-
ской прочностью и высоким содержанием серы из-
за ее соединения с металлическим железом. До-
менные плавки не выявили преимуществ нового
кокса перед обычным, потому железококс не нашел
применения.
2.1.5.	Выдача и охлаждение кокса
После завершения коксования продолжающе-
гося 14-18 ч, камеру отключают от газосборников,
снимают обе двери и посредством коксовыталкива-
теля, снабженного подвижной штангой, горячий
кокс через направляющее устройство (ванну) выда-
ют в тушильный вагон. Для облегчения этой опера-
ции камеру со стороны тушильного вагона делают
на 40-50 мм шире, чем со стороны коксовыталкива-
теля, а состав шихты и режим коксования подбира-
ют таким образом, чтобы коксовый пирог не имел
перед выдачей излишне большого количества тре-
щин и не распадался на куски. В противном случае
сопротивление пирога резко возрастает, стенки ка-
мер подвергаются быстрому истиранию.
Спустя 10-12 мин закрытую дверями камеру
загружают новой порцией шихты массой 25-30 т,
горизонтальной рейкой (планиром) выравнивают ее
поверхность, камеру подключают к газосборникам и
цикл коксования повторяется. Поверхность шихты
располагают на 0,3-0,4 м ниже свода, через это про-
странство летучие вещества поступают в систему
охлаждения и очистки (к концу коксования уровень
шихты за счет усадки опускается на 0,4 -0,5 м). Вы-
сокая температура газов в конце коксования являет-
ся причиной пиролиза парогазовых продуктов и вы-
деления графита в подсводовом пространстве, за-
трудняющего эксплуатацию коксовых печей.
Тушильный вагон имеет наклонное днище и
решетчатый кузов. После заполнения раскаленным
коксом его в большинстве случаев направляют в
тушильную башню, где кокс охлаждают (тушат)
потоком воды. После этого кокс слоем небольшой
толщины рассыпают по рампе - поверхности с на-
клоном 28° к горизонту, выложенной чугунными
плитами. Здесь кокс находится 15 -20 мин, испаряя
избыточную влагу. С рампы охлажденный продукт
подают на ленточный конвейер, доставляющий его
на коксосортировку для разделения посредством
ipoxoTOB на разные по крупности классы. Класс
более 25 мм, называемый металлургическим кок-
сом, служит основным технологическим топливом
в черной и цветной металлургии, его выход обычно
составляет 91-92% от валового кокса. Фракции
25 10 и 10—0 мм применяют в ферросплавной про-
мышленности, агломерации, производстве электро-
дов и для других целей. В доменные печи большого
объема обычно загружают кокс крупнее 40 мм.
Выдаваемый из печи раскаленный кокс уно-
сит с собой примерно 45% тепла, затраченного на
коксование. Мокрое тушение не только не позволяет
использовать это тепло, но и требует расхода на 1 т
кокса 4-5 м3 воды, часть которой испаряется. Чтобы
устранить эти недостатки, на новых батареях кокс
охлаждают в установках сухого тушения (УСТК)
посредством оборотного газа с последующим ис-
пользованием тепла для получения водяного пара.
УСТК позволяют рекуперировать примерно 80%
уносимой коксом тепловой энергии или около 40%
всего тепла, затрачиваемого на коксование.
УСТК имеет форкамеру, камеру тушения,
котел-утилизатор и вспомогательное оборудование
(рис. 2.4). Раскаленный кокс в съемном кузове ту-
шильного вагона специальным подъемником под-
нимают на верх установки и через загрузочное уст-
ройство ссыпают в форкамеру, предназначенную
для приёма и спуска горячего кокса в камеру туше-
ния. Между камерой и форкамерой есть окна для
вывода горячих газов, а в конической части камеры
- устройство для ввода охладителя. Последний по-
дают в камеру по всему периметру конической час-
ти и в центре через распределитель. Этим достига-
ется равномерное распределение газов по всей мас-
се кокса и его одинаковое охлаждение по горизон-
тальному сечению камеры. В нижней части конуса
находится герметическое устройство для выпуска
охлаждённого кокса на конвейер и последующей
доставки на коксосортировку.
Продолжаясь ~2 часа сухое тушение вырав-
нивает нагрев всех кусков кокса, повышает посто-
янство их химического состава и механических
свойств, позволяет увеличить в составе шихты до-
лю газовых углей. Оборотный газ получают сжига-
нием части кокса воздухом, на ММК он имеет, %:
10,7 СО; 9,4 СО2; 2,1 Н2; 0,4 О2; и 75,0 N2 В фор-
камере содержание водорода достигает 10%, что
свидетельствует о выделении из кокса летучих ве-
ществ.
Отрицательной стороной кокса сухого туше-
ния служит образование при перегрузках большого
количества мелкой пыли, ухудшающей условия
труда (при мокром тушении пылинки, прилипая к
увлажненной поверхности крупных частиц, в воз-
дух нс поднимаются), а также истирание охлаж-
даемого материала о стенки камеры тушения.
Каждая батарея в течение одних суток про-
изводит 60-90 отдельных порций кокса массой
23 25 т. Строгая регламентация операций загрузки
угольной шихты, ее коксования и выдачи кокса
позволяют получать почти непрерывный поток го-
тового продукта, останавливаемый только на время
профилактических ремонтов оборудования. Благо-
36
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
даря этому периодический процесс коксования
угольной шихты удовлетворительно сочетается с
применяемыми в металлургии агрегатами непре-
рывного действия (агломерационными и обжиго-
выми конвейерными машинами, доменными печа-
ми, прокатными станами). Многие попытки создать
технологию непрерывного коксования окончились
неудачей из-за несовершенства оборудования и
невысокого качества продукта.
Рис.2.4. Камерная установка сухого тушения кокса:
1 - форкамера; 2 - камера тушения; 3 - газоходы;
4 - пылеуловитель; 5 - котел; 6 - дымосос;
7 - разгрузочное устройство; 8 - рампа
2.1.6.	Показатели качества кокса
и способы их определения
По условиям службы в доменной печи кокс
должен иметь постоянное содержание влаги, малое
количество минеральных примесей и серы, высо-
кую механическую прочность в исходном состоя-
нии и при нагреве до 1500-1600°С, ограниченную
долю мелких и чрезмерно крупных частиц. С уче-
том этих требований кокс оценивают по содержа-
рого тушения влажность составляет 3-5%, изредка
достигая 7-8%, при сухом тушении Wr = 0,1-0,5%.
На количество влаги влияют гранулометрический
состав и пористость кокса - мелкий и пористый
продукт всегда содержит больше влаги, чем круп-
ный и плотный (в классе 25-0 мм иногда Wr=15-
18%). В условиях весового дозирования компонен-
тов доменной шихты колебания влажности кокса
вызывают непостоянство его сухой массы, загру-
жаемой в печь, что меняет тепловой режим горна.
Кроме этого регулярный контроль влаги необходим
для коммерческих расчетов с поставщиками.
О химическом составе сухой массы кокса
судят по техническому анализу, включающему оп-
ределение летучих веществ (Vd, %), золы (Ad, %) и
серы (Sd, %).
Первый показатель характеризует степень
готовности кокса. Его вычисляют по убыли массы
навески после прокаливания при температуре
850°С без доступа воздуха. Оптимальная величина
летучих составляет 0,8-1,2%; более высокое их
значение свидетельствует о незавершенности про-
цесса коксования, более низкое - об излишнем пре-
бывании кокса в камерах и наличии в его кусках
многих трещин. В классе 10-0 мм количество лету-
чих часто равно 4-6%.
Содержание золы определяют по остатку на-
вески кокса после окисления воздухом при темпе-
ратуре 850°С. Ее количество зависит от массы ми-
неральных веществ в угольной шихте. Так как в
процессе коксования масса этих веществ меняется
мало, а выход твердого продукта из шихты состав-
ляет 70-78%, содержание золы в коксе всегда боль-
ше, чем в шихте. Кокс из углей Печорского, Донец-
кого и Кузнецкого бассейнов имеет 9,5-12,0% Ad,
из Карагандинского 13,0-13,5%.
Сжигание пробы кокса для определения со-
держания золы вызывает окисление сернистого же-
леза до Fe2O3. В итоге масса золы, показываемая
техническим анализом, превышает содержание ми-
неральных веществ на величину связанного с желе-
зом кислорода. Фактическое количество негорючих
компонентов (Aod, %) можно вычислить по формуле
A; = Ad(l-03Fe2OJ),
где Fe2O3 - содержание окиси железа в золе, кг/кг;
0,3 - доля кислорода в окиси железа, кг/кг.
Кроме окиси железа зола кокса всех метал-
лургических регионов содержит большое количест-
во кремнезема и глинозема
В донецком коксе содержание золы превос-
ходит негорючую массу на 0,8-1,0%, в коксе из
восточных углей - на 0,2 -0,3%.
нию влаги, химическому составу сухой и горючей
масс, механическим и физико-
механическим характеристикам
Влажность кокса (Wr, %) опреде-
ляют по потере массы пробы после высу-
шивания при 105-110°С и с помощью
нейтронных влагомеров. В условиях мок-
Кокс
Донецкий
Кузнецкий
Магнитогорский
Компоненты- %
SiO2	А12Оз	Fe,O3	СаО	MgO	Р2О5	SO3
32,69	26,00	30,66	3,57	0,97	0,30	3,62
56,02	24,69	6,97	4,46	1.67	0,77	2,06
49,81	28,96	9,60	3,76	3,01	0,68	2,26
2. 1. ПОЛУЧЕНИЕ И СВОЙСТВА КОКСА
37
Серу определяют сжиганием навески кокса со
смесью оксида магния и карбоната натрия (смесь
Эшке) с последующим растворением и осаждением
сульфат-ионов в виде сульфата бария, а также уско-
ренным методом. Так как удаление серы в процессе
коксования (25-30%) близко к выходу летучих из
угольной шихты, ее средняя доля в шихте и коксе
приблизительно одинакова. Среднее количество се-
ры в кузнецком, карагандинском и печорском коксах
равно 0,45-0,70%, в донецком 1,6-2,0%.
Изредка технический анализ дополняют бо-
лее трудоемким и продолжительным элементным
анализом органической массы, включающим опре-
деление водорода (Нс, %), кислорода (О ’, %) и азо-
та (№, %). Обычно №=0,35-0,55%, О°=0,30 0,45%,
№=0,80-1,10%. Для пересчета содержания пере-
численных элементов на сухую массу пригодны
выражения:
d о 100 A d о ЮО ^о
Н = Н ------ .0=0 -------~
100	100
100
Значения Hd, Od и Nd зависят от состава
угольной шихты и температуры коксования В
большинстве случаев Vd0=(Hd+ Od + Nd) = 1,6-2,0%.
Количество углерода в коксе вычисляют по
формуле
Cd=lOO-(A‘+Sj+V„d).
Механические свойства кокса оценивают по
гранулометрическому составу, прочности, пороз-
ности и насыпной массе.
Гранулометрический состав определяют,
просеивая пробу кокса на ситах с квадратными от-
верстиями размером 80; 60; 40; 25 и 10 мм Показа-
телем гранулометрического состава служит выход
фракций (классов): >80, 80 60, 60 40 40 25, 25-10
и 10 0 мм, выраженный в процентах от массы про-
бы. Наиболее желательным для доменных печей
объемом 2000 м3 и более является класс 40-60 мм
(в скиповом коксе его содержится 60-75%). Куски
крупнее 80 мм чаще поражены трещинами и легче
разрушаются.
Особенности слоевого коксования предопре-
деляют развитие трещин и формирование грануло-
метрического состава кокса (рис. 2.5). Так, класс
> 80 мм обычно содержит приосевые части коксо-
вого пирога, а в классе 40 -25 мм преобладают об-
ломки головочных частей. Промежуточные классы
80 60 и 60 40 мм более однородны, но все же в
первом больше серединных и приосевых кусков, а
во втором - головочных. Коэффициент сюлбчато-
сти Кс, равный отношению длины куска к среднему
поперечному размеру, у классов 60-40 и 40 25 мм
больше, чем у других.
Класс, > 80	80_60	60 40	40_25
мм
Кс 1.36-1,42	1,38 1,50 1,4 3 - 1,58 1,41-1,54
Рис. 2.5. Разрушение кокса при перегрузках:
а - расположение трещин в различных сечениях
длины куска; б - типичная схема дробления
на части (числа показывают размер образующихся
фракций, мм)
Под прочностью принято понимать способ-
ность кокса противостоять разрушающим нагруз-
кам всех видов. Обычно о ней судят по изменению
гранулометрического состава пробы кокса после
механического испытания. В СНГ принят между-
народный метод определения прочности кокса в
барабане закрытого типа диаметром 1000 мм и та-
кой же длины. На внутренней стороне цилиндра
через 90° приварены четыре уголка 100x50x10 мм.
Для испытаний отбирают пробу крупностью
более 40 мм, массой 150 кг и делят ее на три части.
Две из них испытывают в барабане, третью остав-
ляют резервной. Каждую пробу вращают 4 мин со
скоростью 25 об/мин, затем из нее выделяют классы
>40 и 10-0 мм. Массу обоих классов относят к массе
исходной пробы и, выразив в процентах, получают
показатели М40 и Мю. Каждый из показателей -
среднее из двух определений (при расхождении бо-
лее 3% испытывают резервную пробу и значения
М40 и М10 вычисляют по данным трех испытаний).
Первый показатель характеризует сопротив-
ление кокса дробления, второй истиранию. Для до-
нецкого кокса М40 = 80-85%, М10 = 7 9%, для коксов
из восточных углей М4о = 65-70%, М)0- 8-9%.
Порозностью называют относительный объ-
ем межкусковых пустот в слое сыпучего материала,
выраженный в долях единицы или в процентах.
Она характеризует плотность укладки частиц в
слое, обусловленную соотношением крупных и
мелких частиц, а также их формой Морозность
скипового кокса обычно равна 45-50 %.
Насыпная масса соответствует весу единицы
объема сыпучего. Она зависит от кажущейся плот-
ности частиц и порозности слоя Насыпная масса
сухого кокса имеет следующее значение:
Крупность кусков, 100 80	80_б0	60^0	40_25
мм
Насыпная масса, 42(М4() 455_ 475 480_51о 490-515
кг/м
Кажущаяся плотность представляет собой
массу единицы объема кусков какого-либо вещест-
ва Для обычного производственного кокса класса
60 25 мм она равна 0,9-1,0 г/см1 . Истинная плот-
ность кокса меняется мало, составляя в большинст-
ве случаев 1,87-1,91 г/см3 .
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
38
К физико-химическим характеристикам кок-
са относят пористость, степень графитизации угле-
рода, реакционную способность и теплоту горения.
Пористостью называют относительный объем
пор в куске любого сыпучего материала, выражен-
ный в процентах или долях единицы. Пористость
кокса зависит от выхода летучих из угольной ших-
ты, температуры и продолжительности коксования.
Различают пористость общую и открытую. Первую
вычисляют делением кажущейся плотности кокса на
истинную, вторую определяют по объему пор, за-
полняемых кипящей водой. Общая пористость кокса
равна 45-55%, открытая - 85-95% от общей. При
высокой пористости стенки пор становятся тоньше,
что увеличивав! истираемость частиц. Реакционная
способность кокса характеризует скорость взаимо-
действия СО2 с углеродом по реакции.
С+СО2 = 2СО.
Превращение в коксовой камере части угле-
рода угольной шихты в графит сопровождается
небольшим выделением тепла (0,788 МДж/кг°С),
снижающим теплоту горения углерода. Одновре-
менно уменьшается реакционная способность кок-
са. Для продукта хорошего качества степень графи-
тизации углерода перед загрузкой в доменную печь
равна 20-25%.
Теплота горения кокса зависит, в основном,
от содержания золы и степени графитизации угле-
рода. В большинстве случаев ее значение равно
32,0-33,5 МДж/кг (7600-8000 ккал), превышая на
9-14% теплоту горения условного топлива
(7000 ккал/кг).
2.2.	ПОДГОТОВКА РУД И ФЛЮСОВ
К ПЛАВКЕ
2.2.1.	Руды и флюсы
К рудам относят i орные породы, из которых
при современном уровне развития техники эконо-
мически выгодно извлекать тот или иной металл.
Все руды содержат рудообразующие минералы,
пустую породу и примеси, их классифицируют по
основному рудообразующему минералу и проис-
хождению.
Главными железосодержащими минералами
являются: гематит Fe2O3 (70,1% Fe), магнетит FeO '
Fe?O3 (72,4% Fe), гетит Fe2O3 H2O (62.9% Fe), ли-
монит 2Fe203 ‘ 3H20 (59,9% Fe) и сидерит FeCO2
(48,2% Fe) Образованные ими руды называют же-
лезняками - красным, магнитным, бурым и шпато-
вым. Разновидностью магнитного железняка слу-
жит титаномагнетит, в котором наряду с магнети-
том присутствует минерал ильменит Fe2O ' TiO2.
Масса рудообразующего минерала в железных ру-
дах обычно составляет 40-90%, примесей от сотых
долей до нескольких процентов, остальное пустая
порода.
По происхождению руды делят на магмати-
ческие, осадочные и метаморфизованные. Первые
образовались при остывании магмы - жидкого рас-
плава, изверженного из недр Земли в далекие гео-
логические эпохи, когда содержание железа в вул-
канических лавах превышало современное (по дан-
ным О Г.Сорохтина, сейчас 86% всей массы железа
под действием гравитационного расслоения сосре-
доточено в ядре). Вторые отложились в существо-
вавших когда-то обширных водных бассейнах из
растворенного в воде железа (отложение железо-
марганцевых конкреций на океаническом дне про-
должается и в современную эпоху). Третьи образо-
вались в результате постепенного изменения двух
первых типов руд под действием высокой темпера-
туры, давления горных пород, грунтовой воды, ки-
слорода атмосферы и других факторов.
Магматическое происхождение имеют маг-
нетитовые руды, осадочное - бурые и шпатовые
железняки. Гематитовые руды образовались
в результате окисления магнетитовых в последние
2,2 млрд лет, когда в земной атмосфере появилось
достаточное количество свободного кислорода
(общий возраст Земли 4,6 млрд лет). Некоторые
магнетиты окислились полностью, утратив двухва-
лентное железо, но сохранив свою кристалличе-
скую решетку, другие - частично. Руды с отноше-
нием общего железа к двухвалентному Feo6w/Fe+2
более 7; 7-3,5 и менее 3,5 называют соответственно
мартитовыми, полумартитовыми и магнетитовыми
(в чистом магнетите это соотношение равно 3). На-
личию свободного кислорода обязано окисление в
морской воде FeO до Fe2O3, приведшее к массово-
му выпадению из водной взвеси гидратов окиси
железа Fc(OH)3 и FeO(OH) в комплексе с SiO2'nH2O
в осадки, преобразовавшиеся в многочисленные
железистые кварциты, включая кварциты Кривого
Рога и КМА. Метаморфизму под влиянием кисло-
рода и влаги подвергались некоторые месторожде-
ния сидеритов, в верхней зоне которых часто при-
сутствует слой бурого железняка.
Компонентами пустой породы железных руд
являются кремнезем, глинозем, известь, магнезия и
другие оксиды, входящие в состав земной коры в
виде различных минералов. По данным
А.II.Виноградова, земная кора содержит в среднем,
%: 58 SiO2, 15 А1?О3, 8(Feo г Fe2O3), бСаО, 4MgO,
4Na2O, 2,5К?О и др. В различных регионах Земли
состав верхней части коры (в зоне расположения
осадочных пород) неодинаков и часто существенно
озличается от среднего. Пустая порода в рудах
представлена относительно крутыми прослойками,
легко удаляемыми в процессе обогащения, и тонко
вкрапленными включениями, удалить которые мно-
го труднее.
В доменной печи пустая порода переходит в
шлак, на нагрев которого до жидкого состояния
затрачивается много тепла Помимо этого, для
обеспечения низкой вязкости и высокой обессери-
2.2. ПОДГОТОВКА РУД И ФЛЮСОВ К ПЛАВКЕ
39
вающей способности показатель основности шлака
В = (СаО 4- MgO ) : (SiO2 + А12О3) и отношение
SiO?: АГО3 должны составлять соответственно
0,9—1,1 и 2,5-4, где СаО, MgO, SiO2, А12О3 - содер-
жание соответствующих компонентов в шлаке.
Для земной коры В = 0,14, что много ниже требуе-
мого. Однако не все руды имеют столь низкий по-
казатель основности, у некоторых бурых железня-
ков и особенно сидеритов он близок к единице и
даже превосходит ее
Руды с В - 1, именуемые самоплавкими, не
требуют флюса, но они сравнительно редки. В
большинстве случаев для получения шлака
удовлетворительного состава применяют основные
флюсующие добавки - известняк и изредка доло-
мит, главной частью которых являются минералы
кальцит СаСОз и доломит СаСО3 ' MgCO3. Только
при выплавке литейного чугуна и употреблении
железной руды с высоким содержанием А12О3 в
качестве флюса наряду с известняком применяют
кварцит
Примеси руд делят на полезные и вредные.
Первые улучшают качество чугуна и стали, вторые
ухудшают его или снижают срок службы металлур-
гических агрегатов. Полезными являются: марга-
нец; хром, никель, титан, ванадий; вредными - се-
ра, фосфор, свинец, цинк, мышьяк, медь Некото-
рые из примесей приурочены к определенному ти-
пу руд, их наличие в большом количестве опреде-
ляет выбор технологии подготовки рул к плавке и
дальнейшего металлургического передела. Напри-
мер, магнетитовым рудам обычно сопутствует сера
в виде пирита, бурым железнякам - марганец, фос-
фор, ванадий, изредка хром и мышьяк. Гематито-
вые руды в большинстве случаев чисты от вредных
примесей, что вызвано их длительным взаимодей-
ствием с кислородом атмосферы
Кроме железорудных материалов в доменном
производстве иногда используют марганцевые руды
для повышения содержания марганца в чугуне. Ру-
дообразующими минералами в этих рудах являются:
пиролюзит (МпО2), браунит (Мп2О3), гаусманит
(МП3О4), псиломелан (mMnO2 МпО'НД, манганит
(Мп2О3Н2О). родохрозит (МпСО3) и родонит
(MnO*SiO2). Содержание марганца в минералах
меняется от 41,9 до 72,1%, но в добываемых рудах
из-за присутствия пустой породы обычно не превы-
шает 45%. Происхождение и состав пустой породы
марганцевых руд аналогичны железным рудам
Известняки и доломиты имеют осадочное
происхождение, возраст многих из них более
2 млрд лет и соответствует возрасту сидеритов.
Флюсующие известняки достаточно широко рас-
пространены, их месторождения есть в каждом ме-
таллургическом регионе. Известняк хорошего каче-
ства содержит 51-54% СаО (против 56 в чистом
СаСО3), 0,6-1,0% SiO?, не более 0.01% S и менее
0,015% Р. В обычном известняке присутствует 1-4,
а в доломитизированном 5-12% MgO. Месторож-
дения доломитов менее часты, этот флюс включает
до 18 -19% MgO и 33-34% СаО
2.2.2.	Способы подготовки руд и флюсов
Рудоподготовка ставит три цели: повышение
производительности доменных печей, сокращение
расхода кокса и получение чугуна с низким содер-
жанием серы. Для их достижения железные руды
дробят и измельчают, грохотят и классифицируют,
обогащают, усредняют, обжигают и окусковывают
посредством агломерации или окомкования. Выбор
способов подготовки зависит от минерало! ического
состава руд и их физических свойств при обязатель-
ном условии, чтобы затраты на рудоподготовку оку-
пались экономией материалов, энергии и человече-
ского труда в доменной плавке. Чаще всего все опе-
рации по подготовке выполняют на месте добычи
рул и металлургическим предприятиям поставляют
готовый продукт (сортированную железную руду,
агломерат, окатыши) Наряду с этим большинство
отечественных металлургических комбинатов имеет
собственные аглофабрики, на которых окусковыва-
ют мелкие руды и концентраты - продукты обога-
щения железных руд, а также отходы производства -
колошниковую пыль и окалину.
Дробление позволяет получить куски руды
требуемого размера для непосредственного исполь-
зования в доменной печи, а вместе с измельчением -
раскрыть зерна рудообразующих минералов с целью
последующего отделения от пустой породы в про-
цессе обогащения. В первом случае дробление игра-
ет самостоятельную роль, во втором - является под-
готовительной операцией перед обогащением и пол-
ностью ему подчинено. Наиболее самостоятельное
значение дробление имело в XIX в. и первой четвер-
ти текущего столетия, когда процессы обогащения и
агломерации руд еще не были развиты. В конце
1980-х гг. содержание железной руды в шихте до-
менных печей CHI снизилось до 3-4%, в связи с чем
вторая функция дробления стала главной
Размер кусков руды при открытой добыче
достигает 1000-1200 мм, при подземной
600-800 мм. Такие руды обычно дробят и измель-
чают в четыре стадии, получая продукт крупностью
300-100, 75-40, 25-10 и 10-0 мм. Для дробления
применяют щековые и конусные дробилки, измель-
чение осуществляют в шаровых и стержневых
мельницах. Чтобы устранить выделение пыли, из-
мельчаемый материал подают в мельницы вместе с
водой, которая и уносит продукты измельчения.
Поскольку обе операции энергоемки и дорогостоя-
щи, при проектировании дробильных фабрик вы-
бирают такую технологическую схему, которая
исключает лишнее дробление и измельчение.
Грохочение позволяет разделить исходные
или дробленые руды на отдельные фракции с по-
мощью механических сит (грохотов), классифика-
ция - посредством воды в аппаратах - классифика-
торах. Для устранения пыли грохочению подвер-
гают материалы крупнее 1 мм, классификации
более мелкие. Энергозатраты сокращают, комбини-
руя процессы дробления и измельчения с грохоче-
нием и классификацией.
40	Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
в НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Целью обогащения железных руд служит
снижение содержания в них пустой породы и вы-
хода шлака в доменной плавке. С учетом минерало-
гического состава и физических свойств применя-
ют промывку водой, гидравлическую классифика-
цию, магнитную сепарацию и флотацию. Благодаря
простоте и высокой эффективности наибольшее
распространение получила магнитная сепарация в
сухой и мокрой средах, основанная на разной маг-
нитной восприимчивости рудообразующих мине-
ралов и пустой породы. С ее помощью исходный
материал разделяют на две части - концентрат и
хвосты. Содержание железа в концентрате выше, а
в хвостах - ниже, чем в обогащаемой руде Вместе
с пустой породой в хвосты переходит значительная
часть серы и некоторых других примесей.
Для сухого магнитного обогащения исполь-
зуют ленточные сепараторы с верхней подачей ру-
ды, для мокрого - барабанные с нижним подводом
пульпы - взвеси твердых частиц в воде. Чтобы
своевременно удалить главную массу пустой поро-
ды, в технологических схемах дробильно-
обогатительных фабрик предусматривают чередо-
вание стадий дробления и сухой магнитной сепара-
ции. После измельчения руды в мельницах следует
3-4 стадии мокрой магнитной сепарации, позво-
ляющей из руд с содержанием 20-25% Fe получать
концентрат с 64-67% Fe.
Магнитная сепарация предназначена, в пер-
вую очередь, для руд, содержащих магнетит и иль-
менит - минералы с высокой магнитной восприим-
чивостью Ее хорошие результаты привели к тому,
что в настоящее время в СНГ и многих других
странах разрабатывают преимущественно магнети-
товые руды и железистые кварциты со значитель-
ной долей магнетита. Отделение от пустой породы
зерен других рудообразующих минералов требует
создания магнитного поля с очень высокой напря-
женностью, что связано с большими техническими
трудностями. Эффективных и недорогих способов
обогащения красных, шпатовых и бурых железня-
ков не имеется, из-за чего некоторые их месторож-
дения с низким содержанием железа не эксплуати-
руются, даже когда они расположены вблизи зем-
ной поверхности и требуют малых затрат на добы-
чу. Дополнительным препятствием к использова-
нию бурых железняков и сидеритов в отдельных
случаях служит чрезмерно высокое содержание
АЕО3 и MgO в пустой породе
Марганцевые руды обогащают промывкой
или гравитаиионно-магнитным способом, получая
концентрат с содержанием 40- 56% Мп.
Обжиг железных руд ведут в окислительной
и восстановительной средах Первый широко прак-
тиковали в XIX в. для удаления серы из магнети-
тов. повышения их восстановимости путем окисле-
ния до Fe2O3 и декарбонизации сидеритов, но после
развития агломерации он утратил прежнее значе-
ние. В 1980-х гг. окиспительный обжиг в шахтных
печах применяли только с целью тепловой обра-
ботки части сидеритов.
Восстановительный (магнетизирующий) об-
жиг позволяет превращать слабомагнитные мине-
ралы - гематит, лимонит, сидерит и другие - в маг-
нетит для последующего обогащения руд магнит-
ной сепарацией. Его ведут в трубчатых вращаю-
щихся печах и реакторах с кипящим слоем при не-
полном сжигании твердого, жидкого или газооб-
разного топлива, восстановителями служат моно-
оксид углерода и водород:
3 Fe2O3 + СО = 2Fe3O4 +СО2;
3 Fe2O3 + Н2 = 2Fe3O4 + Н2О.
Так как при температуре > 570°С магнетит
утрачивает высокую магнитную восприимчивость,
а скорость восстановления при меньшем нагреве
мала, обжиг осуществляют в интервале 600-800°С,
контролируя крупность частиц руды (25-0 и 5-0 мм
соответственно для вращающихся печей и реакто-
ров с кипящим слоем) и химический состав газа.
Скорость удаления кислорода не должна сущест-
венно превышать скорость его диффузии из внут-
ренних объемов руды к реакционной поверхности,
в противном случае появляется наружный слой
немагнитного монооксида железа FeO Во избежа-
ние окисления магнетита кислородом воздуха
обожженную руду охлаждают в безокислительной
атмосфере (из вращающихся печей ее выдают в
барабаны с водой). Сложность технологического
процесса и невысокая производительность агрега-
тов (1000-1200 т/сут при расходе условного топли-
ва 5-6% от массы руды) препятствуют широкому
распространению магнетизирующего обжига, хотя
в нем нуждаются многие железные руды.
Усреднение обеспечивает постоянство хи-
мического состава и физических свойств железной
руды, агломерата и окатышей. Благодаря этому
сокращаются до минимума колебания состава шла-
ка и теплового состояния горна, что служит осно-
вой высокопроизводительной и экономичной рабо-
ты доменной печи.
Железорудные материалы усредняют на
всем пути их движения - от погрузки добытой ру-
ды в забое до колошника печи. Для этого исполь-
зуют склады дробильно-сортировочных и агломе-
рационных фабрик, рудные дворы доменных цехов,
шихтовые бункера аглофабрик и доменных печей.
Во многих случаях на металлургических комбина-
тах для хранения и усреднения строят механизиро-
ванные склады вместимостью до 600-800 тыс. т
руды или 200-400 тыс. т концентратов Каждый
штабель формируют из многих слоев руды по мере
ее поступления на склад Выборку штабеля ведут с
торца, чтобы в каждой порции отгружаемой руды
находились частицы из разных слоев.
Известняк для загрузки в доменные печи
дробят и грохогят, выделяя фракцию 120-25 мм. На
аглофабрики его поставляют крупностью 25-0 мм,
где дробят в молотковых дробилках до класса 3-
0 мм. Наряду с этим в аглошихте используют из-
весть, обожженную в печах с кипящим слоем, вра-
щающихся печах и других агрегатах. При произ-
водстве окатышей известняк измельчают в мельни-
цах до крупности 0,3 -0 мм
2.2. ПОДГОТОВКА РУД И ФЛЮСОВ К ПЛАВКЕ
41
2.2.3.	Агломерация руд и концентратов
Агломерация является самым распростра-
ненным способом их окусковывания с целью по-
вышения газопроницаемости доменной шихты.
Изобретена в 1887 г Ф Габерлейном и Т. Хатинг-
тоном (Англия) для обжига и спекания сульфидных
руд в установках периодического действия с ниж-
ним подводом дутья. Позднее посредством агломе-
рации стали окусковывать колошниковую пыль и
мелкую железную руду, добавляя в качестве топли-
ва коксовую мелочь (коксик). Широкое применение
получила после 1911 г., когда А. Дуайт и Р. Ллойд
(США) реализовали на конвейерной машине не-
прерывного действия принцип вакуумной агломе-
рации с просасывая ием воздуха сверху вниз (ваку-
ум создавали отсасывающим вентилятором-
эксгаустером). Быстрому развитию этого способа
способствовала простота технологии, высокая про-
изводительность агрегатов и малые затраты на по-
лучение готового продукта.
Основную часть агломерата в СНГ произво-
дят на агломерационных лентах площадью спека-
ния 75, 105, 160 и 312 м“. Ленты состоят из замкну-
той цепи спекательных тележек (паллет), передви-
гающихся со скоростью 3,5-4 м/мин по закреплен-
ным на металлоконструкциях рельсам. На каждой
паллете уложены три ряда колосников с зазором
5 6 мм для прохода газов. Лента снабжена загру-
зочным устройством, зажигательным горном и
электроприводом постоянного тока, позволяющим
плавно регулировать скорость движения паллет.
Под верхней частью ленты размещены вакуумные
камеры, соединенные сборным газопроводом с сис-
темой очистки газов, эксгаустером и дымовой тру-
бой Разряжение в вакуум-камерах достигает 8-11
кПа (800-1100 мм вод. ст.), производительность
аглолент равна 1500 -10000 т/сут.
Агломерационная шихта включает (по мас-
се): 40-50% мелкой руды и концентратов: 25-30%
возврата - некондиционного агломерата, направ-
ляемого на повторное спекание; 10 20% дроблено-
го флюса и извести; 3-5% колошниковой пыли, 4-
6% коксика или антрацитовой мелочи (штыба) и 6-
9% влаги. Для получения хорошего агломерата
крупность руды не должна превышать 8 мм, круп-
ность флюса и топлива - 3 мм. Возврат отсеивают
из готового агломерата на колосниковых и вибра-
ционных грохотах, размер его частиц < 25 мм. Из-
весть в количестве 4 6% от массы шихгы добавля-
ют к рудным материалам при закладке штабелей,
сюда же вводят и колошниковую пыль.
Из бункеров (рис. 2.6) компоненты шихты че-
рез затворы-дозаторы выдают на ленточный конвей-
ер, перемешивают в барабанном смесителе и на-
правляют в барабан-окомкователь. Здесь смесь ув-
лажняю! и дополнительно перемешивают с целью
получения влажных комочков размером 0,5-5 мм,
повышающих газопроницаемость шихты и произво-
дительность агпопент (окомкованию способствует
добавка свежеобожженной извести, для чего ее и
применяют в агломерации). Затем с помощью загру-
зочного устройства поток шихты направляют на
паллеты, предварительно выделяя из массы мате-
риалов постель (кусочки возврата 25-10 мм без топ-
лива) и укладывая ее тонким слоем на колосники.
Постель выполняет две функции - препятствует про-
сыпанию мелких частиц между колосниками и при-
вариванию к ним раскаленного спека в конце про-
цесса агломерации. Далее следует загрузка на ленту
основной массы шихты слоем 230 350 мм.
Рис 2.6 Схема цепи аппаратов агломерационной
фабрики:
1 - шихтовые бункера; 2 - барабанный смеситель;
3 - ленточный конвейер, 4 - барабанный
окомкователь; 5 - загрузочное устройство, 6 - аг-
лолента; 7 - зажигательный горн; 8 - слой
спекаемой шихты; 9 - грохот; 10 - пылеуловитель;
11 - эксгаустер; 12 - дымовая труба
После укладки шихта поступает в зону рас-
положения вакуум-камер, где пламя газовых юре-
лок зажигательного горна втягивается в ее слой,
нагревая и воспламеняя твердое топливо. Выделе-
ние тепла при его окислении позволяет получать
температуру 1300-1450°С, достаточную для плав-
ления мелких частиц рудных материалов и флюса.
Зона горящего топлива высотой 20-25 мм медленно
опускается вниз и достигает постели, когда палле-
ты подходят к хвостовой части аглоленты Про-
должительность спекания составляет 10 20 мин,
она во многом зависит от высоты слоя шихгы и
разряжения в вакуум-камерах.
В конце аглоленты паллеты поворачиваются,
разламывая спеченный слой на отдельные блоки,
каждый из которых после удара о массивную плиту
или зубья дробилки распадается на куски < 200 мм
Далее следует грохочение агломерата с целью от-
сева возврата, улучшающего газопроницаемость
шихты. Высокая температура агломерата после
спекания (500 600 С), не оказывая положительного
влияния на показатели работы доменных печей,
способствует выделению при перегрузках большо-
го количества пыли, поэтому на многих фабриках
агломерат охлаждают в специальных охладителях
или на удлиненной части агломашин
Спекаемый слой можно разделить на четыре
зоны (рис. 2.7). В верхней происходит охлаждение
готового агломерата и нагрев просасываемого воз-
духа. Ниже расположена зона горения топлива и
плавления шихты, температура в которой по ходу
спекания повышается за счет увеличения суммар-
ной массы окисленного углерода и регенерации
Часть 2 СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
42
выделенного им тепла. В третьей зоне горячие газы
охлаждаются, подогревая материалы и испаряя вла-
гу шихты На более низком горизонте водяной пар
конденсируется, образуя зону переувлажнения ших-
ты и нагревая ее до 60-70°С за счет теплоты кон-
денсации.
Рис. 2.7. Схема агломерации
железных руд и концентратов:
1 - готовый агломерат;
2 - зона плавления; 3 - зона
сушки и подогрева шихты;
4 - зона переувлажнения;
5 - исходная шихта;
6 - постель
С тепло-
технической сто-
роны агломераци-
онный процесс
построен рацио-
нально. для горе-
ния используется
воздух, подогре-
тый за счет охла-
ждения агломера-
та, а газообразные
продукты горения
почти полностью
отдают тепло
шихте и уходят
через колоснико-
вую решетку ох-
лажденными до
60 70°С. Только
после приближения зоны горения к постели темпе-
ратура отходящих газов возрастает до 350-400°С. В
итоге расход условного топлива на получение аг-
ломерата невелик (50-60 кг/т).
Наряду с окислением углерода топлива на
аглоленте идут другие химические и физико-
химические процессы. К первым относится восста-
новление Fe2O3 ниже зоны горения, которое из-за
малого содержания в газе СО (3 -5%) и большого
СО2 (16-22%) совершается в основном до Fe3O4
Здесь происходит декарбонизация флюса с образо-
ванием СаО и MgO и окисление серы пирита в сер-
нистый ангидрит SO:- Над зоной горения часть
магнетита окисляется кислородом воздуха до вто-
ричного гематита
Главным физико-химическим процессом
служит само спекание. Оно состоит в том, что при
нагреве часгиц руды и обожженного флюса до
1300-1450'С появляется жидкий расплав, расте-
кающийся по поверхности твердых частиц, обвола-
кивая и смягчая их. Количество и свойства распла-
ва зависит от расхода топлива и химического со-
става компонентов шихты. При охлаждении жид-
кость кристал пизуется, образуя прочную массу,
скрепляющую спекаемые частицы в пористый пи-
рог, пронизанный сверху усадочными трещинами.
2.2.4. Окомкование концентратов
Является вторым по распространению спосо-
бом окускования мелких железорудных материа-
лов. Предложено А Андерсеном (1912 г., Швеция),
но широкое применение получило только в 1950-х
гг., когда появилось много тонких (< 0,074 мм)
концентратов мокрого магнитного обогащения. Их
использование в аглошихте сопровождается боль-
шой потерей концентратов при перевозке с дро-
бильно-обогатительных фабрик на аглофабрики
металлургических комбинатов и снижением произ-
водительности аглолент из-за ухудшения газопро-
ницаемости спекаемого слоя.
Производство окатышей включает две ста-
дии - формирование из шихты влажных гранул
требуемого размера и упрочнение этих гранул до
такой степени, чтобы они без значительного раз-
рушения переносили транспортировку на большое
расстояние, перегрузки, нагрев и восстановление в
доменной печи. Главным условием обеих стадий
является использование тонкоизмельченных мате-
риалов с высокой удельной поверхностью
При большом удалении от потребителей ока-
тыши производят неофлюсованными с целью эко-
номии на транспортных расходах, при малом - оф-
люсованными. В последнем случае для окомкова-
ния применяют концентрат с содержанием 90-94%
фракции 0,074-0 мм, известняк и молотый возврат
крупностью 0,3- 0 мм. Из бункеров (рис 2.8) ком-
поненты шихты выдают на сборный конвейер и в
смесительный барабан. После перемешивания к
ним добавляют для связки 0,5-1% молотого бенто-
нита (особый вид глины с высоким водопоглоше-
нием) и направляют в гранулятор, где увлажняют
до 8-9%. Под действием сил сцепления, вызванных
наличием влаги и бентонита, при вращении грану-
лятора образуются сначала мелкие, а потом более
крупные комочки шихты шарообразной формы.
Размер и прочность сырых окатышей зависит от
гранулометрического состава концентрата (жела-
тельно иметь >75% фракции 0,074 0 мм), расхода
бентонита, влажности шихты и времени окомкова-
ния материалов. Из гранулятора окатыши поступа-
ют на грохот, после которого частицы > 10 мм на-
правляют на упрочнение, а мелкие возвращают для
продолжения окомкования (гранулы крупнее 15 мм
стараются не получать, так как их упрочнение тре-
бует дополнительного времени).
В СНГ окатыши упрочняют на ленточных
обжиговых машинах с рабочей поверхностью 108,
306 и 520 м2, похожих на агломерационные маши-
ны. Источником тепла служит природный газ или
мазут, сжшаемый в горелках. В связи с наличием
более высоких температур обжиговые тележки
(паллеты) выполнены из жаростойкого металла и
поэтому значительно дороже спекательных тележек
аглолент. Сверху обжиговые машины перекрыты
многосекционным горном, имеющим зоны сушки,
подогрева, обжша, рекуперации и охлаждения ока-
тышей, снизу помещены вакуумные и дутьевые
камеры, также разделенные на секции. Конструк-
ция горна обеспечивает переток газов из одной
технологической зоны в другую, что вместе с ре-
версом газовых и воздушных потоков позволяет
работать с низким расходом условного топлива
(60 70 кг/т окатышей) и плавно менять нагрев
окомкованного сырья, избегая появления термиче-
ских трещин Ввиду малого аэродинамического
сопротивления слоя окатышей для циркуляции га-
зов между зонами и их удаления в дымовую трубу
применяют дымососы и вентипяторы, более деше-
вые по сравнению с эксгаустерами
22. ПОДГОТОВКА РУД И ФЛЮСОВ К ПЛАВКЕ
43
Рис .2.8. Схема цепи аппаратов
окомковательной фабрики*
1 - шихтовые бункера; 2 - барабанный смеситель;
3 - ленточные конвейеры; 4 - бункер бентонита;
5 - барабанный или тарельчатый гранулятор;
6 • роликовый укладчик; 7 - обжиговая машина;
I-V зоны сушки, подогрева, обжига, рекуперации и
охлаждения окатышей; 8 - грохот; 9 - вентилятор;
10 - дымосос; 11 - дробилка возврата;
12 - дымовая труба
Чтобы защитить паллеты от перегрева, сна-
чала на них насыпают бортовую и донную постель
- обожженные окатыши слоем 60-70 мм, потом
загружают сырые гранулы. Сушка и подогрев ока-
тышей до 900-1000 С ведутся за счет тепла газов из
зоны обжига, причем первоначально теплоноситель
подают снизу, а затем сверху с целью сократить
градиент температур по высоте и избежать переув-
лажнения гранул за счет конденсации влаги в хо-
лодной части слоя. Над зоной обжига пламя горе-
лок под действием дымососа втягивается в слой
окатышей, нагревая его верхнюю половину до
1280 1350 С. В зоне рекуперации к горновому газу
добавляют горячий воздух из зоны охлаждения, что
позволяет повысить температуру нижнего слоя
окатышей при небольшом охлаждении верхнего.
Охлаждение окатышей начинают продувкой хо-
лодным воздухом снизу, завершают его прососом
сверху. Готовый продукт поступает на грохот, от-
куда частицы 10-15 мм направляют потребителям,
выделяя некоторую долю для постели, а фракции <
10 мм (возврат) после измельчения в мельницах
используют в шихте для окомкования.
Во время подогрева и обжига совершаются
химические и физико-химические процессы, обу-
словленные высокой температурой газа и наличием в
нем свободного кислорода. К первым относятся:
окисление магнетита при температуре 1000 1050°С
до гематита по реакции 2Fe?O4 + (),5О2 = 3Fe2O3, де-
карбонизация флюса, окисление основной части серы
пирита до SO2. Сюда же входит образование в интер-
вале 1200- 13503С легкоплавкой жидкой фазы (шла-
ковой связки) из Ре2Оз, бентонита и пустой породы
концентрата в нсофлюсованных окатышах, перечис-
ленных компонентов и СаО - в офлюсованных.
Физико-химические процессы включают твер-
дофазную рекристаллизацию (укрупнение) зерен
гсматига в зоне подогрева и жидкофазное спекание в
зоне обжига. Последнее похоже на агломерацию час-
тиц шихты, но развито в меньшей мере в связи с не-
допустимостью сплавления окатышей в прочные
блоки. Количество шлаковой связки ограничивают
регулированием температуры в строго определенных
пределах, зависящих от состава шихты.
Рекристаллизация и жидкофазное спекание
уменьшают суммарную поверхность частиц шихты,
делая обожженные окатыши более плотными по
сравнению с сырыми. Оба явления отражают зако-
ны термодинамики, по которым в системах с боль-
шим запасом поверхностной энергии развиваются
процессы, направленные на ее сокращение.
2.2.5. Показатели качества агломерата
и окатышей
По условиям доменной плавки оба материала
должны иметь высокое содержание железа, посто-
янный показатель основности, малое количество
серы, высокую механическую прочность, ограни-
ченную долю мелких и чрезмерно крупных частиц.
С учетом этих требований агломерат и окатыши
оценивают по химическому составу, механической
прочности и содержанию мелких фракций
О химическом составе отдельных партий сы-
рья судят по процент ному содержанию железа об-
щего Feo6ui, FeO, SiO2, А12О3, СаО, MgO и S. Оф-
люсованный агломерат обычно имеет 52-57% Fe,
9 -15% FeO, 0,02-0,06% S, офтюсованныс окатыши
- соответственно 62-64, 1-2 и 0,04 -0,08%. Мень-
шее содержание FeO в окатышах по сравнению с
агломератом обязано атмосфере в зонах подогрева,
обжига и рекуперации, а повышенное содержание
серы - худшему ее удалению из-за более низкой
температуры спекания (при обжиге окатышей с
газом уходит 70-75% серы против 90-95% в агло-
мерационном процессе). Вследствие частичного
окисления Fe3O4 на аглоленте доля FeO в агломера-
те из магнетитовых руд ниже, чем в исходной ших-
те. Напротив, красные и бурые железняки подвер-
гаются при спекании восстановлению с увеличени-
ем содержания FeO до 10-12%. Сера в окускован-
ном сырье представлена сульфидами FeS, CaS и
сульфатом CaSO4, причем с повышением показате-
ля основности ее содержание возрастает. Фосфор в
процессах окускования не удаляется, а потеря
мышьяка с аглогазами нс превосходит 15%.
Механическую прочность агломерата и ока-
тышей определяют в закрытом барабане диаметром
1000 мм и шириной 500 мм с двумя приваренными
через 180° уголками 50x50x5 мм. Испытанию под-
вергают пробу массой 15 кг и крупностью 5 40 мм
для агломерата и 5 мм - для окатышей, Вращение
пробы продолжается 8 мин со скоростью
25 об/мин, после чего ее рассеивают на ситах 5x5 и
0,5x0,5мм. Масса частиц >5 мм. выраженная в про-
центах от массы всей пробы, характеризует сопро-
тивление дроблению, а масса частиц <0,5мм - со-
противление истиранию- Показатели прочности
агломерата на дробление и истирание составляют
55-75 и 4 -10%, показатели прочности окатышей -
соответственно 88-95 и 3-6%.
Часть 2 СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
44
Другим способом определения механической
прочности окатышей служит испытание на сжатие.
Для этого из общей пробы выделяют 20 гранул и
каждую раздавливают прессом, фиксируя разру-
шающую нагрузку. У офлюсованных окатышей
удовлетворительного качества сопротивление раз-
давливанию составляет 2200-2400 Н/окатыш, у
неофлюсованных 2500-3000. Из-за непостоянства
условий окомкования и обжига в общей массе ока-
тышей кроме прочных гранул всегда присутствует
до 10% легко разрушающихся. Первые образуют
при раздавливании крупные осколки, вторые - мно-
го мелких частиц.
Механическая прочность агломерата и ока-
тышей в большой мере зависит от количества и
прочности шлаковой связки, свойства которой обу-
словлены химическим составом шихты, температу-
рой спекания и скоростью охлаждения. С повыше-
нием показателя основности Bj = CaO/SiO2 более
0,5 в агломерате появляется двухкальциевый сили-
кат, претерпевающий при охлаждении (675ГС) по-
лиморфное превращение
р2СаО SiO2“>Y2CaO SiO2,
в ходе которого его объем возрастает на 10-12%. В
итоге механическая прочность агломерата в интер-
вале значений Bi = 0,5-1,4 значительно сокращает-
ся, о чем свидетельствует увеличение выхода
фракции 5-0 мм после испытания продукции фаб-
рик ММК в барабане (1951-1956 гг.).
В|	0,23	0,27	0,77	1,21
5-0 мм, %	23,7	23,9	26,9	27,9
Снижение прочности агломерата увеличива-
ет вынос колошниковой пыли и сопротивление до-
менной шихты движению газов.
По мере дальнейшего роста показателей В,
агломерат упрочняется в связи с замещением
2СаО SiOo трёхкальциевым силикатом ЗСаО SiO2,
не имеющим полиморфного превращения. Упроч-
нению агломерата в интервале В] = 0,5-1,4 способ-
ствует наличие в шихте значительного количества
А120з и MgO, уменьшающих образование двух-
кальциевого силиката и ослабляющих его отрица-
тельное действие на прочность аглоспека
Рудные материалы с В) = 1,2-1,4 обеспечи-
вают полный вывод необожженного флюса из до-
менной шихты, поэтому их применяют наиболее
часто. Чтобы увеличить механическую прочность
сырья и газопроницаемость потока шихты, в начале
1970-х на Нижнетагильском металлургическом
комбинате (НТМК) и ММК провели опыты совме-
стной проплавки агломерата и окатышей с двумя
значениями основности: 0,3-0,5 и 1,8-2,2. Ожи-
давшегося повышения производительности полу-
чить не удалось из-за возросших колебаний хими-
ческого состава рудных материалов и расширения
температурных границ зоны их размягчения в связи
с изменением химсостава пустой породы и разной
скоростью восстановления оксидов железа. Увели-
чилось число изменений состава шихты вследствие
несвоевременной поставки в доменный цех рудных
материалов необходимой основности, на аглофаб-
риках при производстве высокоосновного продукта
ухудшились условия труда из-за неполного усвое-
ния извести агломератом. Отрицательные результа-
ты опытов свидетельствуют о целесообразности
применять для выплавки чугуна агломерат и ока-
тыши с близкими или одинаковыми значениями Bt,
а высокую механическую прочность обеспечивать
совершенствованием технологии производства.
По высоте слоя окатыши и агломерат спека-
ются неодинаково. При обжше окатышей макси-
мальное упрочнение получает верхняя половина
слоя, при спекании агломерата - нижняя. В первом
процессе равномерность упрочнения регулируют
изменением температурно-теплового режима обжи-
га, во втором - удлинением зажигательного горна
или установкой за ним газовых горелок для более
медленного охлаждения верхней половины аглопи-
рога С этой же целью в отдельных случаях на аг-
лоленту укладывают два слоя шихты с разным со-
держанием углерода - высоким вверху, где его не-
достаточно, и малым внизу. Последний вариант
позволяет сократить общий расход топлива, но зна-
чительно усложняет приготовление шихты и ее
загрузку на аглоленту. Положительное влияние на
прочность агломерата оказывает увеличение высо-
ты слоя шихты, позволяющее поднять горизонт
высоких температур.
Насыпная плотность агломерата и окатышей
равна соответственно 1,65-1,85 и 1,90-2,10 т/м3,
1,3 кажущаяся плотность 3,2-3,3 и 3,5-3,7 г/см3, от-
29, крытая пористость 20-32 и 20-28%, истинная
плотность 4,4—4,6 и 4,6^4,8 г/см3. По мере увеличе-
ния температуры обжига в окатышах возрастает
содержание FeO и Fe3O4, снижается истирание по-
верхности (рис. 2.9) и пористость, повышается ка-
жущаяся плотность. Наряду с этим уменьшается
скорость удаления кислорода из оксидов железа и
степень разрушения частиц при восстановлении,
минералот ический состав окатышей приближается
к составу агломерата.
Рис. 2.9. Зависимость истираемости И, кажущейся
плотности КП и пористости П офлюсованных
окатышей от содержания FeO
2.3. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
45
2.3. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ ШИХТОВЫХ
МАТЕРИАЛОВ
2.3.1. Физическое состояние потока шихты
Перед загрузкой в доменную печь у частиц
кокса, агломерата и окатышей отсутствуют силы
сцепления, в связи с чем их относят к классу сыпу-
чих материалов (сокращенно - сыпучих). Это свой-
ство сохраняется в верхней и средней части шахты,
где преобладают умеренные температуры и все ком-
поненты шихты находятся в твердом состоянии.
Каждый сыпучий материал состоит из боль-
шого числа твердых частиц, размер которых неиз-
меримо мал по сравнению с размерами всей массы
частиц. По физико-химическим свойствам сыпучие
занимают промежуточное положение между твер-
дыми телами и жидкостями, отличаясь от твердых
тел отсутствием сил сцепления между частицами, а
от жидкостей - наличием большого внутреннего
трения. Между собой сыпучие различаются разме-
рами и формой частиц. Кроме компонентов домен-
ной шихты к сыпучим относят зерновые продукты
сельского хозяйства, сухой речной песок, гравий,
цемент и многие другие вещества, используемые в
промышленности, строительстве и быту.
В нижней части шахты, распаре и заплечи-
ках нагрев существенно возрастает, вследствие
чего рудная часть шихты размягчается, образуя
тестообразную массу из металлического железа и
не полностью отделившихся шлакообразующих
компонентов. Под тяжестью расположенных выше
материалов объем межкусковых пустот размягчен-
ной массы уменьшается, в нее вдавливаются куски
кокса. В результате между многими частицами
шихты появляются силы сцепления, величина ко-
торых пока неизвестна: можно лишь предполагать,
что она более значительна в периферийной и про-
межуточной частях радиуса печи, где обычно кон-
центрируют основную массу сырья, и сравнитель-
но мала вблизи оси.
При выплавке передельного чугуна на печах
среднего объема зона размягчения рудных материа-
лов (за рубежом ее часто называют зоной когезии)
расположена между нижней частью шихты и сере-
диной заплечиков, простираясь на высоту 4 6 м.
Границы зоны криволинейны (рис. 2.10) и по сво-
ему очертанию близки к поверхности равных тем-
ператур. Положение и форма зоны зависят от хими-
ческого состава сырья, характера распределения
газов по радиусу печи и нагрева горна, в связи с чем
граница перехода рудных материалов из тестооб-
разного состояния в жидкое непостоянна по высоте
и часто опускается ниже середины заплечиков. В
этих случаях куски размягченного вещества с вклю-
чениями кокса достигают горизонта воздушных
фурм и здесь плавятся в струе горячих газов, что
можно наблюдать через очко фурменного прибора.
Рис. 2.10. Форма зоны размягчения рудных
материалов в доменных печах среднего
и большого объема (пунктиром показана
граница малоподвижного слоя кокса)
В печах объемом более 3000 м3, имеющих
широкий колошник и горн, работающих на хорошо
подготовленном сырье и обычно оборудованных
засыпным устройством лотковою типа, в осевой
зоне образуется интенсивный поток горячих газов.
Под его действием здесь происходит более быстрое
восстановление и размягчение рудных материалов
в сравнении с периферийной частью печи. Кроме
упомянутых факторов этому явлению благоприят-
ствует рост высоты малоподвижного слоя кокса в
заплечиках. В печах среднего объема с обычным
двухконусным засыпным устройством осевое дви-
жение газов тоже возникает, но только при содер-
жании в рудной части шихты более 50% окатышей
Зона когезии включает несколько кольцевых
слоев рудных материалов с расположенными меж-
ду ними слоями кокса, по которым перемещается
основная масса газа В распаре и заплечиках вслед-
ствие неодинаковой скорости опускания шихты по
радиусу печи размягченные слои прогибаются в
направлении воздушных фурм, образуя многочис-
ленные разрывы, облегчающие движение газового
потока. После плавления размягченной массы связь
между частицами шихты исчезает и все механиче-
ские нагрузки воспринимаются и передаются на
стенки печи только вполне сыпучим слоем твердо-
го топлива. В горне чугун и шлак находятся в жид-
ком состоянии и не смачивают куски кокса. Распо-
ложенный здесь слой горючего образует твердый
скелет, воспринимающий на себя все механические
нагрузки; без большой ошибки его можно рассмат-
ривать как сыпучий материал
Отсутствие сил сцепления на большей части
высоты шахты и в горне позволяет для оценки
взаимодействия потока шихты со стенкой печи ис-
пользовать закономерности механики сыпучих.
Между нижней частью шахты и серединой запле-
чиков с целью более полной характеристики физи-
ческих свойств шихты было бы желательным
учесть и особенности поведения связных материа-
лов, но из-за отсутствия опытных данных о величи-
не и распределении сил сцепления сделать это не
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
46
представляется возможным. В связи с этим, а также
с учетом неполного перекрытия каждым размяг-
ченным слоем всего поперечного сечения печи и
наличия в слоях многих разрывов основные зако-
номерности поведения сыпучих можно распростра-
нить и на нижнюю часть зоны потока.
Важнейшими механическими характеристи-
ками сыпучих являются: гранулометрический со-
став, порозность, углы естественного откоса и
внешнего трения, коэффициенты внутреннего и
внешнего трений.
2.3.2. Гранулометрический состав
Характеризует количественное распределе-
ние частиц сыпучего по крупности. Его определяют
ситовым анализом - просеиванием пробы сыпучего
через сита с квадратными ячейками, начиная с са-
мого крупного и кончая самым мелким. Для про-
сеивания крупных частиц (> 25 мм) применяют
штампованные сита из стального листа, для про-
сеивания мелких - плетёные из стальной или ла-
тунной проволоки.
В процессе просеивания сита подвергают со-
трясанию, при котором многие частицы провали-
ваются через ячейки, разделяя исходную пробу на
отдельные фракции. Крупность (класс) фракции
зависит от размеров ячеек соседних сит. Так, если
просеивание выполняют на пяти ситах с ячейками
80x80, 60x60; 40x40; 25x25; 10x10 мм. класс фрак-
ций составит: > 80, 80 60; 60-40; 40 -25; 25-10;
10 0мм Содержание каждой фракции выражают в
процентах по массе от исходной пробы при усло-
вии, ч ю сумма масс всех фракций равна 100%.
Итоги ситового анализа представляют в виде
графиков (рис. 2.11) и таблиц. Графики обеспечи-
вают наглядность результатов анализа, таблицы -
их высокую точность. Наиболее часто графики ис-
пользуют для характеристики распределения час-
тиц сыпучего по крупности, а также суммарного
остатка на сите (выход по плюсу) или провала че-
рез его ячейки (выход по минусу). Максимум на
кривой распределения отвечает наибольшему со-
держанию какой-либо фракции.
1 а^мер ячеек сита, мм
Рис. 2.11. Характеристики гранулометрического
состава сыпучих:
1 - выход по плюсу: 2 выход по минусу;
3 - распределение по крупности
Размер ячеек сит выбирают с учетом требо-
ваний технологии переработки сыпучего. Для дос-
таточно полного суждения о количественном рас-
пределении частиц необходимо, чтобы модуль
классификации основной части сыпучего, равный
отношению размера ячейки каждого предыдущего
сига к размеру последующего, не превышал
72-1,414 Отечественная шкала размеров ячеек
контрольных сит вполне удовлетворяет этому тре-
бованию, мм:
0,04	0,1	0,25	0,63	2	12	80
0,045	0,112	0,28	0.7	2,5	16	100
0,05	0,125	0,3)5	0.8	3,2	20	120
0,056	0.14	0,355	0.9	4	25	160
0.063	0.16	0,4	1.0	5	32	-
0,071	0.18	0,45	U	6	40	-
0,08	0,2	0,5	1,25	8	50	-
0,09	0,224	0,56	1,6	10	60	-
Базой шкалы служит ячейка в 1 мм.
По размеру частиц сыпучие подразделяют на
крупнокусковые (>160 мм), среднекусковыс (60-
10 мм), крупнозернистые (10-2 мм), мелкозерни-
стые (2 -0,5 мм), порошкообразные (0,5-0,05 мм) и
пылевидные (0,05-0 мм). Помимо этого их делят на
сортированные и рядовые. В первых - 90% всех
частиц должны удовлетворять отношению
maximin -2,5, в остальных ограничение по круп-
ности отсутствует.
1 ранулометрический состав пылевидных
частиц в большинстве случаев определяют седи-
ментомстрическими методами - по скорости осаж-
дения в жидкости с использованием закона Стокса.
Седиментационным диаметром частиц называют
диаметр шара, плотность и скорость оседания кото-
рого равна плотности и скорости оседания частиц
неправильной формы.
Окатыши и скиповой кокс (рис. 2.12) можно
отнести к сортированным шихтовым материалам,
агломерат - к несортированным
Рис. 2.12. Гранулометрический состав компонентов
доменной печи:
1 - окатышей; 2 - агломерата: 3 - кокса
По табличным значениям гранулометриче-
ского состава вычисляют средний диаметр частиц
одной фракции и всего сыпучего, а также поверх-
ность средней частицы. Если диапазон изменений
крупности частиц в пределах фракции не превыша-
2.3. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
47
ет модуль классификации, средний диаметр соот-
ветствует:
d = (d'+d" )/2,
где d’ и d” - диаметры частиц, ограничивающих
фракцию, мм (м).
В этом случае средний размер частиц всей
смеси равен средневзвешенной сумме средних
диаметров каждой фракции, мм (м).
D = (а] d । + а2 d 7 + d ^ + ... +
(2.1)
+ a m dm )/l 00,
где ab a2, a3...am - массовая доля отдельных фрак-
ций, %.
Поверхность средней частицы вычисляют по
значению среднего диаметра каждой фракции с
поправкой на отличие формы частиц от шара, м?.
2	2
Scp = 7r(a|(pjd| + a2q>2d2 +
2	2	(2 2)
+ a3^3d3 + ••• + am dm )/100>
где (pi, ф2, Ф>-- Фт - безразмерный коэффициент
формы, равный отношению поверхности реальных
частиц к поверхности шара одинакового объема
(для окатышей ф = 1, для агломерата и кокса ф = 1,
13-1,16).
2.3.3.	Порозность
Характеризует суммарный объем межкуско-
вых пустот, отнесенный к объему сыпучего и вы-
раженный в долях единицы (с, м3/м3) или процен-
тах. Она определяет плотность укладки частиц в
слое, от которой в большей мере зависит сопротив-
ление движению газов и фильтрации жидкостей.
Чтобы вычислить значение порозности, необходи-
мо знать насыпную плотность сыпучего (у0, т/м3) и
кажущуюся плотность его частиц (укаж, т/м3). Пер-
вый показатель находят по результагам взвешива-
ния сыпучего в сосуде известного объема при усло-
вии, что линейные размеры сосуда по крайней мере
в 10 раз превосходят размеры наиболее крупных
частиц. Второй показатель определяют взвешива-
нием нескольких характерных кусков на воздухе и
в воде с целью измерения их объема по массе вы-
тесненной жидкости. Пористые куски перед погру-
жением в воду покрывают тонкой водонепрони-
цаемой пленкой. Порозность слоя вычисляют по
формуле
е = 1 - VrA....	(2.3)
Порозность средне- и мелкокусковых сыпу-
чих можно измерить непосредственно, заполнив
водой сосуд известного объема с находящимися в
нем материалом и измерив обьем вылитой воды
Для сыпучих с меньшим размером частиц этот спо-
соб показывает заниженный результат, так как за-
метная часть воды удерживается слоем в виде по-
верхностной пленки.
Величина порозности зависит от формы час-
тиц, характеризуемой коэффициентом формы ф, и
гранулометрического состава сыпучего. Наиболь-
шую порозность имеет слой частиц одного размера
неправильной формы Вследствие наличия острых
кромок и углов количество взаимных контактов
минимально, и поэтому частицы находятся между
собой на сравнительно большом расстоянии. У ша-
ровых частиц выступы на поверхности отсутствует,
из-за чего они располагаются между собой ближе и
имеют больше точек соприкосновения. Экспери-
менты со стальными шарами диаметрами 5 и 9 мм,
засыпанными в сосуд без уплотнения, при много-
кратном повторении опыта показали одинаковое
значение € = 0,39 -0,40 Близкую величину получи-
ли при определении порозности свинцовой дроби
(0,40-0,41) и отсеянных от мелочи железорудных
окатышей (0,38-0,39), тогда как у скипового кокса,
имеющего частицы неправильной формы, значение
порозности равнялась 0,48-0,55.
Большое влияние на порозность сыпучего
оказывает его гранулометрический состав. Наличие
в слое крупных и мелких частиц уменьшает пороз-
ность тем больше, чем отношение размера мелких
частиц к размеру крупных (рис. 2.13). Это вызвано
размещением значительного количества мелких
частиц в межкусковых пустотах крупных. В случае,
когда сыпучий материал содержит 2/3 крупных
частиц и 1/3 мелких, его порозность достигает ми-
нимума.
Рис. 2.13. Зависимость порозности
двухкомпонентной смеси стеклянных шаров
от содержания крупной фракции КФ по С. Фернесу
(числа у кривых - отношение диаметра мелких
шаров к диаметру крупных)
Отсюда следует, что для обеспечения высо-
ких значений порозности и газопроницаемости сы-
пучие материалы необходимо разделять на отдель-
ные фракции и загружать послойно, не допуская
перемешивания частиц Напротив, когда по усло-
виям технологии необходимо получить продукт с
наиболее плотной укладкой твёрдой массы (напри-
мер, при производстве бетона, огнеупорного кир-
пича и т.п) гранулометрический состав смесей
подбирают таким образом, чтобы он обеспечил
миниматьный объём межкусковых пустот.
Табличные характеристики гранулометриче-
ского состава и выражения (2.2), (2 3) позволяют
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
48
вычислить суммарную поверхность всех частиц в
единице обьема, м2/мд
S=6(p(be)/D,	(2.4)
где 6/D = 6лD2 / nD3 - отношение поверхности ша-
ра к его объему;
Ф - средний коэффициент формы.
Из равенства (2.4) следует, что при прочих
равных условиях уменьшение размера частиц уве-
личивает их суммарную поверхность.
2.3.4.	Углы естественного откоса
и внешнего трения
Вследствие большого внутреннего трения
частицы сыпучего в процессе закладки штабеля
образуют откосы, максимальный наклон которых к
горизонту называют углом естественного откоса
(фс, град ). На поверхности естественного откоса
частицы сыпучего находятся в состоянии предель-
ного равновесия, любое его нарушение вызывает
смещение частиц в сторону основания и уменьше-
ние угла наклона.
Простейший прибор для измерения угла ес-
тественного откоса у сыпучих крупностью < 16 мм
- четырехугольный ящик с застекленными стенка-
ми (рис. 2.14). Ящик ставят на короткую грань и
засыпают сыпучим на '/? объема. Потом его мед-
ленно опрокидывают на длинную грань и измеряют
наклон образовавшегося откоса. Определенное та-
ким образом значение ф для железорудных окаты-
шей составило 32°30’.
Рис. 2.14. Схема способов определения*
а - угла естественного откоса; б - угла внешнего
трения; в, г - коэффициентов внутреннего
и внешнего трений (N - нормальное давление,
Т - сдвигающая нагрузка)
Углы естественного откоса кокса, агломера-
та, железной руды и других компонентов доменной
шихты можно определить в бункерах при односто-
роннем заборе материалов, когда их частицы начи-
нают перемещаться от вершины к основанию отко-
са. Измерения осуществляют вдоль образующей
откоса посредством mnai ата и двух грузов, удален-
ных между собой на известное расстояние. Полу-
ченные этим методом значения ср для кокса, агло-
мерата и железной руды составили 42е, 42°30’ и 41°.
Частицы неправильной формы с острыми уг-
лами и глубокими впадинами, зацепляясь одна за
другую, перемещаются по поверхности откоса с
большей затратой энергии, чем шарообразные или
со стертыми углами и ребрами. В связи с этим зна-
чение ф для частиц неправильной формы всегда
выше, чем для шарообразных или округленных.
Углом внешнего трения (ф, град) называют
максимальный угол наклона к горизонту какой-
либо твердой поверхности, на которой неподвижно
лежит слой сыпучего. Ею измеряют, медленно
поднимая один конец контактирующей (опорной)
поверхности до начала сдвига слоя. Многие экспе-
рименты показали, что наименьшее значение Ф
имеют шаровые частицы, лежащие на гладкой
плоскости. Для частиц неправильной формы угол
внешнего трения выше, чем для шаровых, особенно
когда опорная поверхность имеет значительные
неровности.
Угол внешнего трения сыпучих обычно
меньше угла внутреннего трения и лишь в редких
случаях чрезмерно шероховатой опорной поверх-
ности равен ему. Превысить значение ф угол внеш-
него трения не может, так как линия сдвига частиц
переместится в этом случае о границы опорной
поверхности внутрь слоя сыпучего.
По определениям на ММК угол внешнего
трения рудных материалов и кокса по поверхности
гладкого стального листа составил:
Материал	Смесь	>40	Фракция, мм 40-25 25-10	10-3	3-0
Руда железная	26°10’	23°05’	24с50’ 26°45’	28р35’ 33°О5’
Агломерат	25°5О’	22°30’	23°40* 24°	25°05* 27°10’
Окатыши	14°40’	-	13°30’	 *
Кокс скиповый	17°40‘	17°25’	18°35’	
Во всех случаях крупные частицы начинали
перемещаться по наклонной поверхности раньше
мелких Это вызвано наличием у крупных частиц
меньшего числа взаимных контактов, чем в слое
мелких частиц одинаковой высоты.
2.3.5.	Коэффициенты внутреннего
и внешнего трений
Первый из них f0 характеризует относитель-
ную затрату энергии на преодоление другой. Значе-
ние f0 зависит от формы и прочности частиц, а также
порозности слоя. При прочих одинаковых условиях
шаровые частицы оказывают меньшее сопротивле-
ние взаимному смещению и поэтому имеют более
низкий коэффициент внутреннего трения, чем час-
тицы неправильной формы с большим количеством
2,3. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
49
выступов и впадин. Малопрочные зерна в процессе
сдвига подвергаются значительному разрушению,
из-за чего коэффициент их внутреннего трения часто
ниже, чем у прочных зерен такой же формы. Для
смещения частиц в плотном слое сыпучего требуется
большая начальная затрата энергии, чем в слое с
высокой порозностью.
У крупно- и мелкозернистых сыпучих коэф-
фициент fo определяют на лабораторной установке
(рис. 2.14, в), позволяющей одну часть слоя смещать
относительно другой. Для лучшей связи с сыпучим
поверхность одной или обеих половин установки
делают с небольшими выступами (треугольными
или пластинчатыми). Меняя вертикальную нагрузку
N и измеряя горизонтальную Т, вычисляют среднее
отношение f0 = Т/ N. У сыпучих с более крупными
частицами коэффициент внутреннего трения прини-
мают равным тангенсу угла естественного откоса
fo ~ tg-(p0. Хотя из-за более рыхлой укладки частиц на
поверхности слоя вычисленное последним способом
значение f0 несколько меньше истинного, этим рас-
хождением обычно пренебрегают.
Коэффициент внешнего трения f характери-
зует относительную затрату энергии на преодоле-
ние сил трения при смещении сыпучего вдоль гори-
зонтальной, наклонной или вертикальной контак-
тирующих поверхностей. Кроме формы частиц он
зависит от материала поверхности (сталь, резина,
огнеупорная кладка и т. п.) и степени ее шерохова-
тости. Для крупно- и мелкозернистых сыпучих зна-
чение f измеряют таким же способом, как и коэф-
фициент внутреннего трения. Различие состоит
лишь в том, что одну половину штампа с выступа-
ми заменяют материалом контактирующей поверх-
ности. Коэффициент внутреннего трения средне- и
мелкокусковых сыпучих вычисляют по величине
тангенса угла внешнего трения f ~ tg • ср.
Для измерения коэффициента внешнего тре-
ния скипового кокса, агломерата и окатышей автор
использовал ящик размером 70x500x200 мм, на-
полняемый испытуемым материалом на 20-30 мм
выше бортов. На ровный слой сыпучего укладыва-
ли стальной лист и груз переменной массы. После
этого лист равномерно смещали со скоростью 100-
150 мм/мин, фиксируя посредством динамометра
(пружинных весов) горизонтальную нагрузку Т.
Коэффициент трения равнялся отношению гори-
зонтальной нагрузки к вертикальной f = T/N.
2.4. ДВИЖЕНИЕ ГАЗОВ
В СЛОЕ СЫПУЧИХ
2.4.1.	Основные закономерности
Во многих технологических процессах, вклю-
чая процессы окускования железорудных материа-
лов и доменную плавку, через слой сыпучих проса-
сывают или продувают поток газа. Во всех случаях
он перемещается по межкусковым пустотам слоя,
разделившись на бесчисленное количество мелких и
мельчайших струй. Источником движения газа слу-
жит разряжение или избыточное давление, созда-
ваемое дымососом, эксгаустером, напорным венти-
лятором или воздуходувной машиной.
Газовые струи перемещаются в сыпучих по
вертикальным сообщающимся каналам сложной
формы (рис. 2.15), преодолевая силу трения о по-
верхность частиц и многочисленные местные со-
противления: повороты, расширения и сужения. На
преодоление трения и сопротивления тратится по-
тенциальная энергия газового потока, измеряемая
величиной статического давления. По этой причине
в слое сыпучего во время движения газа всегда су-
ществует разность давлений ДР - Р, - Р., именуе-
мая потерей напора, где Р] и Р2 - давление газа на
границах слоя, Па. Величина потери напора зависит
о г скорости газа, высоты слоя, крупности частиц и
многих других показателей.
Для оценки действия различных факторов па
величину ДР предложено много математических
выражений. Одним из них является модифициро-
ванная формула С. Эгона
v3 о 2 о И 1 — е
ДР = Т —------------------,	(2.5)
2g D е
где 'Р - безразмерный коэффициент сопротивле-
ния;
v - средняя скорость газа в слое при фактиче-
ских значениях температуры и давления, м/с;
р - фактическая плотность газа, кг/м3;
g - ускорение земного тяготения;
Н - высота слоя, м;
D средний диаметр частиц, определяемый по
выражению (2.1).
Рис. 2.15 Разрез слоя кокса. Светлое поле
межкусковые пустоты, темные пятна - куски кокса
Коэффициент сопротивления подсчитывают
с использованием экспериментальных данных. Он
зависит от степени турбулентности потока газа и
поэтому является функцией критерия Рейнольдса
Re. Так как частицы слоя облегчают образование
вихрей в потоке газа, переход от неустойчивого
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
50
турбулентного режима к турбулентному соверша-
ется в сыпучих значительно раньше, чем в гладких
трубах (при Re = 50-60 против Re = 2200-2300 для
труб). По определению С. Эгона ф = 1,75 + 150/Re,
где 1,75 и 150 - эмпирические константы. При из-
менении порозности значение констант будет
иным, но зависимость коэффициента у от критерия
Рейнолдса сохранится.
Благодаря беспорядочному расположению
частиц в слое сыпучего поток газа перемещается по
всем межкусковым пустотам, но действительная
длина пути газовых струй Lr из-за наличия многих
поворотов превышает высоту слоя Н. Для опреде-
ления превышения пригодна модифицированная
формула Слихтера
Lr /N = д/бср - (1 - е)/л ,
значение и размерность величин в числителе кото-
рой соответствуют их значению и размерности в
выражении (2.5). В случае ср = 1 и е = 0,38 -0,41, что
отвечает свободно насыпанному (без уплотнения)
слою шаров одинакового диаметра и отсеянных от
мелочи железорудных окатышей, отношение Lr/H -
1,09 - 1,06.
Для кусков агломерата и кокса, имеющих не-
ровную поверхность, значение коэффициента фор-
мы возрастает до ф = 1,13-1,16, но одновременно
увеличивается и порозность столба шихты в верх-
ней части печи до 0,47-0,50. В итоге отношение
МН в доменной шихте мало отличается от слоя
шаров одинакового размера.
Кроме выражения (2.5) для оценки влияния
основных факторов на потерю напора газа в слое
сыпучего пригодна формула Дарси-Вейсбаха, осно-
ванная на результатах исследований движения газа
в трубах с шероховатой поверхностью:
др.^
4Н
d экв
где X - безразмерный коэффициент сопротивления;
d3KB- эквивалентный диаметр типичного канала, м.
Эквивалентный диаметр позволяет сложное
по форме сечение канала в слое сыпучего выразить
через равное по величине периметра поперечное
сечение круга. Значение диаметра зависит от пороз-
ности и суммарной поверхности частиц в единице
объема, определяемых по уравнениям (2.3) и (2.4);
d,„ = L, e/S.
(2.6)
При подсчете эквивалентного диаметра пло-
щадь взаимного контакта частиц не учитывают из-
за ее малого значения в сравнении с суммарной
поверхностью слоя.
Коэффициент сопротивления X но содержа-
нию одинаков с коэффициентом ф в формуле (2.5).
Его также вычисляют по опытным данным и он
тоже зависит от критерия Рейнольдса: X = C/Re™ ,
где Сит- эмпирические константы. Для неустой-
чивого турбулентного потока значения Сит равны
3,8 и 0,2, для турбулентного - 0,55 и 0.
Формулы (2.5) и (2.6) полуэмнирические, так
как значения ф, X, ф, е, D и d |КВ определяют экспе-
риментальным способом. Общим у обеих формул
является величина кинетической энергии (динами-
ч	у2Р
ческого напора) потока —- и высота слоя сыпуче-
2g
го И. Основное различие состоит в способе описа-
ния линейного размера типичного канала: в первом
выражении его характеризуют средним диаметром
частиц, во втором - эквивалентным диаметром ка-
нала. В случае движения газа через слой свободно
насыпанных шаров одинакового размера, когда
Ф = 1, ф = X и е = 0,4, отношение среднего диа-
метра частиц к эквивалентному диаметру каналов
D/d3KB будет постоянным и равным 0,75.
Изменение формы частиц меняет значения
порозности и коэффициента ф, но прямая связь ме-
жду размерами частиц и каналов сохраняется. Это
обусловлено использованием для вычислений D и
d3KR единого исходного показателя - гранулометри-
ческого состава сыпучего. В итоге влияние основ-
ных факторов на потерю напора газа в слое можно
с одинаковым успехом определить по любому из
рассмотренных выражений. Однако для практиче-
ского использования первая формула предпочти-
тельнее второй, так как содержит в явном виде зна-
чение порозности в и не требует определения сум-
марной поверхности частиц S для подсчета эквива-
лентного диаметра канала.
2.4.2.	Газопроницаемость сыпучих
Характеризует их сопротивление движению
газового потока. О величине сопротивления обычно
судят по разности давлений газа в слое высотой 1 м,
именуемой градиентом потери напора (Др, Па/м).
В большинстве случаев для определения га-
зопроницаемости используют лабораторную уста-
новку, схема которой показана на рис. 2.16. В со-
став установки входят: цилиндрический сосуд с
металлической сеткой, один или два манометра для
измерения давления и потери напора в слое сыпу-
чего, измерительная шайба, расходомер, дроссели-
рующее устройство для регулирования расхода
воздуха и высоконапорный вентилятор.
Рис. 2 16. Установка для определения газопрони-
цаемости слоя сыпучих
1 - цилиндрический сосуд, 2 - сетка; 3 - манометр,
4 - шайба; 5 - расходомер; 6 - дроссельный клапан,
7 - вентилятор
2.4. ДВИЖЕНИЕ ГАЗОВ В СЛОЕ СЫПУЧИХ
51
Испытуемый материал с известными значе-
ниями размера частиц и порозности загружают в
испытательный сосуд и выравнивают показания
приборов, начиная с самого малого расхода возду-
ха. Измерения заканчивают при максимальной по-
даче дутья или переходе сыпучего в псевдоожи-
женное состояние, когда его слой приобретает
свойства кипящей жидкости
Па рис. 2.17 приведены результаты опытов по
продувке воздухом слоев агломерата и кокса. С уве-
личением скорости воздуха значение ДР для обоих
материалов возрастает ускоренно, что обусловлено
быстрым повышением динамического напора газа и
полностью соответствует формулам (2.5) и (2.6).
Вследствие меньшего среднего размера частиц аг-
ломерата и неоднородности его гранулометрическо-
го состава, существенно влияющего на порозность
слоя, потеря напора в агломерате при одинаковой
скорости газа выше, чем в коксе. По этой причине
при вертикальном расположении одинаковых по
объему слоев агломерата и кокса через слой первого
проходит меньше газа, чем через слой второго.
Рис 2 17 Влияние скорости воздуха V
на потерю напора в слое
1 - производственного агломерата,
2 - скипового кокса
Большое влияние на газопроницаемость сы-
пучих оказывает крупность частиц. С ее увеличени-
ем значение Др при постоянном расходе воздуха и
пропорциональной ему скорости газа уменьшается
(рис. 2.18), благодаря сокращению поверхности
слоя и количества местных сопротивлений (поворо-
тов, расширений и сужений каналов), приходящих-
ся на единицу высоты сыпучего. Напротив, умень-
шение крупности частиц повышает поверхность
слоя, число местных сопротивлений и величину
потери напора газа. Так как наименьшую газопро-
ницаемость имеют частицы менее 5 мм, их содер-
жание в доменной шихте необходимо сокращать до
минимума посредством совершенствования спосо-
бов подготовки шихтовых материалов к доменной
плавке и отсева мелких частиц перед подачей ших-
ты на колошник.
Крупность, мм
Рис. 2.18. Зависимость градиента потери
напора воздуха Др и времени движения воды т
от крупности частиц
1 - агломерата; 2 - кокса; 3 - известняка
Движение жидкостей в слое сыпучих подчи-
няется тем же закономерностям, что и движение
газов. И.И. Коробов, В.И. Суровов и А.И. Жак
(1958 г.) измерили время прохождения трех ведер
воды (28,5 л) через цилиндрический сосуд диамет-
ром 100 и высотой 450 мм, заполненный компонен-
тами доменной шихты. Характер зависимости дре-
нажной способности от размера частиц материалов
оказался одинаковым с показателем газопроницае-
мости. Но переносить результаты этих опытов на
доменную плавку необходимо с осторожностью,
так как чугун и шлак, в отличие от воды, не смачи-
вают находящиеся в горне печи частицы кокса и
графита.
2.4.3.	Образование кипящего слоя
Теряя напор, восходящий газовый поток
уменьшает вертикальное давление сыпучих. Отно-
сительную величину этого уменьшения характери-
зуют два критерия: степень уравновешивания веса
частиц газовым потоком kv и коэффициент аэроди-
намической устойчивости слоя Г, зависящие от
градиента потерь напора газа и насыпной плотно-
сти сыпучих:
к у = Др-'Т о;
Г = 1 -ку .
Когда Др- у0, земное тяготение в слое од-
нородных частиц полностью уравновешивается
потерянной энергией газового потока и образуется
псевдоожиженный (кипящий) слой, у которого ко-
эффициенты внутреннего и внешнего трений близ-
ки к нулю
Переход неподвижного слоя сыпучего в со-
стояние кипения сопровождается расширением ка-
налов для движения газа, увеличением порозности и
высоты слоя. Благодаря этому частицы выходят из
взаимного зацепления и получают возможность сво-
бодно перемещаться одна относительно другой, а
Часть 2 СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
52
также занимать положение в слое, обеспечивающее
наименьшее сопротивление движению газа. Если
слой состоит из частиц различной крупности и плот-
ности, происходит его дифференциация: крупные и
плотные частицы опускаются вниз, тогда как мелкие
и легкие накапливаются в верхней части
Для изучения действия восходящего газового
потока на порозность и коэффициент внутреннего
трения сыпучего поток газа заменили жидкостями
различной плотности. В этом случае при погруже-
нии в жидкую среду вес каждой твердой частицы
уменьшался на величину веса вытесненной жидко-
сти. В итоге степень уравновешивания частиц вы-
талкивающей (архимедовой) силой составляла
ку = рж/уИС1 , где рж - плотность жидкости, г/см3;
уист - истинная плотность частиц, г/см3.
На рис. 2.19 приведены результаты измере-
ний порозности и коэффициента внутреннего тре-
ния слоев агломерата, кварцевого песка и антраци-
та крупностью 3-1 мм, погруженных в жидкости с
плотностью рт = 0,8-1,7 г/см3. С увеличением кри-
терия ку от 0 до 0,95 порозность слоя е’ возрастала,
а коэффициент внутреннего трения f0’ уменьшался
благодаря снижению вертикального давления и
сокращению числа взаимных контакзов частиц.
Зависимость величины fo’ от критерия ку отвечает
уравнению
fo'= fo(l - 0,18ку),	(2.7)
которое пригодно для вычисления коэффициента
внутреннего трения сыпучего в условиях движения
восходящего газового потока.
Получить в опытах kv >0,95 не удалось из-за
всплывания многих частиц сыпучего на поверх-
ность жидкости, что в условиях движения газа со-
ответствует началу образования псевдоожиженного
слоя. Его порозность превышает исходную на
6-8%, фактическая длина пути газовых струй равна
высоте слоя (L/H - 1), подтверждая справедливость
формулы Слихтера. Благодаря разрыхлению затрата
механической энергии на перемещение газа в слое
сыпучих заметно снижается.
На графиках зависимости Др от расхода воз-
духа начало всевдоожижения отмечается неболь-
шим уменьшением потерь напора (рис. 2 20), обу-
словленным резким увеличением порозности и вы-
соты слоя. Дальнейшее повышение расхода воздуха
интенсифицирует кипение сыпучего, которое со-
провождается значительными колебаниями величи-
ны Др и ростом выноса пылевидных и порошкооб-
разных частиц.
Рис. 2.20. Влияние расхода воздуха U на градиент
потерь напора Др и порозность сыпучего с:
1 - при первой продувке, 2 - то же при
последующих; 3 - начало подъема слоя;
4 - граница псевдоожижения
Напротив, сокращение расхода дутья пони-
жает высоту слоя и прекращает кипение, из-за бо-
лее рыхлой укладки частиц газопроницаемость сы-
пучего после псевдоожижения превышает началь-
ную и сохраняется такой при повторном увеличе-
нии расхода воздуха.
Рис 2 19. Влияние критерия ks на изменение
порозности е’ и коэффициента внутреннего трения
f0’ сыпучих (е, fo- исходные значения
этих показателей)
2.5. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ В ПЕЧЬ
2.5.1.	Движение сыпучих
по наклонной поверхности
Осуществляется под действием силы земного
тяготения (самотечный транспорт) и благодаря про-
стоте транспортирующих устройств широко исполь-
зуется во многих отраслях народного хозяйства.
Элементами самотечного транспорта при на-
боре и загрузке компонентов шихты служат течки
весовых воронок, передняя стенка скипа в скиповом
подъемнике, поверхности приемной воронки, мало-
го и большого конусов в двухконусном засыпном
устройстве, вращающегося лотка - в бесконусном и
некоторые другие узлы тракта загрузки. Для пре-
дотвращения быстрого истирания шихтовыми ма-
териалами (в первую очередь - коксом) транспор-
2.5. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ В ПЕЧЬ
53
тирующие поверхности изготавливают из износо-
стойких марок чугуна и стали
Приложенная к каждой частице сыпучего си-
ла земного тяготения G (рис. 2.21) включает две
составляющие: нормальное давление N и сдвигаю-
щую нагрузку Т. Смещению частиц под действием
последней препятствует сила трения F - fN, где f-
коэффициент внешнего трения. По мере снижения
угла наклона транспортирующей поверхности 6
значение Т уменьшается, a F возрастает. В итоге
скорость поступательного движения потока сыпу-
чего соп сокращается и при tg5 < f обращается в
ноль. Напротив, рост значения 5 повышает величи-
ну соп пропорционально отношению tg 5/f, но гори-
зонтальная составляющая скорости уменьшается,
приближая траекторию последующего падения
частиц к вертикали.
Рис. 2.21. Самотечный транспорт сыпучих:
а - схема сил, действующих на материальную
точку (пояснения в тексте); б - образование
откосов при падении потока частиц в емкость
В процессе самотечного транспорта потенци-
альная энергия сыпучего превращается в кинетиче-
скую работу и работу сил трения. Его поток разрых-
ляется. высота слоя в связи с ускоренным движени-
ем уменьшается, плоские частины скользят по на-
клонной поверхности, а многогранной формы и ша-
рообразные - катятся. Вследствие непрерывного
взаимного смещения мелкие частицы просыпаются
через пустоты между крупными и накапливаются в
нижней части потока. Крупные и округленной фор-
мы частицы перемещаются по наклонной поверхно-
сти быстрее и отбрасываются от ее нижней кромки
дальше, чем мелкие и плоские.
По данным теоретической механики условием
качения шара без скольжения по негладкой наклон-
ной поверхности служит неравенство f> 2tg 5/7.
С учетом опыта эксплуатации доменных печей боль-
шинство транспортирующих поверхностей шихто-
подачи и засыпного устройства выполняют с накло-
ном более 50°, в связи с чем для обеспечения каче-
ния шарообразных частиц коэффициент их трения
по стали должен превышать f == 0,34. Фактическое
значение этого коэффициента (0,32-0,49) близко или
соответствует требуемой величине. Поэтому значи-
тельная доля частиц шихтовых материалов катится
по наклонным поверхностям, приобретая наряду с
поступательным движением вращательное.
Конечная скорость равномерно ускоренного
поступательною движения потока сыпучего при
смешанной форме перемещения частиц (скольже-
ния и качения) и нулевой начальной скорости со-
ставляет
=72?ho;
h0 = h[(5n/7 + (1 - n)( 1 - f/tgS'tgS)],
где h, h0 - изменение высоты от начала до конца
перемещения по наклонной поверхности - факти-
ческое и эквивалентное высоте свободного паде-
ния;
п - доля качения в общем движении;
5/7 - степень замедления поступательного
движения вследствие качения.
Если начальная скорость перемещения
больше нуля, на такую же величину возрастает и
конечная скорость поступательного движения.
В условиях чистого качения на вращение
шарообразных частиц затрачивается 2/7 всей их
кинетической энергии. В связи с этим при смешан-
ной форме перемещения частиц полная кинетиче-
ская энергия 1 м3 сыпучею в конце наклонной по-
верхности, выраженная в долях энергии поступа-
тельного движения, достигает, т/м :
Ей = Yoho(l + п |-|) = УоМ1 + °>4п)’	(2'8)
Согласно лабораторному исследованию, по
поверхности стального лотка с 5 - 50 катилось
100% отдельных окатышей, 73-100% частиц агло-
мерата крупностью 25-5 мм и 14-17% кусков кокса
фракции 35-25 мм. Увеличение размеров кусков
агломерата и особенно кокса сокращало долю ка-
чения из-за изменения формы частиц (у многих
кусков появились значительные по величине плос-
кости, препятствующие качению). В связи с этим
при самотечном транспорте потока более крупного
скипового кокса, когда качение частиц затруднено,
можно вращательным движением пренебречь
(п - 0), а при перемещении потоков агломерата и
окатышей долю качения уменьшить в два раза и
принять ее равной соответственно 0,4 и 0,5. При
таком условии в конце наклонной поверхности 14-
17% всей кинетической энергии потока будет пред-
ставлено энергией вращения
Покинув наклонную поверхность, частицы
сыпучего обычно ссыпаются в емкость ограничен-
ных размеров, где образуют слой с вершиной и
откосами. Вершина (гребень) располагается в месте
пересечения траекторий падения крупных частиц
со слоем, смещаясь по мере наполнения емкости в
сторону кромки транспортирующей поверхности.
Одновременно увеличивается наклон обоих отко-
сов сыпучего, причем откос со стороны кромки
всегда более крутой, чем с противоположной сто-
роны. Это вызвано участием в формировании про-
тивоположного откоса горизонтальной составляю-
щей энергии поступательного движения и всей
энергии вращения частиц, тогда как со стороны
кромки частицы перемещаются по откосу с мень-
шей начальной скоростью из-за несовпадения на-
правлений поступательного и вращательного дви-
жений до и после удара о поверхность сыпучего
Основная часть мелких частиц располагается
вблизи гребня со стороны кромки транспортирую-
щей поверхности.
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
54
2.5.2.	Схема работы двухконусного
засыпного устройства
Применение любого засыпного устройства
(ЗУ) преследует две цели: устранить загрязнение
воздушного бассейна колошниковым газом и обес-
печить желаемое распределение рудных материа-
лов и кокса по сечению печи. Конструкций ЗУ
много, но все они имеют, по меньшей мере, два
уплотняющих узла для предотвращения утечки газа
из печи и несколько наклонных поверхностей,
обеспечивающих самотечное перемещение компо-
нентов шихты.
Наиболее распространенным в настоящее
время является двухконусное ЗУ (рис. 2.22). Оно
состоит из следующих основных частей: приемной
воронки, воронки вращающегося распределителя
шихты (ВРШ), малого конуса, газового затвора
(межконусного пространства), большого конуса и
его чаши (воронки). Уплотняющими узлами служат
малый и большей конусы, плотно прилегающие к
соответствующим воронкам, распределителем
шихты является большой конус. Оба конуса под-
вешены на штангах (штанга малого конуса полая) и
посредством балансиров с контргрузами и сталь-
ных тросов соединены с электролебедкой. Конст-
рукция лебедки позволяет опускать и поднимать
отдельно каждый конус.
Рис. 2.22. Двухконусное засыпное устройство:
1 скип; 2 - рельсовый путь; 3 - приемная воронка;
4 воронка распредели геля шихты; 5 - малый
конус; 6 -- межконусное пространство: 7 - чаша
большого конуса; 8 - большой конус
На печах объемом менее 3000 м3 шихтовые
материаты загружают в ЗУ двумя скипами, кото-
рые посредством реверсивной электролебедки пе-
ремещаются по рельсам наклонного моста. Вы-
грузка материалов происходит при повороте и на-
клоне скипа, когда он занимает крайнее верхнее
положение. Другой скип в это время находится в
крайнем нижнем положении для заполнения одним
из компонентов шихты.
Основная часть высыпающихся из скипа ма-
териалов поступает в приемную воронку, а затем на
закрытый малый конус Воронка этого конуса
обычно вмещает содержимое одного скипа, причем
вследствие односторонней разгрузки высота слоя
материалов по ее окружности неодинакова. Чтобы
избежать перекоса поверхности шихты в доменной
печи, малый конус совместно с воронкой делают
вращающимся. Поворот их на определенный угол
сразу после опорожнения очередного скипа позво-
ляет заполнить печь сырьем и топливом равномер-
но по окружности. Загрузку на большой конус со-
держимого нескольких первых скипов, входящих в
состав подачи (колоши), осуществляют без враще-
ния ВРШ, а всех последующих подач - с поворо-
том 60, 120, 180, 240 и 300°. Иногда применяют
режим работы ВРШ с большим количеством стан-
ций, но он не всегда эффективен.
Подача представляет отдельную порцию
шихты, содержащую железорудные материалы
(железную руду, агломерат, окатыши) и кокс в со-
отношении, необходимом для выплавки заданной
марки чугуна. В зависимости от объемов печи и
межконусного пространства масса всей подачи со-
ставляет 20-60 г, для ее набора обычно требуется 4
скипа. В каждый скип принято загружать только
один вид материалов (смешивание не рекомендует-
ся во избежание снижения порозности шихты).
Очередность загрузки сырья и топлива на большой
конус и в печь не регламентирована, но чаще дру-
гих первым опускают железосодержащие компо-
ненты, а потом кокс. Например, для подачи из 4
скипов такую последовательность сокращенно обо-
значают РРКК|, где Р - скип рудных материалов; К
- скип кокса. | опускание большого конуса. Из-
редка сырье и топливо загружают в лечь раздельно
двумя порциями: PPj KKj или РРР| ККК|.
Ввиду небольшой вместимости воронки
ВРШ малый конус обычно опускают после раз-
грузки каждого скипа, большой - после набора
всей подачи. Загрузку материалов в печь осуществ-
ляют автоматически по импульсу от двух уровне-
меров (зондов), следящих за положением поверх-
ности шихты и поднимаемых выше кромки чаши
большого конуса только на время ссыпания оче-
редной подачи В 1980-х гг. появились печи с рас-
ширенной воронкой ВРШ, позволяющей загружать
на малый конус содержимое двух скипов и тем по-
высить пропускную способность ЗУ Поверхность
приемной воронки и воронки распределителя ших-
ты защищают от быстрого истирания износостой-
кими литыми плитами, поверхность штанги малого
конуса чугунными кольцами.
Подавляющее большинство отечественных
доменных печей работает с повышенным давлением
колошниковых газов. Чтобы избежать повреждений
2.5. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ В ПЕЧЬ
55
ЗУ, давление над конусом перед опусканием подачи
уравнивают с давлением в печи посредством напол-
нения межконусного пространства получистым до-
менным газом, а перед первым опусканием малого
конуса после закрытия большого - выравнивают с
атмосферным С целью повышения срока службы
конуса и печи наклон контактной поверхности уве-
личивают до 60-63°, а саму поверхность наплавляют
твердым сплавом и шлифуют.
Производительность ЗУ составляет 11-12
подач в час. На набор и ссыпание одной подачи
требуется 5-5,5 мин. Большой конус опускают на
0,60 м за непродолжительное время, с:
Опускание	Выдержка	Подъем	Всего
10	4	16	30
Обычная загруженность шихтоподачи со-
ставляет 80-85% от максимальной. Для повышения
пропускной способности тракта транспортировки и
загрузки шихты в печь увеличивают объем скипов
и стремятся их полностью заполнять материалами.
Благодаря простоте конструкции двухконусное ЗУ
успешно применяют на протяжении XX в. Основ-
ными его недостатками являются: абразивный из-
нос мест контакта обоих конусов с воронками, уве-
личение массы большого конуса и чаши пропор-
ционально квадрату диаметра колошника. Первый
недостаток проявился после перехода на работу с
повышенным давлением колошникового газа, вто-
рой при сооружении печей объемом > 2000 м3. Бы-
стрый рост массы конуса и чаши в условиях их со-
вместного подъема и опускания в период ремонта
потребовал существенного увеличения грузоподъ-
емности монтажной тележки и прочности металло-
конструкций копра.
Для повышения срока службы большого ко-
нуса и чаши отдельные доменные печи оборудова-
ли трехконусным ЗУ, где большой конус выполня-
ет только функции распределения, а газоозделение
обеспечивают два других конуса меньшего разме-
ра Хотя стойкость нижнего конуса возросла, уве-
личение высоты и усложнение конструкции нового
устройства помешали его широкому применению.
2.5.3.	Движение и распределение шихты
в двухконусном устройстве
Во время разгрузки скипа его передняя ко-
зесная пара неподвижна, а задняя совершает круго-
вое движение относительно оси передней. Ссыпа-
ние материалов начинается сразу после достижения
их поверхностью угла естественного откоса. Пер-
выми скип покидают верхние часгицы, за ними в
возрастающем количестве устремляются располо-
женные ниже. После того, как наклон передней
стенки скипа превысит угол трения по стали, в
движение приходит вся масса оставшихся материа-
лов. При нормальном угле опрокидывания скипа
50-55°) из него наиболее быстро и полно удаляют-
ся окатыши, кокс и агломерат. Мелкие частицы
всех материалов перемещаются медленно и сходят
последними. Это обусловлено не только более вы-
соким значением коэффициента внешнего трения
по стали, но и качением мелких частиц, за один
оборот они проходят по наклонной поверхности
меньший путь по сравнению с крупными
Поверхность откоса в воронке BPIJLI искажа-
ется штангой малого конуса: по ходу движения
материалов перед штангой образуется небольшое
возвышение, а на противоположной стороне - впа-
дина. Форма и расположение гребня зависят от
объема материалов в воронке (рис. 2.23), их круп-
ности, конструктивных особенностей приемной
воронки и угла опрокидывания скипа. Так, при ма-
лом объёме и хорошей подвижности гребень мате-
риалов выражен слабо и расположен вблизи оси
наклонного моста с противоположной от опорож-
няемого скипа стороны.
Рис. 2.23. Двухконусное засыпное устройство:
1 - скип; 2 - рельсовый путь; 3 - приемная воронка;
4 - воронка распределите и я шихты, 5 - малый
конус; 6 - межконусное пространство, 7 - чаша
большого конуса; 8 - большой конус
С увеличением объема и коэффициента
внутреннего трения компонентов шихты их гребень
становится более четким и смещается в сторону
скипа. Уменьшение угла опрокидывания последне-
го вследствие вытяжки тросов замедляет высыпа-
ние материалов, из-за чего значительная их доля
поступает на малый конус после начала вращения
воронки BPHI. В этом случае четкий гребень в
упомянутой воронке отсутствует. По наблюдениям
через открытые люки и измерениям в межконусном
пространстве в период загрузки шихты перед за-
дувкой доменной печи содержимое одного полного
скипа при опускании малого конуса на 0 80 м вы-
сыпается за 7 с, толщина слоя частиц у кромки ко-
нуса в конце ссыпания достигает 200-250 мм. Пер-
вые и последние частицы падают почти вертикаль-
но, тогда как траектория движения основной массы
материалов значительно отклонена в сторону чаши
большого конуса. В месте удара о слой всегда име-
ется гребень (рис. 2.24), но он менее четкий, чем в
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
56
воронке ВРШ. Неравномерность высоты слоя мате*
риалов по окружности межконусного пространства
также меньше, чем на малом конусе, это обуслов-
лено в первую очередь неодинаковым положением
гребней для правого и левого скипов в воронке
ВРШ, в результате чего объемная неравномерность
всей подачи, значительно меньше объемной нерав-
номерности содержимого одного скипа на малом
конусе.
Содержимое первого скипа каждой подачи
ударяется о поверхность большого конуса и исти-
рает ее. Чтобы предотвратить повреждение конуса,
его поверхность в зоне удара материалов наплав-
ляют твёрдым сплавом, хорошо противостоящим
абразивному износу.
Рис. 2.24. Расположение шихты на большом конусе
а - максимальная (1) и минимальная (2) высоты слоя агломерата одной
подачи; б - траектории падения и расположение слоев агломерата А
и кокса К: в - изменение формы поверхности подачи во время ссыпания
в печь (пояснения в тексте)
При наличии больших пропусков газа в мес-
те контакта чаши и конуса нормальное распределе-
ние шихты по окружности печи нарушается из-за
выброса части материалов струей газа из зоны про-
дува в другие участки межконусного пространства.
По этой причине иногда возникают значительные
нарушения в распределении газов в печи, которые
устраняются после замены изношенного ЗУ новым.
2.5.4.	Ссыпание шихты в печь
Согласно наблюдениям, через открытые лю-
ки межконусного пространства и газоотводов в пе-
риод загрузки шихты перед задувкой мелкие час-
тицы рудных материалов начинают падать в печь
вскоре после начала движения большого конуса,
крупные - после его опускания на 100-120 мм, а с
появлением щели более 150 мм устанавливается
массовое движение шихты. Ссыпание основной
части подачи обычно составляет 6-7 с и заканчива-
ется до остановки конуса в нижнем положении.
В начале ссыпания колоши частицы шихты
перемещаются в основном вслед за конусом. Неко-
торое препятствие этому движению со стороны
стенки чаши вызывает небольшое понижение по-
верхности слоя в сторону конуса (рис. 2.24, в). В
дальнейшем скорость опускания шихты над коль-
цевой щелью быстро увеличивается и выпуклая
первоначально поверхность выравнивается, стано-
вясь к концу ссыпания наклонной в сторону чаши с
заметным прогибом над щелью (около чаши мате-
риалы несколько задерживаются).
В сходе подачи с конуса имеются мелкие
толчки и обрушения поверхности, вызванные обра-
зованием над выпускной щелью кратковременных
разгружающих сводов. В связи с этим основная
часть потенциальной энергии слоя шихты в межко-
нусном пространстве расходуется на преодоление
сил внутреннего и внешнего трений во время опус-
кания к щели. Относительно
свободное перемещение мате-
риалов начинается только после
пересечения частицами нормали
А-А, проходящей через внут-
реннюю кромку чаши и отсе-
кающей на образующей конуса
отрезок длиной 12. По мере
опускания конуса протяжен-
ность пути относительно сво-
бодного движения частиц уве-
личивается, вместе с ней воз-
растает конечная скорость по-
ступательного движения и пол-
ная кинетическая энергия пото-
ка шихты.
Подъем конуса часто со-
провождается маятниковым
качанием относительно оси пе-
чи, из-за чего при соприкосно-
вении с чашей возникают два
удара. Для уменьшения этого недостатка конус
поднимают медленнее, чем опускают.
Во время перемещения по конусу поток ших-
ты сегрегирует. Крупные, округленные и много-
гранной формы частицы катятся, тогда как мелкие
просыпаются через слой крупных и перемещаются
по поверхности конуса более медленно. В итоге
верхний слой кусков, покидающий конус с повы-
шенной скоростью, отбрасывается от кромки конуса
дальше в сравнении с нижним слоем мелких частиц.
Горизонт удара компонентов шихты о стенку
печи зависит от угла наклона образующей конуса к
горизонту 5, угла внешнего трения материалов по
стали ф и высова конуса за кромку чаши. Для зна-
чений 8 = ф и 8 - 90° горизонтальная составляющая
скорости частиц у кромки конуса равна нулю, тогда
как в диапазоне ф ~ 90е она имеет максимум, отве-
чающий:
8 = 45 + ^/2.
В практике наибольшее распространение по-
лучила конструкция конуса с 6 = 53°. Она обеспе-
чивает максимально быстрое горизонтальное пере-
мещение окатышей и кокса (ф = 14-18") и более
2.5. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ В ПЕЧЬ
57
высокое положение их зоны удара о стенку колош-
ника в сравнении с агломератом (ср = 23-25°)
На положение зоны удара кроме упомянутых
факторов влияет ширина кольцевого зазора L меж-
ду кромкой конуса и колошниковой защитой. По
измерениям перед задувкой для L 0,90 м и 6 = 53°
траектории падения кокса и железной руды пересе-
кались со стенкой колошника на расстоянии соот-
ветственно 2,2 и 2 5 м от нижнего положения кону-
са. Скорость поступательного движения руды и
кокса в начале падения составила 2,9 и 3,3 м/с, удар
о стенку сопровождался потерей 11 и 16% полной
кинетической энергии этих материалов. После уда-
ра все частицы падали вертикально.
В работающей печи через слой ссыпающейся
шихты проходит поток газа в направлении газоот-
водов, вследствие чего траектория падения мате-
риалов более полога по сравнению с периодом за-
грузки шихты перед задувкой. Согласно измерени-
ям, падение напора газа в потоке падающих частиц
ДР = 0,3 - 0,5 кПа , его изменение обязано неоди-
наковому гранулометрическому составу агломерата
и окатышей. В условиях работы на повышенном
давлении под колошником полученное значение ДР
находится на границе чувствительности промыш-
ленных регистрирующих манометров и поэтому не
всегда отмечается на диаграммах давления газа.
Для измерения формы траектории и горизон-
та ее пересечения со стенкой колошника в домен-
ную печь выше кромки опущенного конуса ввели
горизонтальную трубу с тонким стальным тросом и
грузом 1,5 кг. Перемещая груз в вертикальном и
горизонтальном направлениях, находили точки
удара кусков шихты о груз.
Некоторое горизонтальное ускорение и зна-
чительное вертикальное торможение падающих
кусков тазовым потоком вызывает искривление
траекторий кокса и агломерата (рис. 2.25), а также
подъем зоны их удара о колошниковую защиту на
1.0-1,2 м по сравнению с замерами перед задувкой.
Особенно большое отклонение траекторий имеется
вблизи стенки колошника, где слой частиц тоньше,
чем у кромки конуса и, следовательно, существует
более высокий градиент напора газа (по измерени-
ям перед задувкой высота слоя кокса у кромки ко-
нуса перед концом ссыпания подачи достигала 250
мм, у стенки - 150 мм)
По результатам обследования выдутых на
ремонт доменных печей найденный горизонт пере-
полнялся на 0,1 м в связи с ростом интенсивности
плавки и температуры колошникового газа (из-за
повышения в шихте доли горячего агломерата).
Рис. 2.25. Траектории падения частиц кокса (1)
и агломерата (2) при работе доменной печи
на полном дутье (Н, L - расстояние от кромки
опущенного конуса)
В отсутствие газового потока частицы окаты-
шей благодаря меньшему трению при движении по
конусу падают ближе к стенке печи, чем частицы
агломерата. В действующем агрегате различие в тра-
екториях падения обоих материалов отсутствует,
вероятно, вследствие более высокой насыпной плот-
ности окатышей и лучшей их газопроницаемости.
На некоторых печах среднего объема в коль-
цевой зазор между кромкой конуса и колошнико-
вой защитой вводят подвижные плиты (рис. 2.26) в
количестве до 20 шт. или вертикально перемещае-
мое металлическое кольцо (радиальный распреде-
литель). При наличии этих устройств удар ссы-
пающихся материалов о препятствие происходит
ближе к кромке конуса с образованием удаленного
от стенки колошника гребня. Загрузку компонентов
шихты ведут раздельно (РР| KKj или РРРф ККК|),
сочетая с различным положением плит или кольца.
Когда упомянутые устройства занимают рабочую
позицию, часть газового потока в момент ссыпания
шихты проходит через зазоры между колошнико-
вой защитой и кромкой устройств, благодаря чему
начальная часть траектории падения материалов не
претерпевает существенного изменения в сравне-
нии с загрузкой без участия плит или кольца
сечения траектории падения кокса соот-
ветствует верхней границе зоны наиболее
значительного разрушения колошнико-
вой защиты.
Перевод в 1950-х гг. отечествен-
ных доменных печей на работу с повы-
шенным давлением газов вызван пони-
жение зоны удара сырья и топлива о
стенку печи вследствие значительного
сокращения скорости газа в потоке ссы-
пающейся шихты. На ММК при увеличе-
нии давления под колошником с 10 до
70 80 кПа горизонт удара опустился на
0,2-0,3 м. В последующие годы он вновь
Рис. 2.26. Схема действия подвижных плит
и радиального распределителя:
1 - подвижная плита; 2 - поток шихты; 3 - подвижное кольцо
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
	НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
58
2.5.5.	Изменение кинетической энергии
ссыпающейся шихты
В конце движения по конусу суммарная
энергия поступательного и вращательного движе-
ний частиц шихты, вычисленная по формуле (2.8),
равна величине Ео (рис. 2.27). Во время после-
дующего падения шихта продолжает накапливать
кинетическую энергию за счет увеличения ее вер-
тикальной компоненты без изменения горизонталь-
ной и энергии вращения. В итоге перед ударом о
сгенку колошника суммарный запас энергии дви-
жения достигает величины Е|. В момент удара в
точках касания возникают мгновенные центры
вращения.
а	б
Рис. 2.27. Ссыпание кокса в печь без подачи дутья:
а - траектория падения; б - изменение кинетической энергии Е
потока частиц; в - схема действия сил в момент улара частиц
о стенку; ЗУ - зона удара; £ Е ,Ег ~ значения кинетической
энергии соответственно у кромки конуса, до и после удара
Максимальный запас кинетической энергии
перед ударом о поверхность шихты всегда получа-
ют первые порции загружаемых в печь материалов
По мере ссыпания подачи этот запас уменьшается
по причине повышения горизонта засыпи и скоро-
сти газа в зазоре между кромкой конуса и стенкой
печи.
Во время удара о поверхность материалов
кинетическая энергия сыпучего полностью расхо-
дуется на уплотнение слоя шихты в периферийной
зоне печи, перемещение большого числа частиц по
шероховатой поверхности засыпи и сдвиг значи-
тельного объема материалов ниже этой поверхно-
сти в сторону оси. Относительная затрата энергии
на каждую статью расхода зависит от насыпной
плотности и высоты падения компонентов шихты.
В отсутствие газового потока на переме-
щение частиц по откосу тратится 8-15%
всей кинетической энергии (рис. 2.28), а
главная ее часть расходуется на разруше-
ние шихтовых материалов и структурную
деформацию их слоя. С понижением
уровня засыпи доля потребляемой на фор-
мирование откоса энергии уменьшается.
Описанные закономерности справед-
ливы и при наличии подвижных плит или
радиального распределителя Разница лишь
в том, что зона ударов материалов распо-
ложена выше, чем о стенку колошника.
Затраченная на удар механическая
энергия практически полностью превра-
щается в тепло. Так как в тепло преобра-
зуется и работа сил грения, в конечном
счете вся создаваемая работой скипового
или конвейерного подъемников потенци-
альная энергия материалов переходит в
тепловую энергию, рассеивающуюся в
окружающую среду.
Благодаря полученному на конусе враща-
тельному движению частицы стремятся подняться,
чему препятствует инерция поступательного дви-
жения Результирующая обоих движений направ-
лена вниз и создает вращающий момент относи-
тельно точки касания, под действием которого не-
которые частицы шихты могут получить противо-
положное вращение и сохранить его после столк-
новения с препятствием.
Затрата энергии на разрушение частиц ших-
ты и торможение их начального вращения вызыва-
ет уменьшение общего запаса кинетической энер-
гии сразу после удара о стенку, в связи с чем удар
получается неупругим Причем в работающей печи,
оборудованной двухконусным ЗУ, из-за повышения
зоны удара материалов газовым потоком относи-
тельный расход энергии на удар больше, чем перед
задувкой. По мере дальнейшего падения кинетиче-
ская энергия частиц вновь возрастает благодаря
увеличению вертикальной составляющей поступа-
тельного движения без заметного изменения энер-
гии вращения
Рис. 2 28 Влияние уровня засыпи Н на долю
кинетической энергии, расходуемую
на формирование откоса:
1 - рудных материалов, 2 - кокса
2.5. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ В ПЕЧЬ
59
2.5.6.	Схема работы лоткового
засыпного устройства
Отмеченные выше недостатки двухконусного
ЗУ заставили металлургов в 1970-4 гг. на печах объ-
емом >3000 м3 с широким колошником (8-11 м) на-
чать применение принципиально нового засыпного
устройства, имеющего два накопительных бункера
емкостью 50-75 м3 для компонентов шихты, две па-
ры газоотделительных клапанов (верхних и нижних)
и вращающийся лоток (распределитель). В этом уст-
ройстве функции газоуплотнения и распределения
шихты выполняют разные легко сменяемые узлы и
детали небольшой массы (в сравнении с двухконус-
ным ЗУ) при одновременном существенном улуч-
шении распределения материалов и газов в печи. Из
предложенных конструкций наибольшее распро-
странение получило ЗУ фирмы «Поль Вюрт» (Люк-
сембург) Лоток в нем может вращаться не только
вокруг оси (рис. 2.29), но и наклоняться под углом
0-53° к вертикали или 37 90° к горизонтали, что
позволяет укладывать слой рудных материалов на
желаемом расстоянии от стенки печи.
Рис.2.29. Засыпное устройство
с вращающимся лотком:
1 - разгружающий скип; 2 - приемная воронка,
3 - шихтовая задвижка; 4 - верхний
газоуплотнительный клапан; 5 - бункер;
6 - месдоза; 7 - шихтовый дозирующий затвор;
8 - нижний газоуплотнительный клапан; 9 - сборная
воронка; 10 центральная труба; 11 - редуктор
распределителя; 12 лоток
Кроме перечисленных узлов и деталей лот-
ковые ЗУ имеют стационарную или подвижную
приемную воронку с двумя или одной задвижкой
для поочередного наполнения бункеров рудными
материалами и коксом, течки, дозирующие шихто-
вые затворы в нижней части бункеров, сборную
воронку (центральный бункер) и центральную тру-
бу для направления компонентов шихты на лоток,
электроприводы вращения и наклона лотка, гидро-
систему маневрирования положением приемной
воронки, задвижек, газоотделительных клапанов и
дозирующих шихтовых затворов. Бункера опира-
ются на весоизмерительные устройства (месдозы),
позволяющие контролировать не только массу на-
копленных материалов, но и скорость их истечения
на каждой емкости. ЗУ имеет листовую задвижку
для отделения верхней части от нижней на период
кратковременного ремонта оборудования.
Производительность ЗУ составляет 11-12
подач в час при условии работы обоих накопитель-
ных бункеров. В случае необходимости используют
один бункер, но при этом объем порций сырья и
топлива увеличивают до максимума, чтобы умень-
шать отрицательные последствия снижения пропу-
скной способности тракта шихтоподачи.
Лоток приводят в движение редуктором пла-
нетарного типа, расположенным в купольной части
печи, в зоне действия горячего газа. Чтобы не вы-
горела смазка, редуктор охлаждают до температу-
ры <60сС. Для этой цели используют азот в количе-
стве 4-10 тыс. нм3/ч с ограниченным содержанием
О2 (<5%). В свою очередь, азот перед применением
охлаждают водой в теплообменниках, вследствие
чего в летнее время из-за повышения земпературы
воды расход азота увеличивают.
Распределитель наклоняется благодаря рас-
положенному на его хвостовике ролику, который
катится по торцевой поверхности копира - вра-
щающейся детали конической формы с косым сре-
зом. Когда скорости вращения лотка и копира оди-
наковы, ролик упирается в одну точку копира и
поэтому наклон распределителя не меняется. В
случае различия скоростей лоток наряду с враще-
нием увеличивает или уменьшает отклонение от
вертикали.
Лотковый распределитель имеет рабочий и
дополнительный режимы вращения. На первом ло-
ток делает один оборот за 7 -8 с, на втором - за 20-
22 с. В 1970-х гг. лоток вращали только при опорож-
нении бункеров, вследствие чего в течение одних
суток имелось до 500 включений и торможений при-
вода лотка, вызывающих резкое (в 4 6 раз) повыше-
ние силы электрическо! о гока и появление ударных
нагрузок. В 1980-х гг. от такого способа эксплуата-
ции распределителя отказались, применив более
экономный и безопасный для привода режим непре-
рывного вращения лотка. В этом случае торможение
и пуск распределителя осуществляют только в нача-
ле и конце длительной остановки печи.
Для наиболее гибкого управления газовым
потоком каждый бункер необходимо опорожнять за
12 оборотов лотка. При упомянутой скорости его
Часть 2. СВОЙСIВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
60
F
а
вращения время разгрузки бункера равно 84-95 с.
На дополнительном (секторном) режиме с пони-
женной скоростью вращения распределителя руч-
ным управлением из помещения КИП и возвратно-
поступательным движением порцию рудных мате-
риалов для ликвидации газового канала в слое
шихты можно выгрузить в любой сектор колошни-
ка, кратный 60°.
Загрузку печи шихтой в режиме непрерывно-
го вращения лотка осуществляют следующим обра-
зом. Сначала одним из компонентов через приемную
воронку и открытую задвижку заполняют пустой
бункер с открытым верхним газоотделительным
клапаном, закрытым нижним клапаном и дозирую-
щим шихтовым затвором. Затем закрывают задвиж-
ку и верхний газоотделительный клапан, после чего
в бункер подают сначала лолучистый доменный газ,
а потом азот до небольшого превышения давления в
сравнении с печью и открывают
нижний газоотделительный кла-
пан. После этого содержимое
бункера отделено от печи лишь
шихтовым затвором Все опера-
ции по загрузке бункера и подго-
товке его опорожнения занимают
не более 65 с.
Как только уровень засыпи
достигнет заданной отметки и
будут подняты все 4 зонда, по-
ступает команда «грузить».
Шихтовый затвор открывается,
когда лоток проходит одно из
шести фиксированных положе-
ний, смещенных между собой на 60”. Постоянство
скорости и времени разгрузки бункера обеспечива-
ет система автоматически по показаниям месдоз,
меняя угол раскрытия дозирующего затвора в зави-
симости от объема и гранулометрического состава
порций материалов. После окончания схода шихты
и очистки бункера от пыли током азота закрывают
газонаполнительный клапан, дозирующий затвор и
нижний газоотделительный клапан, давление газа в
бункере снижают до атмосферного Далее следует
открытие верхнего газоотделительного клапана и
шихтовой задвижки. После чего бункер готов к
заполнению новой порцией шихты
Зонды опускают после ссыпания в печь двух
порций материалов, составляющих подачу Дли-
тельность их нахождения на поверхности засыпи в
3 раза меньше, чем при использовании двухконус-
ного ЗУ.
Бпагодаря сравнительно малой продолжи-
тельности заполнения бункера шихтой и его подго-
товки к разгрузке эти операции не лимитируют ра-
боту ЗУ. Нормальная загруженность устройства
составляет 75-80% от максимальной, остающийся
резерв предназначен дпя ускоренной догрузки печи
шихтой, когда она неполна
Движение частиц шихты по вращающемуся
лотку имеет много общего с движением по конусу
ниже кромки чаши, но есть и существенные отли-
чия. Общим является равномерно ускоренное пе-
ремещение под действием земного тяготения с той
разницей, что длина пути относительно свободного
движения по лотку много больше в сравнении с
конусом. Много выше и начальная скорость посту-
пательного движения из-за значительной разницы
уровней дозирующего шихтового затвора и шарни-
ра лотка. Помимо этого наклон распределителя в
процессе ссыпания шихты меняется, тогда как на-
клон образующей конуса остается постоянным
Действие центробежной силы Q на частицы
сыпучего можно определить сравнением непод-
вижного лотка (рис. 2.30. а) с вращающимся (рис.
2.30 б, в) при условии, что наклон их поверхности к
горизонту отвечает углу внешнего трения сыпучего
(р. В этом случае сдвигающее усилие Т равно силе
трения F, из-за чего весь слой материалов покоится
на лотке в состоянии предельного равновесия.
Рис. 2.30. Схема действия центробежной силы Q на неподвижную частицу
сыпучего, находящуюся на поверхности лотка (G - сила земного тяготения,
другие обозначения - в тексте)
Поскольку ось вращения распределителя
вертикальна, центробежная сила направлена гори-
зонтально, ее значение пропорционально массе
частиц т, радиусу их вращения г и квадрату угло-
вой скорости со.
Q = mrw2.
Рассматриваемая сила образует сдвигающую
нагрузку Г с одновременным уменьшением преж-
них значений нормального давления N и силы тре-
ния F соответственно до N и F . В итоге частицы
сыпучего выходят из неподвижного состояния и
начинают ускоренное движение вниз по лотку
При постоянном значении со увеличение г
благодаря отклонению поверхности лотка от верти-
кали повышает горизонтальную компоненту скоро-
сти и кинетической энергии потока шихты без из-
менения вертикальной. Из-за этого траектория
движения потока частиц после схода с вращающе-
гося лотка (рис. 2.31) более полога в сравнении с
неподвижным, а расстояние от кромки лотка при
минимальном его наклоне к горизонту значительно
больше кольцевого зазора в двухконусном ЗУ.
Опускание кромки лотка уменьшает горизонталь-
ную компоненту^ кинетической энергии потока час-
тиц и увеличивает вертикальную вследствие со-
кращения силы внешнего трения.
2.5. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ В ПЕЧЬ
61
Рис. 2.31 Ссыпание шихты с вращающегося лотка
(вид сбоку, сверху и поперечное сечение):
1 - поток шихты; 2 - след потока на поверхности
засыпи
Во время движения по лотку частицы шихты
сдвигаются к борту, противоположному вращению
распределителя, вследствие чего поперечное сече-
ние потока становится трапециевидным или даже
треугольным. Из одновременно поступающих ма-
териалов первыми покидают лоток наиболее круп-
ные, за ними следует шлейф мелких частиц. Вслед-
ствие пологой траектории и удлиненного пути
движения сегрегация материалов по крупности во
время загрузки в печь развита в лотковом ЗУ зна-
чительно больше, чем в двухконусном.
Для управления газовым потоком площадь
колошника делят на 10 равновеликих колец, к ко-
торым часто добавляют ось печи. В результате по-
лучают 11 угловых положений лотка, счет которым
ведут от оси печи. Каждое положение (станцию)
вычисляют из условия, чтобы траектория падения
шихты пересекалась с серединой соответствующе-
го кольца. Результаты расчетов корректируют из-
мерениями на стенде или в период загрузки шихты
перед задувкой Благодаря вращательному движе-
нию лотка частицы рудных материалов с высокой
кажущейся плотностью отбрасываются от оси печи
дальше частиц кокса, особенно для угловых поло-
жений 11-7. В зависимости от уровня засыпи пер-
вые 2 станции могут обеспечить удар потока ших-
ты о стенку печи, тогда как другие формируют гре-
бень слоя дальше от колошниковой защиты
Конструкция ЗУ дает возможность содержи-
мое любого бункера укладывать по одному кольцу
или 2-4. Последний режим является наиболее рас-
пространенным, так как позволяет гибко менять
значение рудной нагрузки на кокс но радиусу печи.
Для получения равномерного окружного распреде-
ления каждую порцию материалов ссыпают за 12,
6, 4 или 3 оборота лотка с обеспечением минималь-
ной разницы радиальных положений распределите-
ля в начале и конце опорожнения бункера. С этой
же целью точки начала ссыпания шихты меняют по
определенной программе, а также контролируют
постоянство массы материалов, укладываемых в
каждом кольце
В условиях раздельного опускания компо-
нентов шихты термин «система загрузки» теряет
смысл, а термин «подача» становится условным,
означающим только массу двух соседних порций
топлива и сырья. Более важное значение приобре-
тает цикл загрузки — систематически повторяющая-
ся совокупность порций материалов, ссыпаемых в
печь по заданным траекториям для обеспечения
желаемого распределения газов. Ниже в качестве
примера приведен цикл загрузки, успешно приме-
нявшийся на печи №6 Новолипецкого металлурги-
ческого комбината:
К-9-6	К-5-2	К-9-6	К-9-3	К-9-6	К-5-2	К-9-6
Р-7-5	Р-8-5	Р-7-5	Р-8-5	Р-7-5	Р-8-5	Р-8-4
Буквами обозначен материал, цифрами - диа-
пазон станций лотка. Если, например, указан диапа-
зон 8-5, то материал поступает в печь на 8, 7, 6 и 5
угловых положениях распределителя. Цикл начина-
ют с загрузки кокса, затем следуют рудные материа-
лы. В приведенном примере чередование компонен-
тов шихты следующее: К-9-6, Р-7-5, К-5-2, Р-8-5 и
т.д. Изредка практикуют загрузку порций кокса в
осевую зону при вертикальном положении лотка.
Цикл обычно состоит из 6-13 порций шихты.
Движение лотка в сторону оси часто чередуют с его
перемещением в обратном направлении с целью
образования в слое шихты сложных каналов для
прохода газов. При угловых положениях лотка
10-11 обеспечивается периферийная загрузка ших-
ты с наличием осевой воронки, при 1-2 - осевая с
образованием откоса конической формы. Обычно
цикл загрузки выбирают таким, чтобы поверхность
материалов на большей части площади колошника
мало отличалась от горизонтальной. Многие узлы и
детали лоткового ЗУ истираются шихтой. Для уве-
личения срока службы их изготавливают из изно-
состойких марок чугуна и стали или футеруют ли-
тыми плитами. В частности, износостойкими чу-
гунными плитами защищают внутреннюю поверх-
ность приемной воронки, течек, бункеров, цен-
тральной воронки, центральной грубы и лотка. По-
следний узел работает в тяжелых условиях и по-
этому имеет низкую стойкость (6 8 мес). но воз-
можность заменить его новым в течение одной 8-
часовой рабочей смены без применения монтажной
тележки большой i рузоподъемности оправдывает
использование лотковых ЗУ. Ведется работа по
увеличению стойкости лотка до 1,5 лет.
Главным преимуществом рассматриваемого
устройства является существенное улучшение рас-
пределение газов, позволяющее снизить расход
кокса на 5-10 кг/т чугуна. К числу недостатков от-
носятся: увеличенная на 2-2,5 м общая высота по
сравнению с двухконусным ЗУ, необходимость
охлаждения редуктора распределителя и возни-
кающее иногда кострение материала в нижней час-
ти бункеров. Первый недостаток требует дорого-
стоящей реконструкции печи для установки лотко-
вого устройства, второй увеличивает эксплуатаци-
онные расходы и затрудняет использование в ших-
те большого количества горячего агломерата. Кост-
рение устраняют удалением из шихты наиболее
крупных кусков агломерата и кокса
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Рост высоты и наличие вращающегося лотка
повышают разрушение частиц шихты в новых ЗУ,
но их преимущества несомненны. По этой причине
в 1960-х гг. лотковые распределители начали уста-
навливать и на печах среднего объема
2.5.7.	Вынос колошниковой пыли
Покидающий доменную печь газовый поток
уносит с собой наиболее мелкие частицы рудных
материалов и кокса, которые являются главными
компонентами колошниковой пыли. Кроме них в
состав пыли входят тонкодисперсные продукты кон-
денсации некоторых веществ, испаряющихся в зоне
высоких температур и переходящих в твердое со-
стояние в зоне умеренного нагрева. Проходя через
аппараты грубой, полутонкой и тонкой очистки (пы-
леуловитель, скруббер, трубу Вентури и дроссель-
ные клапаны), газ теряет до 98% начального содер-
жания твердых частиц. При этом 70-75% всей их
массы оседает в пылеуловителе, а оставшаяся часть
уносится водой, применяемой в аппаратах полутон-
кой и тонкой очистки для охлаждения газа и удале-
ния из него наиболее мелких фракций пыли. Часть
очищенного в скруббере газа по отдельному газо-
проводу подаю г на колошниковую площадку для
заполнения межконусного пространства или накопи-
тельных бункеров перед загрузкой шихты в печь
Порошкообразные и пылевидные частицы
уносятся из печи, когда их масса меньше динами-
ческого напора восходяще! о газового потока. Мак-
симальный размер круглых пылинок можно опре-
делить по выражению, м
где С - безразмерный коэффициент сопротивле-
ния (0,4<С<0.6);
v - скорость газа при фактических значения
температуры и давления, м/с;
р плотность газа в этих же условиях, кг/м3;
уп - кажущаяся плотность частиц пыли, т/м .
Вынос колошниковой пыли, измеряемый в ки-
лограммах на 1 г чугуна, и ее гранулометрический
состав определяются следующими факторами: коли-
чеством мелких частиц, поступающих в печь с ших-
товыми материалами или образующихся в верхней
части шахты в результате разрушения крупных кус-
ков сырья и топлива; скоростью и давлением газов в
местах выделения пыли; конструкцией засыпного
устройства и характером хода печи Для большинст-
ва доменных печей выше поверхности засыпи
v - 1,6-2,5 м/с. р = 1,25-1,28 кг/м3 кажущаяся плот-
ность частиц кокса и рудных материалов равна соот-
ветственно 1,0-1,1 и 3,9-4,2 т/м3. В этих условиях
максимальный размер пыпинок, уносимых газовым
потоком в паузах между загрузкой шихты, определя-
ется размером частиц кокса и достигает 0.3 мм, а
крупность частиц рудных материалов не превышает
0,08 мм
Интенсивность выноса и размер частиц пыли
значительно увеличиваются во время ссыпания
подачи с большого конуса, когда через поток ших-
ты проходит поток газа, а ссыпавшиеся материалы
перемещаются по поверхности засыпи. Об этом
можно судить по массе пыли, уловленной в течение
15 с ниже кромки опущенного конуса на одной из
доменных печей ММК с помощью горизонтальной
трубы и небольшого пылеуловителя:
Расстояние от стенки, м	0,25	1,25
Вынос пыли, г:		
во время ссыпания подачи	355	159
в середине паузы	141	63
то же в конце	37	47
Резкий рост содержания пыли в ближайшей к
стенке колошника точке измерений (она располо-
жена за внешней границей движущегося потока)
свидетельствует, что при ровном ходе печи в ко-
лошниковую пыль входил большие количество
мелких частиц сырья и кокса, уносимых газом из
потока ссыпающихся материалов. Наиболее круп-
ные из выдуваемых частиц ударяются о верхнюю
коническую часть колошника и скатываются на
поверхность засыпи сразу после ссыпания подачи,
а наиболее мелкие выносятся в газоотводы. По-
скольку вынос пыли легче всего осуществим в рас-
положенных под газоотводами секторах печи, этим,
возможно, и вызвано более частое возникновение
здесь участков в столбе шихты с пониженным со-
противлением движению газов (газовых каналов).
На ММК в 1984-1987 гг. крупность боль-
шинства частиц пыли не превосходила 0,5 мм:
Фракция, мм	>1,0	1,0- 0,5	0.5- 0,2	0,2- 0,10	0.10- 0,05	0,05- 0
Содержание, %	0.4	4,3	20,9	30,0	29.4	15.0
Насыпная плотность колошниковой пыли со-
ставила 1,35-1,68 т/м3. Ее изменение обусловлено
различным соотношением рудных материалов и
кокса, а также непостоянством гранулометрическо-
го состава: в мелких фракциях доля рудных мате-
риалов всегда больше, чем в крупных. По данным
химического анализа в пыли содержалось 13 20 %
кокса, а оставшуюся часть представляли частицы
рудных материалов и продукты испарения из зоны
высоких температур.
Ниже приведен химический состав пыли П
из пылеуловителей доменных печей ММК и шлама
Ш из системы мокрой очистки газа после вакуум-
ной фильтрационной установки (1990 г ), %:
	Fenf,rn	FeO	SiO2	А12О,	СаО	MgO	S	Zn	С
П	46.0	11.7	7,2	2.00	7.5	1,91	0,43	0,35	13.0
Ш	51,2	Н,2	5,5	1 65	5.5	1,55	0.26	0.56	10,2
В системе мокрой очистки газа уловлено 36%
всей массы пыли, вынесенной из доменных печей.
Сравнение химического состава колошнико-
вой пыли с составом частиц рудных материалов
фракции 1-0 мм перед их загрузкой в печь и после
неполного восстановления в верхней части шахты
показало наличие в колошниковой пыли 20-25% час-
тиц, выдутых из столба шихты В связи с этим окси-
ды железа колошниковой пыли содержат на 6-8%
меньше кислорода, чем загружаемое в печь сырье.
2.5. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ В ПЕЧЬ
63
Из столба шихты выдувается в основном
фракция < 0,2 мм, а более крупные частицы оста-
ются в слое (рис. 2.32). Сохраняется здесь и неко-
торая доля частиц 0,2-0 мм, заполняющих боль-
шинство наружных пор агломерата и кокса. При
неровном ходе печи количество пыли, оседающей в
пылеуловителях, увеличивается за счет дополни-
тельного выноса порошкообразных частиц из глу-
бинных зон потока материалов и разрушения кус-
ков шихты при ее обрывах. В зависимости от при-
чины и степени расстройства хода в пыли возраста-
ет доля частиц кокса или рудных материалов, а
также меняется ее гранулометрический состав.
Крупность частиц, мм
Рис 2 32. Гранулометрический состав:
а - колошниковой пыли; б - частиц шихты фракции
1-0 мм из верхней части шахты (числа на графике -
содержание окатышей в рудных материалах, %)
Количество и гранулометрический состав
колошниковой пыли в большой мере зависят от
качества подготовки сырья к доменной плавке.
Например, в одном случае применения на ММК
недостаточно обожженных офлюсованных ока-
тышей, интенсивно разрушавшихся в процессе
восстановления, вынос пыли увеличился с 37 до
56 кг/т чугуна При этом содержание частиц, вы-
дутых газом из верхней части шахты, возросло с
24 до 45%, средняя крупность пыли уменьшилась
с 0,14 до 0,09 мм.
Многие частицы колошниковой пыли
обладают абразивными свойствами. Поэтому с
увеличением запыленности газа срок службы
двухконусного ЗУ значительно снижается
вследствие износа контактной поверхности между
конусом и чашей (запыленный газ истирает эту
поверхность во время загрузки шихты на большой
конус, когда межконусное пространство соединено с
атмосферой и разность давлений газа по длине
контактной поверхности равна избыточному
давлению колошникового газа). Продолжительность
службы контактной поверхности составляет 10-
12 мес, после чего доменную печь останавливают на
капитальный ремонт Ш разряда длительностью
4-5 сут для полной замены ЗУ.
На печах с лотковым ЗУ газовый поток не
проходит через слой осыпающейся шихты, вслед-
ствие чего вынос пыли при прочих одинаковых
условиях меньше, чем на печах с двухконусным
устройством.
2.6. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ
НА КОЛОШНИКЕ
2.6.1. Уплотнение столба шихты
во время загрузки подач
разрыхления уплотненной части столба шихты до-
полнительно отклоняется в сторону оси колошника.
Наибольшую величину ударный импульс
имеет в начале заполнения пустой печи шихтой
после капитальных ремонтов I и II разрядов
Как отмечалось выше, на печах сред-
него объема суммарная масса одной подачи
достигает 20-40 т. Ссыпаясь в печь, ее
компоненты ударяют о поверхность засыпи
в течение 6-7 с по узкому периферийному
кольцу с малым отношением ширины к
длине. Возникающая при этом ударная
волна кроме вертикального направления
распространяется в другие стороны, увели-
чивая боковое давление и сдвигая часть
материалов в сторону оси (рис. 2.33). Вы-
зываемое ударом вертикальное напряжение
ов исчезает сразу после ссыпания подачи,
тогда как боковое об плавно уменьшается
в течение 40-50 с и полностью устраняется
к началу опускания периферийной части
поверхности засыпи. Газовый поток во
время ссыпания подачи и последующего
Рис. 2.33. Распределение вертикального Ов и бокового Об на-
пряжений в слое шихты во время ссыпания подачи (заштрихо-
ванный участок - зона структурной деформации):
а - вдоль линии А-А; б - по радиусу печи на горизонтах 1-Ш
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
 НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
64
С целью уменьшения энергии удара загрузку
руды и кокса в этот период ведут раздельно
(KKKj, РР1). Тем не менее, удары многих порций
материалов до предела уплотняют весь столб ших-
ты и создают большое препятствие его опусканию
в первые 5-8 ч после подачи дутья.
В работающей печи под действием ударного
импульса периферийный слой шихты оседает на
величину Ah, которая за пределами зоны наиболее
значительной структурной деформации находится в
обратной зависимости от расстояния h до поверх-
ности засыпи: ДЛ = Alh, где А - коэффициент
пропорциональности, характеризующий величину
оседания сыпучего при h=l. Измерение Ah по оси
зонда показало следующий результат:
h, м	2,4	3,4	4,4
Ah, мм	82	60	39
В период исследования вертикальный сдвиг
столба шихты в момент опускания большого кону-
са наблюдали регулярно. Он отсутствовал или имел
малое значение только в случаях, когда ссыпанию
подачи предшествовал небольшой обрыв шихты,
уплотнявший ее слой.
Регулярную информацию о поведении ших-
ты в периферийной части колошника дают механи-
ческие зонды - уровнемеры По наблюдению на
одной из печей за сходом 18 подач среднее время
(пауза) между опусканиями большого конуса рав-
нялось 5 мин 40 с, средняя высота слоя материалов
составила 0,56 м. В течение 48 с после загрузки
подачи поверхность засыпи в периферийной зоне
была неподвижной (рис. 2.34), опускался и разрых-
лялся только расположенный ниже слой шихты.
Вычисленная по времени задержки схода материа-
лов средняя высота их оседания (79 мм) во время
загрузки подач оказалась близкой к данным приве-
денных выше измерений. За время схода одной
порции шихты фиксировали до 40 мелких толчков
в ее опускании, не отмечаемых на зондовых диа-
граммах.
Рис. 2.34. Фрагмент зондовой диаграммы
при ровном ходе печи
1,2- положение горизонта засыпи Н до и после
загрузки подачи; 3 - задержка схода материалов
из-за их уплотнения; 4 - подъем и опускание
зондов, т - пауза между загрузкой подач
Следствием ударного импульса является
кратковременное увеличение падения напора газа в
верхней половине шахты, вызываемое уменьшени-
ем порозности шихты Измерения в слоях постоян-
ной высоты на различном удалении от поверхности
засыпи показали быстрое сокращение кратковре-
менных колебаний давления газа (газовых толчков)
в направлении горизонта фурм. При загрузке агло-
мерата ударная волна рассеивалась на глубине 6 м
от поверхности засыпи, при загрузке окатышей и
сварочного шлака - более 7 м. В первом случае
газовый толчок достигал 12-14% величины верхне-
го перепада (в слое высотой 7 м от поверхности
засыпи), во втором - 16—18%.
В условиях применения лоткового ЗУ из-за
большой продолжительности опорожнения бункера
(84-96 с) и непрерывного перемещения струи мате-
риалов в окружном и радиальном направлениях
ударный импульс невелик и поэтому не оказывает
существенного влияния на порозность верхней час-
ти столба шихты.
2.6.2.	Наклон откоса
Присущая двухконусному ЗУ периферийная
загрузка шихтовых материалов вызывает образова-
ние на колошнике печи воронкообразного откоса,
наклон которого к горизонту (а, град) существенно
влияет на распределение газов по радиусу верхней
части шахты.
В 1885 г. видный французский металлург
А. де Ватер опубликовал результаты опытов по
определению угла откоса железной руды и кокса на
модели колошника диаметром 3,2 м. По его дан-
ным, поверхность слоя руды представляла поверх-
ность опрокинутого конуса с наклоном образую-
щей к горизонту а = 34”, близким к углу естествен-
ного откоса (36-^40"), тогда как угол откоса конуса
при неоднократном повторении опыта составил
всего лишь 26е вместо 43-44” вне печи. И хотя при-
чина отклонения осталась неясной, данные де Ва-
тера стали позднее использовать во многих теоре-
тических схемах и расчетах распределения шихты
на колошнике. Сущность их заключалась в том, что
в связи с превышением угла откоса руды над углом
откоса кокса наибольшая концентрация руды в пе-
чи находится вблизи стен, а горючего - у оси
Вследствие этого повышение объема и массы пода-
чи должно способствовать увеличению сосредото-
чения сырья в центральной части колошника, а
уменьшение - загрузке периферии.
Измерения на колошнике промышленных
печей в период заполнения шихтой перед задувкой,
выполненные в 1928-1941 гг. главным образом в
СССР и США, подтвердили наличие положитель-
ной разности между углами откоса руды и кокса,
хотя значения обоих углов во многих случаях су-
щественно отличались от найденных де Ватером.
Наряду с этим обнаружили новую особенность в
формировании слоев руды и кокса - уменьшение
их наклона по мере понижения уровня засыпи
Теоретический анализ причин такого явления
выполнил Н.Л.Гольдштейн (1940 г.), предложив-
2.6. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ НА КОЛОШНИКЕ
65
ший для описания изменений угла откоса шихты
формулу:
tga = lg<p0-k	(2.10)
К
’де к - доля кинетической энергии, расходуемой
на формирование откоса;
h - высота падения материалов, м;
R - радиус колошника, м.
Последнее равенство учитывает влияние на
значение а высоты падения материалов с конуса и
ширины колошника, но относится только к услови-
ям загрузки шихты перед задувкой, когда газовый
лоток отсутствует В работающей печи всегда име-
ется восходящий поток газа, существенно влияю-
щий на распределение сырья и топлива.
На рис. 2 35 показана схема воронкообразно-
го откоса, образуемого периферийной загрузкой
частиц одинакового размера.
Вершина откоса расположена у стенки, в свя-
зи с чем длина его основания равна радиусу ко-
лошника R. Перед ударом о слой шихты частицы
имеют поступательное и вращательное движения,
«чммарная энергия которых равна энергии свобод-
ного падения с высоты Н. После удара они равно-
мерно распределяются по всей поверхности откоса,
лроходя в среднем путь протяженностью.
/ = (1- 1/V2)R = 0,293R .	(2.11)
Рис. 2.35. Схема откоса шихты в доменной печи:
R - радиус колошника; I - горизонтальная проекция
среднего пути движения частиц, a - угол откоса;
у о “ насыпная плотность шихты; Др - градиент
потери напора газа
Согласно одному из основных законов приро-
ды - принципу наименьшего действия газовые струи
перемещаются в шихте по пути наименьшего сопро-
тивления и выходят из слоя перпендикулярно к его
поверхности. По этой причине кроме вертикальной
компоненты Др градиент потерь напора газа вблизи
поверхности засыпи имеет горизонтальную компо-
ненту Aptga, облегчающую перемещение частиц по
? скосу. Соотношение градиента Др и насыпной
плотности шихтовых материалов у() характеризуют
у помянутые выше (п 2 4) критерии ку и Г.
Приравняв участвующую в формировании
эгкоса кинетическую энергию сыпучего к работе
сил трения по перемещению частиц по откосу и
решив полученное уравнение, можно записать.
tga = f'(l-ky)-3,41k£,	(2 12)
R
где foz - коэффициент внутреннего трения сыпуче-
го при наличии газового потока;
к - доля кинетической энергии, затрачиваемой
на перемещение частиц.
Из равенства следует, что при одинаковом
значении R угол откоса а зависит главным образом
от критерия устойчивости слоя (1 - kJ и высоты
падения материалов. Причем критерий ку влияет на
оба сомножителя первого слагаемого, но в разной
степени. В самом деле, согласно упомянутым выше
(см. п. 2.4) лабораторным опытам
f(, = f0(l -0,18kv), в связи с чем главной причиной
уменьшения а служит горизонтальная составляю-
щая градиента напора газа Aptga, тогда как сокра-
щение величины f0' из-за разрыхления слоя сыпу-
чего газовым потоком действует в несколько раз
слабее и поэтому является дополнительной причи-
ной снижения угла откоса. В случае ky = 1 откос
материалов исчезает (а - 0) вследствие образования
кипящего слоя.
Для проверки действия критерия ку на на-
клон откоса в модель колошника доменной печи
посредством воронки и конуса засыпали зернистый
материал с углом естественного откоса а0 = 36°30
В одном опыте загрузку вели в потоке воздуха, в
другом - дутье подавали после заполнения модели
сыпучим.
Так как высота падения частиц отличалась от
ноля, начальный наклон откоса в обоих экспери-
ментах был меньше значения at. и оставался посто-
янным до kv = 0,14-0,15 (рис. 2 36) В дальнейшем
на угол откоса влиял только газовый поток, причем
в первом опыте величина а определялась значени-
ем foz, во втором - значением f0. Для ку - 0,60 на-
клон откоса в первом и втором опытах составлял
соответственно 18 и 23°30', коэффициент f0' от-
вечал уравнению
fo'=f0(l-0,184ky),
близкому к упомянутому выше. В общем сокраще-
нии работы сил трения при формировании откоса
сыпучего доля более рыхлого расположения зерен
составила 26,5 %, остающаяся часть обязана гори-
зонтальной составляющей градиента потерь напора
газа. При значении ку =0,96-0,98 возникал про-
дув воздухом слоя частиц и начиналось бурное ки-
пение сыпучего.
Опыты подтвердили зависимость угла откоса
шихты от высоты падения с конуса и критерия ку.
Они показали, что наклон с поя материалов равен
минимальной величине, отвечающей действию лю-
бого из этих факторов. С понижением уровня засы-
пи влияние газового потока на наклон откоса
уменьшается.
В обычных условиях работы доменных печей
kY =0,35-0,50. Оно в большей мере зависит от
количества дугья, температуры и давления колош-
Часть 2 СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
66
никового газа, гранулометрического состава и на-
сыпной плотности компонентов шихты Естествен-
но, что все эти факторы существенно влияют на
наклон откоса материалов после их загрузки в печь.
Рис. 2.36. Влияние критерия ку на угол наклона
откоса сыпучего а в модели колошника доменной
печи по опытам И.И Морева (1954 г.):
1 - загрузка в восходящем потоке дутья;
2 - подача дутья после загрузки
Изложенные закономерности, в первую оче-
редь, относятся к печам с обычным двухконусным
засыпным устройством. Но они применимы и для
агрегатов с лотковым ЗУ, если циклом загрузки
предусмотрено образование осевой воронки.
Расположение материалов во время заполне-
ния печи шихтой перед задувкой измеряли на по-
верхности засыпи в перерывах между опусканием
колош и лишь в отдельных случаях - с помощью
трубы и груза (рис. 2 37). В работающих печах
пользовались только этим устройством, определяя
положение поверхности рудных материалов и кок-
са на удалении 0,25; 1,25; 2,25 и 3,25 м от стен ко-
лошника сразу после опускания подач. Угол откоса
вычисляли по данным измерений в первой и третъ-
ей точках; итоги определения у оси не использова-
ли из-за образования здесь смеси материала и зна-
чительного во многих случаях ее разрыхления га-
зовым потоком (груз проваливался в шихту).
кромки опущенного конуса имелось резкое изме-
нение наклона слоев кокса и железной руды, отве-
чающее зоне удара о стенку колошника при коль-
цевом зазоре L = 0,90 м. Полученные А. де Ватером
значения угла откоса кокса близки к измеренным
при условии, что поверхность слоя топлива у стен-
ки печи находились немного выше зоны его удара о
стенку, а руду загружали на кокс, как это было
принято в прошлом столетии. Сравнительно боль-
шая величина угла наклона руды обязана повы-
шенному расходу кинетической энергии на струк-
турную деформацию кокса и меньшей ее затрате на
формирование собственного слоя (см. рис. 2 28).
Рис. 2.38. Влияние высоты падения материалов
с конуса II при отсутствии газового потока
на угол откоса:
а железной руды; б - кокса
Как уже отмечалось, в работающей печи из-
за отклонения газовым потоком ссыпающихся с
конуса материалов зона их удара о стенку распо-
ложена на 1,0-1,2 м выше, чем в отсутствие дутья.
После увеличения давления газов зона удара
опустилась, а угол откоса агломерата и кокса воз-
рос (рис. 2.39). Из-за влияния газового потока раз-
ность наклонов откоса до и после удара материалов
о стенку в действующем агрегате значительно
меньше, чем перед задувкой, особенно при низком
давлении под колошником
Рис. 2.37. Устройство для измерения рельефа и
скорости опускания поверхности засыпи:
1 - подвижная труба, 2 сальник; 3 - задвижка;
4 - конус в опущенном положении;
5 - трос; 6 - груз
Рис. 2.39. Зависимость угла откоса шихтовых
материалов а от уровня засыпи Н и избыточного
давления колошникового газа, кПа:
I - кокс. 10; 2 - кокс, 30, 3 - кокс, 50; 4 - кокс, 70;
5 - агломерат, 60, 6 - окатыши, 130; 7 - агломерат, 10
Результаты исследований перед задувкой
(рис. 2.38) подтвердили вывод об уменьшении угла
откоса шихтовых материалов по мере понижения
горизонта засыпи. На расстоянии 2,2 и 2,5 м от
2.6. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ НА КОЛОШНИКЕ
67
В отсутствие газового потока понижение го-
ризонта засыпи на 1 м уменьшало значение а для
рудных материалов и кокса на 1,3-1,5°, в дейст-
вующих печах - на 10-17°. Это означает, что оди-
наковая затрата кинетической энергии позволяет
при наличии потока газа перемещать по откосу
больше шихтовых материалов, чем без него.
При использовании сырья с высоким содер-
жанием мелких частиц наклон его слоя па колош-
нике часто бывает меньше наклона кокса. Об этом
свидетельствуют результаты измерений А Н.Редько
(1948 г.) на Кузнецком металлургическом комбина-
те (КМК) в период работы доменных печей с низ-
ким давлением газа
Высота падения с конуса, м	0,6	1.0	1,5	1,8	2.1	2,4
Наклон откоса: руды	18°18'	15°05’	12°25'	9°40'	14’50'	10°40'
кокса	20°40‘	20°45’	19°	15°	24°05‘	17°40'
Вследствие малого наклона слоя руды значи-
тельное количество ее частиц достигало оси ко-
лошника
Отклонение газового потока в сторону вер-
шины осевой воронки уменьшает критерий к, в
периферийной зоне колошника и увеличивает в
центральной. Главным образом из-за этого наклон
откоса вблизи оси работающей печи существенно
отличается от наклона у стенки по сравнению с
итогами измерений перед задувкой (рис. 2.40) Ис-
кривление поверхности засыпи начинается в осевой
зоне, где образуется участок с минимальным на-
клоном к горизонту. С увеличением количества
дутья он расширяется в направлении стенки печи.
Расстояние от стенки, м
Рис. 2 .40. Форма поверхности агломерата (а)
и кокса (б) на колошнике доменной печи
по измерениям.
1 - без подачи дутья; 2 - на полном дутье
Опыты на модели в условиях расхода дутья
показали наличие периодических обрушений пери-
ферийного слоя частиц в осевую зону, вследствие
чего прямолинейная образующая откоса постепен-
но становится криволинейной, близкой к квадра-
тичной параболе и пи цепной линии. Причиной об-
рушений служит неравенство значений коэффици-
ентов трения покоя и движения сыпучих
(fn0K >	), в связи с чем нарушение статического
равновесия любого объема частиц тотчас вызывает
уменьшение силы трения и ускоренное перемеще-
ние этого объема в сторону основания откоса. В
первое время новый откос с пониженным наклоном
к горизонту имеет достаточный запас устойчиво-
сти, но дальнейшее повышение расхода дутья при-
водит к его очередному обрушению.
В печах с лотковым ЗУ форму поверхности
засыпи и глубину осевой воронки можно менять,
загружая часть шихты в промежуточную или осе-
вую зоны колошника. Благодаря этому появилась
дополнительная возможность управлять распреде-
лением газов по радиусу печи. Ее реализуют, при-
меняя тот или иной цикл загрузки шихты.
Для правильной оценки характера распреде-
ления материалов и газов в печах с двухконусным
ЗУ всю площадь поперечного сечения целесооб-
разно делить на три равные части - периферийную,
промежуточную, осевую - с границами на удале-
нии от стенки печи в долях радиуса 0,18R и 0,42R.
2.6.3.	Деформация поверхности слоя кокса
рудными материалами
Вызвана высокой насыпной плотностью руд-
ных материалов (1,6- 2,1 т/м3 против 0,45-0,50 у
кокса), приобретающих во время ссыпания в печь
большой запас кинетической энергии. В момент
удара о засыпь часть энергии передается кускам
загруженного ранее кокса, приводя их в движение.
В итоге значительная доля горючего смещается из
прилегающей к стенке части радиуса колошника в
промежуточную и осевую зоны, а рудные материа-
лы занимают освободившийся объем
По своей физической сущности этот процесс
подобен оползню - распространенному в природе
явлению, при котором под действием внешних или
внутренних сил нарушается равновесие грунтового
массива и некоторая его доля смещается к основанию
откоса Потенциальная энергия деформируемого слоя
уменьшается, расходуясь на преодоление сил трения.
По данным В.В.Куликова (1980 г), линия сдвига бор-
тов карьеров отвечает квадратичной параболе
В = 0.065Z2,
где Z - высота борта;
В - его горизонтальная проекция.
Первым деформацию слоя кокса железной ру-
дой заметил А. де Вагер во время упомянутых выше
экспериментов на модели колошника. С тех пор уп-
лотнение слоя кокса и его сдвиг в сторону оси неод-
нократно отмечали на моделях и во время заполне-
ния печи шихгой перед задувкой, когда имелась
возможность в одном из секторов колошника уда-
лить загруженные на кокс рудные материалы и по-
вторно определить рельеф поверхности горючего. В
работающей печи это явление не изучено из-за не-
возможности измерить очертание поверхности кокса
после ссыпания рудных материалов.
Часть 2 СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
68
Согласно измерениям перед задувкой кривизна
поверхности слоя кокса после ссыпания руды невели-
ка и ею можно пренебречь, приняв исходный и де-
формированный откосы прямолинейными (рис. 2.41).
Тогда для определения наклона последнего при от-
сутствии газового потока пригодно выражение
tga'=tg(p0-3,41k^-~,	(2.13)
К к.
где Н - высота падения рудных материалов;
Р, К - массы рудной и коксовой частей по-
дачи, т
Из последнего равенства следует, что наклон
деформированного слоя кокса уменьшается по мере
понижения горизонта засыпи и роста отношения
P/К. Помимо этого, на степень деформации влияет
насыпная плотность и крупность частиц рудных
материалов. Так как максимальный запас кинетиче-
ской энергии получают первые порнии загружае-
мого в печь сырья, они и смещают основную часть
Рис. 2 41. Схема деформации слоя кокса рудными
материалами: I - поверхность кокса до загрузки
руды; 2 - то же после загрузки, 3 - руда
Измерения перед задувкой доменных печей
(рис. 2.42) подтвердили увеличение степени де-
формации поверхности слоя кокса сырьем
Дак = ак -ак с понижением уровня засыпи, выявив
заметное изменение этого
немного ниже зоны удара
Рис. 2 42 Зависимость
разности углов откоса
кокса Да до и после
К
ссыпания руды от уровня
засыпи Н по измерениям
перед задувкой
доменных печей
показателя на участке
рудных материалов о
стенку печи Градиент
уменьшения угла от-
коса с понижением
горизонта засыпи на 1
м составил 4", что
превосходит соответ-
ствующий градиент
до ссыпания рудных
материалов (1,3-1,5 °)
примерно в 2,8 раза и
приблизительно соот-
ветствует отношению
P/К в последней ших-
те задувочного пе-
риода
По лабораторным опытам НП.Сысоева
(1979 г.) величина деформации слоев топлива и
сырья в большей мере зависит от критерия аэроди-
намической устойчивости слоя Г = (1-ку). При
равенстве этих критериев для кокса и агломерата
(Г = Г = 0,47) последний смешал в осевую зону
кокс (рис. 2.43), образуя на площади 10 12 % смесь
агломерата с преобладанием топлива. Деформация
агломерата коксом была небольшой и мало отлича-
лась от ошибок экспериментов. Увеличение круп-
ности кокса при одновременном уменьшении раз-
мера частиц агломерата изменило значения крите-
рия устойчивости слоя соответственно до 0,68 и
0,39. Вследствие возросшей подвижности агломе-
рата смещение его частиц коксом в сторону оси
печи существенно возросло
Рис. 2.43. Влияние критериев устойчивости кокса
Г и агломерата 1 на деформацию поверхности:
а - кокса; Г /Г -1;
б - агломерата; Г/'7Г/ = 0,5 ; 1,2- поверхность
кокса до и после загрузки агломерата;
3,4 - поверхность агломерата до и после загрузки
кокса
Последние опыты показали вторую причину
регулярного присутствия в осевой части колошника
значительной массы рудных материалов при ис-
пользовании в доменной плавке недостаточно под-
готовленного сырья (первой является низкий в
сравнении с коксом наклон откоса руды или агло-
мерата).
Наибольшая деформация горючего имелась в
древесно-угольных печах главным образом из-за
малой насыпной плотности и высокой уминки топ-
лива. Согласно измерениям Г.С.Матвеева (1940 г.),
понижение угла откоса древесного угля после ссы-
пания на него железной руды с высоты 1.85 м дос-
тигало 7-13“ против 5" для кокса. Применение в
этих условиях двухконусных ЗУ приводило к чрез-
мерной загрузке рудой периферийной зоны и осво-
бождению от нее центра Поэтому в древесно-
угольных печах использовали другие конструкции
ЗУ, обеспечивающие наибопее равномерное рас-
пределение железной руды и угля по радиусу ко-
лошника.
2.6. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ ИА КОЛОШНИКЕ
69
В современных доменных печах, где агломе-
рат из-за высокого содержания мелких частиц име-
ет во многих случаях разный или даже более низ-
кий наклон откоса в сравнении с коксом, деформа-
ция слоя горючего сырьем при наличии двухконус-
ного ЗУ является единственной причиной сравни-
тельно высокой рудной нагрузки на кокс в перифе-
рийной и промежуточной частях радиуса колошни-
ка. В условиях применения лоткового ЗУ форма
поверхности засыпи в периферийной и промежу-
точной частях колошника мало отличается от гори-
зонтальной, вследствие чего сдвиг частиц кокса в
сторону оси под действием агломерата и окатышей
ничтожен.
2.6.4.	Распределение шихты по массе
и крупности
Для оценки этого распределения из рабо-
тающей печи посредством исследовательских труб
извлекли пробы материалов в верхней и средней
частях шахты (соогветсгвенно I и II горизонты).
Каждую пробу делили на рудную и коксовую со-
ставляющие, которые взвешивали Подсчеты отно-
шения Р'К показали экстремальный характер рас-
тределения рудной нагрузки на кокс с наличием
максимума, расположенного на одинаковом рас-
стоянии от стенки шахты (рис. 2.44). Это вызвано
смешением всей массы шихты в сторону огнеупор-
ной кладки при опускании частиц сырья и кокса по
расходящимся траекториям, обусловленным конус-
ностью шахты
Главной причиной преимущественного со-
средоточения рудных материалов в промежуточной
части радиуса является деформация слоя кокса
сырьем. Высокое значение отношения P/К на гори-
зонте I, превышающее это отношение в загружае-
мой шихте, обязано большой крупности основной
части кокса, вследствие чего не все его куски попа-
дали в пробоотборную трубу. При опускании ших-
ты к горизонту П наиболее крупные куски горюче-
го разрушились, в связи с чем среднее отношение
Р К на этом горизонте приблизилось к величине
рудной нагрузки на кокс в загружаемой шихте
Расстояние от стенки. м
Рис. 2.44. Изменение рудной нагрузки на кокс Р 'К
по радиусу печи:
1 - ниже поверхности засыпи;
2 - в середине шахты
Гранулометрический состав проб железной
руды и агломерата, отобранных на колошнике в
период загрузки шихты перед задувкой, свидетель-
ствует о сосредоточении наиболее крупных кусков
у оси печи, а наиболее мелких - в промежуточной
части радиуса. Приблизительно такое же распреде-
ление агломерата имеется и в работающих агрега-
тах, но в осевой зоне наряду с крупными частицами
присутствует значительное количество мелких:
Расстояние от стенки.м	0.2	0,5	1,0	1,5	2.0	2,5	3,0
Содержание. %: >10 мм	11,8	11,5	14,5	15.2	19.5	20,4	24,6
0-5 мм	51.4	53.7	58.5	60,2	55.3	50.7	47,6
1-0 мм	11,6	10,0	11,0	12,4	13,7	15,6	6,6
На гранулометрический состав сырья в дейст-
вующей печи влияют три причины: откат наиболее
крупных кусков к оси во время загрузки подач; де-
формация слоя кокса рудными материалами, в ре-
зультате которой в средней части радиуса сосредота-
чивается их основная масса; вынос газовым потоком
из верхнего слоя шихты частиц размером 1-0,5 мм и
их смещение в сторону оси (у самой оси из-за высо-
кой скорости газа таких частиц меньше, чем в других
участках поперечного сечения колошника).
Сегрегация частиц по крупности регулярно
проявляется и вне доменной печи при закладке и
выборке штабелей сыпучих материалов. В обоих
случаях крупные частицы достаточно легко пере-
мещаются по сглаженному мелочью откосу, тогда
как мелкие частицы чаще застревают между круп-
ными и поэтому основная их масса сосредотачива-
ется в верхней половине откоса.
В печи с лотковым ЗУ распределение рудной
нагрузки на кокс по радиусу колошника зависит
главным образом от цикла загрузки Деформация
слоя кокса рудными материалами и сегрегация час-
тиц по крупности из-за небольшого наклона поверх-
ности засыпи к горизонту развиты слабее, чем в аг-
регатах с двухконусным засыпным устройством.
2.6.5.	Форма и скорость опускания
поверхности засыпи
В теоретических схемах распределения ших-
ты на колошнике, относящихся к использованию
двухконусного ЗУ, принято рассмагривагь распо-
ложение слоев рудных материалов и кокса с пря-
молинейной образующей
Во время исследований перед задувкой огкос
такой формы наблюдали у подач кокса (см. рис.
2 40), перекрывавших все поперечное сечение ко-
лошника и имевших малое различие в крупности
кусков по сравнению с рудными материалами. У
железной руды и агломерата поверхность слоя бы-
ла чаше искривлена в основном за счет отката
крупных частиц в осевую зону.
В работающей печи откос шихты по указан-
ным выше причинам является криволинейным (рис.
2.45). Однако кривизна его образующей не оказы-
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
70
вает существенного влияния на распределение ма-
териалов, так как возникает сразу после ссыпания
подачи и остается до следующего опускания кону-
са. В результате относительная концентрация руд-
ных материалов и кокса по радиусу печи сохраня-
ется примерно такой же, какой она была бы при
идеальном прямолинейном откосе, образованном
калиброванными частицами шихты.
Расстояние от стенки, м.
Рис. 2.45. Форма поверхности и наклон слоя кокса
в зоне его удара о стенку колошника
в действующей доменной печи
Более важное значение для распределения
материалов на колошнике имеет неодинаковая ско-
рость опускания поверхности засыпи в различных
точках поперечного сечения печи, меняющая рель-
еф столба шихты перед ссыпанием очередной по-
дачи. Одно из первых экспериментальных исследо-
ваний этого явления выполнил А.Н.Редько в
1942-1948 гг. на доменных печах КМК при работе
на низком давлении газа.
На КМК измерения скорости опускания ших-
ты осуществили в 1950-1967 гг. во время работы
печей на низком и повышенном давлениях под ко-
лошником. С помощью горизонтальной трубы и гру-
за (см. рис. 2.37) определили начальное и конечное
положения —1000 подач, загруженных с очередно-
стями: РРКК|, РРР| и ККК|. В первом и последнем
случаях контролировали изменение поверхности
кокса, во втором - агломерата и окатышей.
Результаты исследований на низком давле-
нии показали четкую связь скорости опускания
поверхности засыпи с характером распределения
газа по сечению печи (рис. 2.46). Так, излишнее
развитие периферийного газового потока и недос-
таточное разрыхление осевой зоны регулярно соче-
тались с высокой скоростью опускания шихты
вблизи стенки и пониженной у оси. После повыше-
ния давления колошникового газа различие в ско-
рости опускания поверхности засыпи сократилось,
мм/мин;
Расстояние от стенки, м Давление газа избыточное, кПа:	0,25	1,25	2,25	3,25
10-20	88	79	73	76
50-60	89	84	80	84
Увеличение скорости. %	1,1	6.3	9,6	10,5
Рис. 2.46. Зависимость соотношения скорости
опускания шихты V и содержания СО2 в газе
периферийной (П) и осевой (О) зон колошника
от избыточного давления газа, кПа:
1 - 9-11; 2 - 40-50; 3 - 70-80; 4 - 130-140
Связь рассматриваемого показателя с харак-
тером распределения и давлением газов обязана
наличию вблизи поверхности засыпи горизонталь-
ной составляющей градиента потерь напора газа
Aptga. Высокое и колеблющееся значение Др об-
легчает сдвиг частиц от стенки в сторону оси во
время пауз между загрузкой подач, низкое - за-
трудняет его.
Понижение горизонта засыпи с соответст-
вующим уменьшением наклона откоса шихты сразу
после ссыпания с конуса обеспечивает более рав-
номерное опускание материалов, мм/мин:
Расстояние от стенки, м	0,25	1,25	2,25	3,25
Уровень засыпи, м:	1,50 92	89	80	76
	1,75 91	87	78	79
	2,25 87	85	82	80
На рис. 2.47 приведены итоги измерений вы-
соты слоев агломерата и кокса, набранных с оче-
редностью ААА| KKKJ, после длительного приме-
нения системы загрузки AAKKJ. Высота слоя аг-
ломерата вычислена по измерению поверхности
засыпи после его ссыпания на предыдущую пор-
цию кокса, высота слоя кокса после ссыпания на
агломерат. Полученные значения являются кажу-
щимися, так как не учитывают деформацию кокса
агломератом и агломерата коксом, а также наличие
в осевой зоне колошника смеси обоих материалов.
Рис. 2.47. Положение и кажущаяся высота h слоев
агломерата А и кокса К на колошнике печи,
а также распределение СО2 при совместной (1)
и раздельной (2) загрузках этих материалов
Рост высоты слоя агломерата в сторону оси и
кокса в сторону стенки колошника вызван более
2.6. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ НА КОЛОШНИКЕ
71
низким значением угла откоса первого материала
по сравнению со вторым из-за неодинаковой степе-
ни их уравновешивания газовым потоком
(ky>kzy). Большее горизонтальное перемещение
частиц агломерата по сравнению с коксом в паузах
между загрузкой шихты служит одной из главных
причин неодинакового действия очередностей
РРКК| и KKPPj на распределение газов. В первом
случае частицы агломерата после ссыпания в печь
закрыты коксом и лишены возможности смещаться
в осевом направлении, тогда как во втором такое
смещение отсутствует, В основном благодаря ему
содержание СОг в верхней части шахты сразу после
описанного эксперимента возросло.
Особенно значительное изменение формы
поверхности засыпи происходит при появлении
мелких обрывов шихты, когда газовый поток сбра-
сывает в сторону оси большое количество частиц
рудных материалов и кокса, располагавшихся ранее
в периферийной зоне. Вследствие этого возникает
кажущееся увеличение вертикальной скорости
движения поверхности засыпи вблизи стенки и со-
ответствующее ее уменьшение в промежуточной
или осевой частях радиуса, где размещаются сбро-
шенные частицы.
Сокращение расхода дутья в 3-4 раза против
обычного устраняет горизонтальное перемещение
частиц сырья и топлива в паузах между загрузкой
подач, в связи с чем скорость опускания шихты
отвечает истинной, мм/мин:
Расстояние от стенки, м	0,25	1,25	2,25	3,25
Дутье: полное	87	85	82	78
сокращенное	24	30	35	38
	18	20	21	23
Об истинном распределении скорости дви-
жения потока шихты в верхней части шахты на
полном дутье свидетельствуют средние результаты
трех измерений в течение 12,5 ч с помощью двух
2.7.	УПРАВЛЕНИЕ ГАЗОВЫМ
ПОТОКОМ СВЕРХУ
2.7.1.	Показатели распределения
материалов и газов
Согласно измерениям с использованием ра-
дона, аргона и паров ртути газовый поток прохо-
дит расстояние от горизонта фурм до поверхности
засыпи за 2 8 с Поэтому рудные материалы и
кокс необходимо располагать на колошнике печи
так, чтобы тепловая и химическая энергии горно-
вого газа за малое время его пребывания в столбе
шихты использовались по возможности полно-
стью. Последнее достигают рациональным рас-
пределением материалов и газов, при котором на-
ряду с низким расходом кокса обеспечивается вы-
сокая выплавка чугуна.
тросов и грузов, одновременно опускавшихся вме-
сте с шихтой в периферийной и осевой зонах печи:
Расстояние от стенки, м	0,25 3,25
Скорость движения шихты, мм/мин 92	113
Снижение скорости опускания материалов в
периферийной зоне обязано их трению о стенку
печи. Эпюра скорости очерчена частью квадратич-
ной параболы.
Вызываемое сокращением расхода дутья
уменьшение степени деформации поверхности слоя
кокса рудными материалами вместе с ростом накло-
на его откоса в паузах между загрузкой подач слу-
жит одной из главных причин значительного сме-
щения максимума рудной нагрузки на кокс в сторо-
ну оси. В итоге развивается периферийный газовый
поток, характерный для периода раздувки доменной
печи после капитальных ремонтов I и II разрядов
или длительной работы на сбавленном дутье.
Нарушения нормального распределения ско-
рости опускания шихты по радиусу колошника воз-
никают в случае образования на стенке печи насты-
ли, а также из-за перекоса поверхности засыпи, в
результате которого ось воронки в столбе шихты
отклоняется от оси печи на величину до 1,5 м с соот-
ветствующим изменением распределения газов.
Более быстрое опускание поверхности засы-
пи вблизи зондов замечено на многих доменных
печах с двухконусным ЗУ. Это явление следует
учитывать при управлении газовым потоком по-
средством изменений режима загрузки шихты. В
условиях применения лоткового распределителя
горизонтальное перемещение частиц материалов
невелико, в связи с чем скорость опускания по-
верхности засыпи в периферийной зоне близка к
средней по всему сечению колошника.
О характере распределения шихтовых мате-
риалов и газового потока по горизонтальному сече-
нию печи судят по четырем показателям: рудной
нагрузке на кокс, скорости газа, его температуре и
содержанию СО- в пробах газа. Каждый из показа-
телей имеет экстремальное значение, указывающее
место расположения основной части рудных мате-
риалов (рудного гребня).
Наиболее точным критерием распределения
рудных материалов является величина рудной на-
грузки на кокс P/К в различных точках поперечного
сечения печи. Для ее вычисления необходимо регу-
лярно извлекать из верхней части шах гы пробы
шихты с последующим разделением на рудную и
коксовую составляющие. Эти операции трудоемки
и требуют много времени, поэтому для оперативно-
го контроля характера распределения шихтовых
материалов отношение Р4С не используют.
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
72
На рис. 2.48 показаны результаты измерений
скорости газа, его температуры и содержания СО2 в
верхней части шахты двух доменных печей ММК
до и после перехода на повышенное давление под
колошником. Измерения выполнены пневмометри-
ческой (напорной) трубкой, отградуированной в
воздухопроводе горячего дутья и в слое шихты.
Перечисленные параметры характеризуют состоя-
ние доменного процесса на удалении 0,05; 0,40;
0,85; 1,40, 2,20 и 3,25 м от стенки печи Первые
пять точек расположены в середине равных по
площади колец, делящих поперечное сечение пото-
ка шихты на одинаковые части, последняя соответ-
ствует оси агрегата
Рис. 2.48. Изменение скорости газа V, е
го температуры t и содержания СО2 по радиусу
двух доменных печей при работе на низком (НД)
и повышенном (ПД) давлениях колошникового газа
При работе с низким давлением под колош-
ником максимальная скорость газов имелась только
в узком периферийном кольце и вблизи оси. По
мере удаления о г этих зон скорость сокращалась и
на расстоянии 0,8-1,2 м от стенки достигала мини-
мальной величины, отвечающей наибольшему со-
средоточению рудных материалов. После увеличе-
ния давления под колошником скорость газов в
осевой части печей возросла за счет ослабления
газового потока на периферии, причем минимум
температуры и максимум СО2 сместились в сторо-
ну оси как в верхней, так и средней частях шахты.
Порозность столба шихты уменьшилась на 3-5%
из-за сокращения градиента потерь напора газа.
Причиной изменения температуры и содер-
жания СО? с переходом на новый режим плавки
послужило возросшее попадание рудных материа-
лов в промежуточную и осевую части радиуса печи
вследствие уменьшения степени деформации по-
верхности слоя кокса сырьем, а также усиливаю-
щееся отклонение периферийного газового потока
в осевую зону из-за углубления осевой воронки. По
пути следования этот поток обогащается диокси-
дом углерода за счет восстановительного процесса
и с относительно высокой скоростью выходит у
оси, о чем свидетельствуют средние значения ско-
рости газа на пяти доменных печах, м/с:
Расстояние от	0,05	0,40 0,85	1,40	2,20	3,30
стенки, м Давление колош- НИКОВО1 о газа из- быточное, кПа					
10-30	11,7	7,7 6,2	6,5	8,1	10,2
50-80	7,7	5,5 5,2	5,2	7,0	9,4
Снижение скоро- сти, %	34	29 24	20	14	8
Следует учитывать, что значения скорости
характеризуют распределение газов только на гори-
зонте измерений, тогда как температура и состав
газа во многом зависит от развития тепловых и хи-
мических процессов на более низких горизонтах.
По этой причине между рассматриваемыми показа-
телями нет полного соответствия.
В средней части шахты характер распределе-
ния газа по радиусу остается примерно таким же, как
и в верхней, но разница в скорости и температуре
сокращается, минимум обоих параметров становится
менее четким. Это вызвано дроблением рудных ма-
териалов и кокса вследствие трения о стенку, а так-
же ускоренным разрушением частиц сырья в пери-
ферийной и осевой зонах печи по причине их интен-
сивного восстановления. В результате распределе-
ние газов по сечению печи с удалением от поверхно-
сти засыпи становится более равномерным.
Измерение скорости газа в потоке шихты тру-
доемко и требует много времени. По этой причине
для оперативного контроля за распределением руд-
ных материалов по сечению печи используют только
данные о температуре и составе газа Итоги сопос-
тавления величины рудной нагрузки на кокс, темпе-
ратуры газа и содержания в нем СО2 (рис. 2 49) в
период работы одной из доменных печей с полной
заменой агломерата окатышами свидетельствует,
что смещение максимума рудной нагрузки на кокс в
сторону стенки при использовании окатышей вызва-
ло смещение в этом же направлении минимума тем-
пературы и максимума СО2 Такой информации
вполне достаточно, чтобы судить, в какую сторону
перемещается основанная масса сырья при измене-
нии физических характеристик шихтовых материа-
лов или режима их загрузки в печь.
Рациональное распределение газов в верхней
части шахты в большей мере зависит от грануло-
метрического состава рудных материалов, конст-
рукции ЗУ и объема печи. При использовании сы-
рья с содержанием фракции 5-0 мм менее 8 % и
лоткового ЗУ основную часть рудных материалов
загружают в периферийную и промежуточную час-
ти радиуса, оставляя свободной осевую зону
(рис. 2 50). Кривые распределения температуры по
радиусу и форма зоны когезии напоминают латин-
скую букву L. В более распространенных случаях
работы на недостаточно подготовленном сырье и
применении двухконусного ЗУ руководящий плав-
кой персонал вынужден для обеспечения ровного
хода печи усиливать периферийный газовый поток,
в связи с чем кривые распределения температуры
по диаметру шахты и зона когезии имеют W - об-
разное очертание (см. рис. 210)- Такую же форму
упомянутым кривым придают для уменьшения об-
2.7. УПРАВЛЕНИЕ ГАЗОВЫМ ПОТОКОМ СВЕРХУ

разования цинковых настылей в верхней части
шахты при большом поступлении цинка с шихтой.
Рис. 2.49. Изменение рудной нагрузки на кокс Р/К,
содержания СО2 и температуры газа t по радиусу
верхней части шахты при проплавке:
Рис. 2 50. Изменение температуры t и содержания
СО2 по диаметру колошника доменной печи
с лотковым ЗУ
Влияние объема печи проявляется в том, что
на больших агрегатах с широким горном сущест-
венно возрастает высота расположенного в запле-
чиках осевого малоподвижного слоя кокса куполо-
образной формы. Вследствие этого усиливается
осевой газовый поток, придающий размягченному
слою L-образную форму.
2.7.2.	Система загрузки
В печах с двухконусным ЗУ к главным прие-
мам управления газовым потоком относят: измене-
ние системы загрузки, уровня засыпи, массы коло-
ши и режима работы ВРШ. Приведенные ниже све-
дения дают общую характеристику приемов, кон-
кретное действие которых на распределение газов
необходимо устанавливать посредством опытов на
каждой доменной печи в отдельности с учетом гра-
нулометрического состава и насыпной плотности
рудных материалов, конструктивных особенностей
ЗУ и параметров технологического режима.
Система загрузки характеризует последова-
тельность набора и опускания в печь отдельных
порций рудных материалов и кокса. Является наибо-
лее гибким и эффективным средством управления
газовым потоком и поэтому используется в практике
чаще других изменений режима загрузки шихты.
По степени перемежаемости слоев сырья и
горючего все системы загрузки можно разделить на
послойные и смешанные. При послойных системах
сырье и горючее располагают отдельными слоями,
равными полному объему рудной и коксовой час-
тей подачи (PPKKJ, РККР1, КРРК|, ККРР!). В
смешанных системах каждую часть дополнительно
делят на две или три порции, равные вместимости
одного скипа (PKPKj,, КРКР|). Так как загрузка
кокса в последних случаях осуществляется только
правым или левым скипом, для равномерного забо-
ра горючего из обоих бункеров необходим регу-
лярный перегон порожнего скипа в паузах между
набором подач, что снижает пропускную способ-
ность подъемника (на печах с конвейерной подачей
шихты на колошник этот недостаток отсутствует).
По уменьшению концентрации сырья на пе-
риферии наиболее распространенные системы за-
грузки располагаются приблизительно в такой по-
следовательности: РРКК|; РККР|; КРРК|; ККРР|,
которая справедлива только при поддержании опти-
мальных значений уровня засыпи и наличии более
высокой скорости опускания поверхности шихты в
периферийной части колошника по сравнению с осе-
вой. Когда горизонт засыпи находится выше или ни-
же оптимального, а скорость движения материалов у
стенки печи меньше средней, действие перечислен-
ных очередностей на распределение газов будет
иным. По этой причине влияние системы загрузки
необходимо рассматривать в сочетании с расположе-
нием поверхности засыпи относительно кромки
опущенного конуса и характера распределения ско-
рости движения шихты по радиусу колошника.
Точное представление о действии каждой сис-
темы загрузки можно получить только с учетом
большою числа отдельных элементов механики
движения и распределения шихты в работающей
печи. Поскольку всех необходимых сведений не
имеется (в частности, отсутствуют значения дефор-
мации слоя кокса рудными материалами), на рис.
2.51 в качестве примера рассмотрено действие сис-
тем загрузки РРКК| и ККРР1 по итогам измерений
перед задувкой Уровень засыпи характеризует рас-
стояние от нижнего положения конуса до поверхно-
сти материалов перед опусканием подачи, что соот-
ветствует электрической блокировке зондов.
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
74
Рис. 2.51. Зависимость углов откоса рудных
материалов и кокса Да от уровня засыпи Н
и системы загрузки: 1 - PPKKJ; 2 - KKPPj
Показателем распределения шихты принята
разность углов откоса рудных материалов и кокса
после смещения горючего сырьем Да = ар -аук .
Данные показывают, что при опускании по-
дачи на поверхность шихты, удаленную на 2,8 м,
система загрузки PPKKJ обеспечивает максималь-
ную, а система ККРР| минимальную концентрации
рудных материалов у стенки печи. Следовательно,
этот уровень засыпи для данных систем загрузки
является оптимальным, позволяющим в наиболь-
ших пределах изменять рудную нагрузку на кокс по
радиусу колошника. Когда уровень засыпи будет
выше или ниже указанной величины на 0,3 м, раз-
личие в характере воздействия систем РРКК| и
ККРР| на распределение газов исчезнет, а при
большем отклонении фактического уровня засыпи
от оптимального последняя очередность создаст на
периферии печи более высокую концентрацию
рудных материалов, чем первая.
Причиной резкого изменения свойств рас-
сматриваемых систем загрузки при сравнительно
малом варьировании уровня засыпи является влия-
ние удара материалов о стенку на угол откоса ших-
ты, а также значительное различие в наклоне слоя
кокса до и после ссыпания на него руды, агломера-
та или окатышей.
В работающей печи фактическая разница в
наклоне слоев сырья и кокса вследствие воздейст-
вия на них газового потока меньше, чем перед за-
дувкой. Однако существенное изменение концен-
трации рудных материалов и горючего с повыше-
нием или понижением горизонта засыпи относи-
тельно зоны удара шихты о стенку сохраняется и
здесь. Вместе с явлением деформации слоя кокса
рудными материалами и неодинаковой скоростью
опускания поверхности шихты оно служит физиче-
ской основой способа регулирования газовых пото-
ков по радиусу печи с помощью системы загрузки
и уровня засыпи.
Из-за отклонения траектории падения шихты
газовым потоком оптимальный уровень засыпи в
работающей печи отличается от условий загрузки
материалов перед задувкой. Как уже отмечалось, на
ММК зона удара руды и кокса расположена на 1,0
1,2 м выше, чем перед задувкой. В этих условиях
оптимальный уровень засыпи находится на глубине
1,7-1,9 м, что удовлетворительно соответствует
наиболее часто употребляемым уровням засыпи
(1,75 и 2,00 м). Из-за повышенной скорости опус-
кания поверхности засыпи вблизи зондов в перифе-
рийную и промежуточную зоны колошника попа-
дает больше того материала, который ссыпается в
печь первым.
Если фактический уровень засыпи в печи по
каким-либо причинам расположен за пределами
оптимального значения, действие систем загрузки
PPKKj и ККРР| будет отличаться от обычного
Этим и объясняется встречавшиеся в практике слу-
чаи, когда упомянутые системы оказывали на рас-
пределение газов обратное влияние.
Практика показала, что в период ремонта од-
ного из коксовых грохотов, когда горючее подают на
колошник только правым или левым скипом, ис-
пользуя смешанные системы загрузки РКРК| или
КРКР|, содержание СО2 в периферийной и осевой
зонах шихты возрастает (рис. 2.52). В связи с этим
В.И. Логи нов предложил сырье и горючее загружать
в каждый скип, стремясь за счет частичного пере-
мешивания компонентов шихты рассредоточить
рудные материалы по радиусу колошника. Этот спо-
соб загрузки шихты дает некоторый положительный
эффект, но, как показали лабораторные опыты, пол-
ного выравнивания отношения P/К по горизонталь-
ному сечению печи невозможно обеспечить даже
при тщательном предварительном перемешивании
сырья и топлива. Такой результат обусловлен не
только различием плотности рудных материалов и
кокса, но и неодинаковым размером их частиц -
мелкие кусочки сырья при движении по поверхности
засыпи легче застревают между крупными кусками
кокса и поэтому в меньшей мере попадают к оси.
Расстояние от стенки, м
Рис. 2.52. Распределение СО? по радиусу
колошника при использовании систем загрузки;
1 - PPKKJ; 2 - РКРК|
Частичное перемешивание сырья и топлива
сокращает расход кокса при одновременном
уменьшении газопроницаемости шихты и произво-
дительности печи. Последний результат не всегда
допустим, вследствие чего загрузка рудных мате-
риалов и кокса в один скип не получила широкого
применения, так как отсутствует продолжительное
использование систем загрузки PKPKJ, или KPKPj.
2.7. УПРАВЛЕНИЕ ГАЗОВЫМ ПОТОКОМ СВЕРХУ
75
2.7.3.	Уровень засыпи
Прибегая к его изменению, руководящий
плавкой персонал обычно рассчитывает на значи-
тельное перемещение гребня слоя шихты относи-
тельно стенки печи. Основываясь на итогах лабора-
торных исследований и измерений в период загруз-
ки шихты перед задувкой, часто полагают, что с
повышением горизонта засыпи по сравнению с зо-
ной удара материалов о колошниковую защиту
гребень слоя должен приближаться к кромке кону-
са в соответствии с траекторией падения частиц
(см. рис 2.27), а с понижением горизонта - отхо-
дить от стенки из-за отражения кусков от колошни-
ковой защиты.
В работающей печи, оборудованной двухко-
нусным ЗУ, такое перемещение гребня можно
обеспечить только посредством регулировочных
плит, позволяющих менять ширину кольцевого
зазора между кромкой конуса и колошниковой за-
шитой. При их отсутствии изменение горизонта
засыпи в размере ±0.5 м по сравнению с опти-
мальным мало смещает гребень в радиальном на-
правлении. В случае повышения уровня засыпи
этому препятствует возрастающая скорость газа в
зазоре между кромкой опушенного конуса и слоем
шихты, из-за чего частицы отбрасываются в сторо-
ну стенки (см. рис. 2.25), а при понижении - неуп-
руг ость удара сырья и горючего о колошниковую
защиту В итоге, как показали опыты на печах
1200-1400 м\ при повышении горизонта засыпи с
1,75 до 1,25 м не только не наступала ожидаемая
разгрузка периферийной зоны печи от рудных ма-
териалов, но и в некоторых случаях наблюдали да-
же ее подгрузку, сопровождавшуюся сокращением
интенсивности плавки и удельного расхода кокса.
Одновременно усиливался осевой газовый поток
вследствие увеличения глубины осевой воронки.
Напротив, при понижении уровня засыпи с 1,75 до
2,25 м расход кокса и интенсивность плавки часто
возрастали из-за уменьшения высоты столба шихты
и его сопротивления проходу газов ДР на участке
между серединой шахты и поверхностью материа-
лов (верхний частный перепад):
Уровень засыпи, м	1,25	1,50	1,75	2,00	2,25
ДР, кПа	41	38	36	35	34
Разница в содержании СО2 по длине радиуса
печи при понижении горизонта засыпи сокращает-
ся в основном за счет подгрузки рудными материа-
лами осевой зоны (рис. 2.53).
Так как резкое изменение наклона откоса сы-
рья и кокса существует на малом по высоте участке
(не свыше 1 м) в зоне наиболее часто используемых
уровней засыпи, можно считать безусловно пра-
вильным требование не допускать больших коле-
баний оптимальной глубины засыпи. В противном
случае неизоежны нарушения установившегося
распределения материалов и газов по радиусу печи,
которые часто служат причиной последующего
расстройства хода.
Рис 2.53. Влияние уровня засыпи (числа у кривых, м)
на распределение СО2 по радиусу колошника
при работе на шихте с содержанием 70% окатышей
и 30% агломерата
По этим соображениям для получения рав-
номерного распределения материалов по окружно-
сти печи необходимо сводить к минимум разницу
уровней засыпи в различных точках окружности В
условиях ММ К эта разница часто достигает 0,4-
0,5 м и является одной из главных причин отсутст-
вия симметрии у кривых содержания СО2 по диа-
метру верхней части шихты. При длительной рабо-
те на сокращенном дутье уровень засыпи следует
опускать на величину перемещения зоны удара
шихты о стенку печи.
2.7.4.	Масса колоши
Основываясь на данных о постоянном угле
откоса рудных материалов (34г) и кокса (26 ) на ко-
лошнике печи, многие металлурги полагали, что с
увеличением массы колоши возрастает доля частиц
сырья, достигающих оси печи. Напротив, примене-
ние малых колош якобы обеспечивает подгрузку
рудными материалами периферийной зоны и более
полное использование тепловой и химической энер-
гии горнового газа. В связи с этим до начала 1950-х
гг. массу колоши увеличивали медленно.
Перевод доменных печей на повышенное
давление колошниковых газов, обогащение дутья
кислородом и осуществление многих других меро-
приятий по увеличению выплавки чугуна потребо-
вали наращивания производительности тракта по-
дачи шихты на колошник. На многих доменных
печах эту задачу решили повышением мощности
скиповой лебедки, увеличением объема скипов и
массы колоши до предельной величины, обуслов-
ленной вместимостью межконусного пространства.
В результаге масса копоши из средства управления
газовым потоком превратилась в средство увеличе-
ния производительности печи.
На рис. 2.54 приведены средние величины
содержания СО- по диаметру верхней части шах гы
при увеличении массы колоши на 50%. Чтобы из-
бежать перегруза печей шихтой, одновременно с
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
76
увеличением массы колоши горизонт засыпи пони-
зили с 1,75 до 2,0 м. Результатом обоих изменений
явилось небольшое повышение концентрации СО2
в периферийной зоне и некоторое ее сокращение у
оси печи, отразившееся на уменьшении выплавки
чугуна и удельного расхода кокса соответственно
на 03 и 1,2% цз-за более значительного уплотнения
столба шихты во время загрузки колош. В других
случаях, когда массу колоши увеличивали на
10-20% без изменения уровня засыпи, содержание
СО2 в периферийной зоне возрастало в большей
мере, чем при одновременном изменении высоты
падения шихты.
Причиной такого явления служит неодинако-
вая средняя высота падения материалов с конуса и
зависящая от нее разность углов наклона сырья и
топлива. В итоге действие на газовый поток увели-
ченных массы и объема колоши оказывается близ-
ким к действию более высокого горизонта засыпи.
Рис. 2.54. Влияние массы рудной части подачи
(числа на графике, т) на распределение СО2
по диаметру колошника
Необходимой предпосылкой для успешного
регулирования хода доменной печи изменением сис-
темы загрузки и уровня засыпи является отсутствие
значительного износа и коробления сегментов ко-
лошниковой защиты, а также правильная установка
зондов и регулярный контроль за их работой.
2.7.5.	Режим работы
распределителя шихты
Вращающийся распределитель шихты пред-
назначен для выполнения двух функций: устранять
объемную неравномерность распределения мате-
риалов по окружности печи, возникающую вслед-
ствие их боковой загрузки на малый конус; обеспе-
чивать в необходимых случаях преимущественную
концентрацию сырья и горючего в отдельных сек-
торах колошников для уменьшения излишнего раз-
вития газового потока.
Практика показала, что при использовании
подготовленною сырья типовой распределитель
шихты, работающий с углами поворота 0. 60, 120,
180. 240 и 300 \ обеспечивает достаточно равно-
мерное расположение материалов по окружности
печи. В этих условиях с задачей устранения естест-
венной неравномерности распределения сырья и
топлива он полностью справляется. Следовательно,
нет необходимости увеличивать число позиций
работы обычного ВРШ или применять быстровра-
щаюшийся распределитель, как это делали на от-
дельных доменных печах в 1960-х гг.
Для ослабления газового потока в том или
ином секторе печи количество позиций работы
ВРШ уменьшают до 1-2 с расчетом, чтобы этому
сектору соответствовала наибольшая высота слоя
материалов перед опусканием малого конуса. Та-
ким способом можно устранить перекос поверхно-
сти засыпи и излишнее развитие газового потока
(канальный ход) в отдельных частях поперечного
сечения печи.
Широкое использование изменений режима
работы ВРШ для управления газовым потоком на-
чалось во второй половине 1940-х гг. и достаточно
успешно продолжалось до середины 1950-х. На
ММК в это время на долю ВРШ приходилось до
8-11% всех изменений в режиме загрузки шихты.
Но в последующие годы воздействие режима рабо-
ты ВРШ на газовый поток заметно ослабло, вслед-
ствие чего руководящий плавкой персонал стал
реже использовать этот прием для регулирования
хода печи. На некоторых печах отключение ВРШ
на время загрузки 30, 45 и 60 подач (за 8 ч в период
опытов в печь опускали 68-70 колош) не оказывапо
заметного влияния на установившийся газовый по-
ток. Окончились неудачей и попытки автоматизи-
ровать управление газовым потоком с помощью
ВРШ, работающего по обычной технологической
схеме (загрузка увеличенного количества шихты в
зону повышенных температур).
Основная причина ослабления действия ре-
жима работы ВРШ на газовый поток заключается в
том, что вследствие использования в плавке офлю-
сованных агломерата с железной рудой, а также зна-
чительного сокращения удельного расхода кокса
разница в объемах рудной и топливной частей ко-
лоши уменьшилась и их стали загружать одинако-
вым количеством скипов. Сократилось также разли-
чие в расположении гребня сырья и топлива в во-
ронке ВРШ с одновременным уменьшением объем-
ной неравномерности этих материалов на малом и
большом конусах вследствие лучшего заполнения
скипов (на ММК для одних и тех же печей масса
рудной части колоши за период с 1948-1950 по 1967
и 1987 гг. возросла с 13 14 до 18-21 и 21-30 т). В
результате относительная разница в рудной нагрузке
на кокс, регулирующая распределение газовых по-
токов не только по радиусу, но и окружности печи,
стала недостаточной для быстрого и эффективного
воздействия на эти потоки (рис. 2.55).
Эффективность действия режима работы
ВРШ на распределение газов заметно повышается в
результате смещения в пределах одной подачи
гребня рудных материалов на 180° по сравнению с
гребнем кокса. В этом случае наименьшей высоте
слоя сырья соответствует наибольшая высота слоя
кокса и неравномерность рудной нагрузки по ок-
ружности печи значительно возрастает.
2.7. УПРАВЛЕНИЕ ГАЗОВЫМ ПОТОКОМ СВЕРХУ ' '' HW;J ..? .1
77
Угол поворота воронки распределителя, град
в	в
Рис. 2.55. Схема распределения шихтовых
материалов по окружности печи при работе ВРШ
в обычном режиме (I) со смещением
гребня слоя кокса на 180° по отношению
к гребню рудных материалов (II):
а - высота слоя руды; б - то же кокса;
в - отношение Р/К
Положительное влияние на распределение
газов оказывает загрузка шихты на большой конус
непосредственно из приемной воронки (через от-
крытый малый конус). Используя смешанные сис-
темы KPKPJ или РКРК|, руководящий плавкой
персонал создает значительную одностороннюю
концентрацию рудных материалов и кокса в участ-
ках, расположенных в противоположной стороне от
разгружаемого скипа.
Такой прием прост и эффективен, но имеет
ограниченное применение из-за невозможности
сосредоточить повышенное количество шихтовых
материалов в секторах печи, удаленных от большой
оси приемной воронки. Последнее можно в полной
мере обеспечить только при наличии лоткового
засыпного устройства.
Рассмотренные способы управления газовым
потоком пригодны для использования только в ус-
ловиях ровного хода печи, когда поверхность засы-
пи спускается с постоянной скоростью и одинако-
выми паузами между загрузкой подач (см. рис.
2 34). При расстройствах хода, чаще всего вызы-
ваемых ухудшением механической прочности или
гранулометрического состава рудных материалов,
возникают кратковременные задержки (подстои) и
следующие за ними самопроизвольные обрушения
(обрывы) верхнего слоя шихты. Вследствие этого
некоторая доля сырья из периферийной зоны ко-
лошника сбрасывается в осевую, нарушая обычное
распределение газов, а зат рузка очередной подачи с
очеред стью PPKKJ уплотняет прилегающий к
стенке слой материалов.
Резкие колебания температуры и химическо-
го состава периферийного газа в сочетании с боль-
шими ударными нагрузками в момент обрывов
шихты благоприятствуют прилипанию к стенке
печи размягченных рудных материалов и образова-
нию настылей. Чтобы предотвратить это явления,
необходимо своевременно уменьшить расход дутья
и обеспечить равноценное движение к фурмам все-
го потока материалов. Только после этого можно
изменять режим загрузки шихты.
На рис. 2.56 показано распределение СО2 в
одной из доменных печей ММК при первой полной
замене агломерата офлюсованными окатышами.
Рис. 2.56. Изменение содержания СО2 по диаметру
верхней части шахты в условиях ровного (а)
и расстроенного (б) хода печи
Из-за отсутствия опыта производства механи-
ческая прочность окомкованного сырья была низ-
кой, ход печи сопровождался непостоянством рас-
пределения газов. Попытки стабилизировать работу
агрегата изменением системы загрузки, уровня за-
сыпи и массы колоши не дали желаемого результата;
некоторое улучшение хода наступило лишь после
сокращения расхода дутья. Через 2,5 мес после на-
чала экспериментов бурением огнеупорной кладки в
верхней части шахты обнаружили рыхлую кольце-
вую настыль толщиной 0,5-0,9 м (позднее настыль
оборвалась во время одной из принудительных оса-
док шихты, ее приход на горизонт фурм вызвал рез-
кое похолодание горна).
2.7.6.	Цикл загрузки
Является главным способом управления га-
зовым потоком в условиях применения лоткового
распределителя. Уровень засыпи меняют редко,
чтобы избежать дополнительных отклонений в
распределении материалов.
К-7-5	К-7-4	К-6-3	К-7-5	К-4-3
Р-7-6	Р-7-4	Р-6-3	Р-7-5	Р-7-5
Как и в печах с двухконусным ЗУ, управление
газовым потоком обеспечивают изменением рудной
нагрузки на кокс в различных кольцевых сечениях
колошника. Если, например, при использовании
цикла возникла потребность уменьшить подгрузку
периферии, можно последнюю рудную порцию гру-
зить с угловых положений 6-4 (вместо Р-7-5), т.е.
сдвинуть образуемый этой порцией слой в сторону
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
оси лечи Можно также перейти на загрузку первой
рудной порции цикла с угловых положений 7-5
(вместо Р-7-6), в результате чего уменьшится тол-
щина слоя, образуемого этой порцией1 агломерата
или окатышей у стенки колошника.
Корректировку отношения P/К в периферий-
ной и осевой зонах можно осуществлять и измене-
нием станций лотка при загрузке порций кокса. От-
сутствие в цикле загрузки угловых положений рас-
пределителя 2-1 свидетельствует о наличии на по-
верхности столба шихты небольшой осевой воронки.
На рис. 2.57 приведено расчетное распределе-
ние величины P/К по радиусу одной из доменных
печей с лотковым ЗУ. Меняя цикл загрузки, при-
ближали к стенке или удаляли от нее максимум руд-
ной нагрузки и вместе с этим действовали на произ-
водительность печи и удельный расход кокса. Наи-
большее значение Р/К=3,90 т/т получили при распо-
ложении максимума у стенки (кривая 1) и наличии
некоторой части рудных материалов в осевой зоне.
Смещение максимума рудной нагрузки в сторону
оси (кривые 2 и 3) ухудшило использование химиче-
ской энергии газового потока, снизив среднее значе-
ние P/К соответственно до 3,83 и 3,69 т/т.
Рис. 2.57 Изменение рудной нагрузки на кокс
по радиусу колошника для различных циклов
загрузки (пояснения в тексте)
В отличие от двухконусшло ЗУ, лотковый
распределитель позволяет располагать максимум
рудной нагрузки на кокс в ближайшем к стенке
колошника кольцевом сечении. Но такую возмож-
ность на практике не используют, так как излишнее
количество рудных материалов рядом с огнеупор-
ной кладкой делает ход печи менее устойчивым
(тугим), снижает производительность агрегата и
благоприятствует образованию настылей.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК ко 2 части
1.	Тайц Е.М., Давыдов В.П., Леонов А.С. Угли для
коксования и эффективность их использования.
М: Недра, 1977 159 с.
2.	Химия и переработка угля / В.Г.Липович,
Г.А.Колабин. К.В.Калечиц и др. М.: Химия, 1988.
336 с.
3.	Е ленский Ф.З., Беличенко АГ. Чернышев Ю А.
Мастер подготовки угля к коксованию. М.; Метал-
лургия, 1975. 312 с.
4.	Технология коксохимического производства / Р.Е.
Лейбович, Я.М. Обуховский, С.Я. Сатановский.
П.М. Кутовой. М.: Металлургия, 1974. 422 м.
5.	Иванов Е.Б.. Мучник Д.А. Технология производст-
ва кокса. Киев: Выща шк., 1976. 232 с.
6.	Вольфовский Г М., Мигроненко Л.И., Кауфман
А. А. Газовщик коксовых печей. М.: Метал ту ргия,
1989. 190 с.
7.	Давидзон Р.И. Мастер установки сухого тушения
кокса. М.: Металлургия, 1980 124 с.
8.	Сысков К.И. Теоретические основы оценки и
улучшения качества доменного кокса. М.: Метал-
лургия. 1982. 184 с.
9.	Андреев С.Е., Товаров В.В., Перов В.А. Законо-
мерности измельчения и исчисления характери-
стик гранулометрического состава. М.: Метал-
лургиздат, 1959. 434 с
10.	Коузов П.А., Скрябина Л.А. Методы определения
физико-химических свойств промышленных пе-
чей Л.: Химия, 1983. 143 с.
11.	Бабарыкин Н Н. Появление и развитие доменного
производства. Магнитогорск: МГМИ, 1993. 88 с.
12.	Монин А.С. История Земли. Л.: Наука, 1977. 228 с.
13	Фридман С.Э., Щербаков О К Обогащение полез-
ных ископаемых М . Недра. 1985. 206 с.
14.	Коротич В.А. Основы теории и технологии подго-
товки сырья к доменной плавке. М.: Металлургия.
1978. 298 с.
15.	Ефименко Г.Г., Гиммельфарб А.А., Левченко В.Е.
Металлургия чугуна. Киев: Выща шк., 1988 512 с.
16.	Металлургия чугуна / Е.Ф.Вегман, Б.Н Жеребин,
А.Н.Похвиснев и др. М.: Металлургия, 1989. 512 с.
17.	Доменное производство: Справочник: В 2 т. Т.1.
Подготовка руд и доменный процесс. М.: Метал-
лур1 ия, 1989. 496 с.
18.	Аэрев М.Э., Тодес О.М., Наринский Д.А Аппара-
ты со стационарным зернистым слоем. Гидравли-
ческие и тепловые основы работы. Л.: Химия.
1990. 176 с.
19.	Механика жидкости и газа / С И.Аверин,
А.Н Минаев, В С Швыдкий, Ю Г.Ярошенко. М.:
Металлургия, 1987. 304 с.
20.	Бабарыкин Н.Н. И Сталь. 1959. №2. С. 101-105.
21.	Методы экспериментальною исследования домен-
ного процесса / С.В.Базипевич, Б.И. Лазарев.
М.А.Стариков, Б.В.Голосков. Свердловск: Метал-
лургиздат, 1960. 256 с.
22.	Редько А.Н.//Сталь. 1948. №2. С. 117-125
23.	Гольдштейн Н Л. И Труды Днепропетровск, метал-
лург ин-та. Харьков, 1940. Вып 8. С. 87-108.
24.	Улахович В.А. Вытавка чугуна в мощных домен-
ных печах. М.: Металлургия. 1991. 172 с
25.	Кутнер С.М Эксплуатация доменных печей, обо-
рудованных подвижными плитами, за рубежом И
Черметинформация. Сер. Производство чугуна:
обзорная информация. М., 1981. Вып. 1.40 с.
26.	Большаков В.И., Покрышкин В.Л., Шутылев Ф.М.
Совершенствование способов загрузки доменных
печей в СССР и за рубежом И Черметинформация
Сер Подготовка сырьевых материалов к металлур-
гическому переделу и производство чугуна: обзор-
ная информация. М.. 1983. Вып. 2. 32 с.
27.	Тараканов А.К.. Гринштсйн Н.Ш.. Байрака М.Н. и
др.//Сталь. 1986. Х«5. С. 11-16
28.	Большаков В.И., Шутылев Ф.М. // Сталь 1988.
К«З.С. 17-20.
Часть 3
ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Полная теория работы доменной печи
может быть дана лишь тогда, когда хи-
мизм процессов и механизм движения
будут сведены в одно целое. Это боль-
шая задача. Изучение работающих печей
и надлежащая постановка эксперимен-
тов дадут нам возможность открыть со-
ответствующие законы
И.П. Бардин
ных и длительных механических нагрузок, итоги
изучения выпуска кусковых материалов из обру-
шенных блоков при подземной разработке полез-
ных ископаемых, а также результаты лабораторных
и производственных экспериментов сотрудников
Центральной лаборатории ММК, выполненных в
1952-1985 гг. по инициативе и под руководством
автора. Большинство иллюстраций оформлено ин-
женерами Т.Л.Лапко и И.Е.Прохоровым.
Автор благодарен рецензенту - проф., д-ру
техн.наук Н.П.Сысоеву за полезные советы по
улучшению содержания и оформления предлагае-
мой части курса лекций.
ВВЕДЕНИЕ
3.1.	ДВИЖЕНИЕ ДУТЬЯ И ГАЗОВ
Предлагаемая часть курса лекций по теории
и технологии доменной плавки посвящена главным
образом механическому взаимодействию потоков
шихты и газа, а также шихты и стенки печи. Не-
смотря на большое практическое значение механи-
ческих явлений доменного процесса, они изучены
слабее химических и тепловых. По этой причине
пока отсутствует теоретическое обоснование опти-
мальных значений крупности и прочности частиц
шихтовых материалов перед подачей на колошник,
нет достоверного способа расчета изменений раз-
меров частиц на пути от поверхности засыпи до
горизонта воздушных фурм, не удалось осущест-
вить автоматическое управление технологическим
процессом, а также создать рациональный профиль
печи и отказаться от эмпирического способа пла-
нирования ее производительности. Осталось акту-
альным пожелание И.П. Бардина об объединении в
одно целое химизма процессов и механизма движе-
ния потоков шихты и газа.
Для расширения знаний о механических яв-
лениях ниже представлены данные о падении напо-
ра потока дутья в фурменном приборе и газа в
столбе шихты, рассмотрены закономерности пове-
дения сыпучих материалов в хранилищах, опреде-
лено рациональное очертание заплечиков доменной
печи и вычислены размеры осевого малоподвижно-
го слоя кокса выше горизонта фурм Помимо этого,
уточнено среднее время пребывания шихты в печи,
приведены данные о давлении потока материалов
на стенки промышленных агрегатов, механизме
износа огнеупорной кладки и образования гарни-
сажа, описано вертикальное движение чугуна, шла-
ка и кокса в горне в периоды накопления и выпуска
жидких продуктов плавки. В последнем разделе
рассмотрена эволюция проектного профиля домен-
ных печей в 1870 - 1990 гг
В основу лекций положены закономерности
поведения сыпучих под действием кратковремен-
3.1.1.	Получение дутья
В большинство доменных печей дутье пода-
ют турбовоздуходувками с объемной производи-
тельностью U = 2000-6000 м3/мин и скоростью
вращения ротора п = 2500-4000 об/мин. Механиче-
ская энергия пара в этих машинах расходуется на
сжатие атмосферного воздуха до избыточного дав-
ления Р = 350-400 кПа и его нагнетание в воздухо-
провод. Подачу дутья регулируют изменением чис-
ла оборотов ротора и дросселирующей задвижкой
на всасывающем патрубке. Перед сжатием воздух
очищают от пыли и обогащают технологическим
кислородом до получения в дутье 23-30% О2.
Вследствие выделения тепла в процессе сжатия
температура дутья после воздуходувки в зимнее
время составляет 90 -110, в летнее 150-170°С.
Для доменной плавки важное значение имеет
постоянство массы кислорода, поступающего в
печь. Поэтому при выборе воздуходувных машин
часто используют показатель производительности
по массе G - Uy, где у - плотность воздуха, кг/м3.
Он зависит от скорости вращения ротора, суммар-
ного сопротивления сети (всех трубопроводов, воз-
духонагревателя, столба шихты, аппаратов очистки
колошникового газа и дроссельных клапанов), тем-
пературы, барометрического давления и влажности
атмосферного воздуха. Вследствие различия темпе-
ратуры последнего масса подаваемого дутья в хо-
лодные зимние ночи при прочих одинаковых усло-
виях на 20 30% выше, чем в жаркие летние дни.
На рис. 3.1 показана связь между объемом
дутья, параметрами Рип, мощностью воздуходув-
ки N и коэффициентом ее полезного действия т],
равным отношению полезно затраченной механи-
ческой энергии ко всей израсходованной на произ-
водство сжатого воздуха.
Здесь же в виде квадратичной параболы при-
ведено суммарное сопротивление сети при различ-
80
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ной подаче дутья. Точки А и А' на пересечении
кривых отвечают соответственно значениям U и Р в
условиях нормальной работы и подвисания шихты
Линия ВС описывает связь расхода и давле-
ния дутья при одинаковом числе оборотов ротора
идеальной воздуходувки, в которой отсутствуют
потери энергии на трение воздуха о поверхность
каналов и преодоление местных сопротивлений
(расширений, сжатий и поворотов потока дутья на
180°). В реальных машинах все эти препятствия
движению воздуха существуют, из-за чего действи-
тельная связь параметров U и Р , отвечающая
кривой ДКА’АЕ с максимумом в точке К, отлича-
ется от теоретической.
Рис. 3.1. Характеристика воздуходувной машины
при постоянной и переменной скорости вращения
ротора п, об/мин
U - производительность; Р - давление дутья;
N - мощность; ВС - связь параметров Р и U - для
идеальной воздуходувки; ДКА’АЕ - то же реальной;
q - коэффициент полезного действия;
FF - граница помпажа
Отклонение реальной характеристики от
идеальной в правой части графика обязано быст-
рому росту потерь напора внутри машины вследст-
вие увеличения количества дутья. В итоге при вы-
бросе Bcci о воздуха в атмосферу (точка Е) коэффи-
циент rj = 0, а мощность воздуходувки достигает
наибольшей величины. Отличие характеристик в
левой части вызвано высоким напором дутья, из-за
чего резко возрастает обратное движение (переток)
воздуха между ротором и статором. При закрытой
задвижке на воздуховоде, когда дутье в сеть не по-
ступает (точка Д), воздуходувная машина работает
на холостом ходу с минимальной мощностью и
коэффициентом q - 0 Весь напор дутья в этом слу-
чае расходуется на переток воздуха в сторону низ-
кого давления
В целом коэффициент полезного действия
(КПД) воздуходувки меняется по экстремальной
кривой с максимумом q = 0,72 0,85. Для сокраще-
ния расхода условного топлива на получение 1000
м3 дутья желательно, чтобы рабочий режим возду-
ходувки (точка А) соответствовал наибольшему
значению КПД, но в практических условиях такой
случай скорее исключение, чем правило.
Наличие максимума на кривой ДКА’АЕ
обусловливает существование у воздуходувных
машин зоны неустойчивой работы (помпажа), отве-
чающей малой производительности к предельному
давлению дутья. Помпаж возникает на участке
ДКА’ вследствие резкого роста сопротивления сети
(наиболее часто - при подвисании шихты), а также
из-за несоответствия характеристик воздуходувки и
сети. С увеличением числа оборотов ротора грани-
ца помпажа смещается в сторону наиболее высоких
значений расхода и давления дутья.
Во время помпажа при малом изменении
давления проявляются резкие колебания количест-
ва дутья, недопустимые для паровой турбины, воз-
духодувки и доменной печи. Чтобы предотвратить
поломку турбины и воздуходувки, на трубопроводе
после воздуходувной машины устанавливают ав-
томатически действующий предохранительный
клапан, выпускающий часть дугья в атмосферу при
достижении давления, близкого к границе помпажа.
Помимо этого, воздуходувные машины снабжают
устройством для сброса части сжатого воздуха в
камеру нагнетания.
Помпаж можно избежать, правильно выбирая
и эксплуатируя воздуходувные машины. Ошибки в
выборе воздуходувок приводят к тому, что эти ма-
шины либо ограничивают производительность до-
менных печей, либо работают на неустойчивом и
неэкономичном режиме, иногда со значительным
сбросом дутья в атмосферу.
Когда требуется повысить напор дутья без
изменения его количества, воздуходувную машину
соединяют последовательно с наддувным агрегатом
воздуходувкой равной производительности с бо-
лее низким давлением на выходе. При большой
потребности в дутье на одну доменную печь вклю-
чают параллельно две воздуходувки с близкими
или одинаковыми характеристиками. В обоих слу-
чаях суммарный коэффициент полезного действия
ниже, чем при использовании одной правильно
выбранной машины.
Потребный расход дутья определяют расче-
том на основе материального и теплового балансов
плавки. Параметры воздуходувки выбирают с уче-
том потерь дутья и напора по всей сети - от маши-
ны до дроссельных клапанов. На новых печах поте-
ри дутья составляют 5-8 %, потери давления в воз-
духонагревателе и воздухопроводах обычно равны
20-25 кПа, достигая в некоторых случаях 30-35
кПа. Потери дутья вызваны, в первую очередь, его
регулярным выбросом в атмосферу при переводе
воздухонагревателей с дутья на газ, а также утеч-
кой через неплотности арматуры этих аппаратов и
клапан Снорта
3.1.2.	Воздушный и газовый тракты
После воздуходувной машины дутье посту-
пает в стальной нефутерованный воздухопровод
круглого сечения и по нему направляется к блоку
воздухонагревателей (рис. 3.2), обычно состоящему
из четырех аппаратов. Поперечное сечение возду-
3.1. ДВИЖЕНИЕ ДУТЬЯ И ГАЗОВ
81
хопровода, как и всех других трубопроводов для
транспортировки жидкостей и газов высокого дав-
тения, выбирают круглым потому, чго круг имеет
минимальное отношение периметра к плошади по-
перечного сечения Благодаря этому сокращают
затрату материалов на сооружение трубопроводов,
а также потери давления жидкостей и газов на тре-
ние о их внутренние стенки
мичен, особенно при обогащении дутья кислоро-
дом. Поэтому в случаях длительного сокращения
расхода дутья принято менять режим работы воз-
духодувки.
Перед снортом в воздухопровод вводят водя-
ной пар для регулирования влажности дутья, а ме-
жду этим клапаном и ближайшим воздухонагрева-
телем на прямом участке устанавливают измери-
тельную шайбу и тер-
Рис 3.2. Схема цепи аппаратов доменной плавки:
1 - воздуходувная машина; 2 - клапан Снорт; 3 - дымовая труба; 4 - находящийся
на дутье воздухонагреватель; 5 - смесительный клапан; 6 - труба для взятия печи
на тягу, 7 - доменная печь; 8 - атмосферные свечи. 9 - отделительный клапан;
10 - пылеуловитель; 11 - скруббер, 12 - труба Вентури;
13 - дроссельные клапаны; 14 - каплеотделитель; 15 - газопровод чистого газа
мометр для определе-
ния количества, давле-
ния и температуры хо-
лодного дутья
Дутье нагревают
пропуском через горя-
чую насадку обычно
одного аппарата реге-
неративного типа (кау-
пера), соединенного
футерованным возду-
хопроводом с домен-
ной печью. Насадку
других аппаратов блока
в это время греют до
необходимой темпера-
туры сжиганием в го-
релках чистою домен-
ного газа в токе пода-
По таким же соображениям круглое сечение
придают дымовой трубе, воздухонагревателям, до-
менной печи, пылеуловителю и всем аппаратам
мокрой очистки колошникового газа Отсутствие
теплоизоляции вызывает значительное уменьшение
температуры дутья перед поступлением в воздухо-
нагреватель, что снижает нагрев насадки последне-
го в конце дутьевого периода и благоприятствует
повышению тепловою КПД регенеративных теп-
лообменников В таких условиях применение теп-
лоизолированного трубопровода с целью сохране-
ния тепла сжатого воздуха не дает положительного
результата.
По условиям эксплуатации доменной печи
подачу в нее дутья в некоторых случаях необходи-
мо почти полностью прекратить или возобновить в
течение 2-3 мин. Из-за сложной конструкции рото-
нов паровой турбины и воздуходувной машины, их
большой массы и высокого числа оборотов остано-
вить или пустить турбовоздуходувку за это время
невозможно.
Проблему решают, устанавливая в воздухо-
проводе холодного дутья перед блоком воздухо-
нагревателей клапан Спорта (атмосферный или
разгрузочный клапан, снорт), соединяемый корот-
ким трубопроводом меньшего диаме1ра с нижней
частью дымовой трубы. При закрытом клапане ду-
тье поступает в печь, при открытом основная его
часть через трубу выбрасывается в атмосферу. Из-
менение степени открытия клапана позволяет в
широких пределах регулировать подачу дутья в
печь, но такой метод управления плавкой неэконо-
ваемого вентилятором
воздуха и выбросом продуктов горения в дымовую
трубу. Отрицательное последствие, свойственное
регенеративным теплообменникам, - снижение
темпера гуры к концу дутьевого периода - устра-
няют установкой смесительного клапана между
воздухопроводами горячего и холодного дутья.
Последний позволяет к горячему воздуху подме-
шивать холодный и таким образом держать посто-
янным нагрев поступающей в печь воздушной сме-
си.
Когда достаточна площадь поверхности на-
садок, определяющая регенерацию тепла дымовых
газов и передачу ею дутью, а также имеется резерв
мощности газовых юрелок, применяют попарно
параллельный режим работы кауперов. В этом слу-
чае дутье проходит через два параллельно соеди-
ненных аппарата, нагрев насадки одного из кото-
рых соответствует первой половине дутьевого пе-
риода, нагрев другого - второй Меняя соотноше-
ние проходящих через аппараты потоков дугья,
можно держать постоянной температуру их смеси
без добавки холодного воздуха.
Ближайший к доменной печи воздухопровод
имеет кольцевую форму. Отсюда горячий воздух
через неподвижные и подвижные колена, сопла и
фурмы (рис 3.3) поступает в горн Сложное уст-
ройство ввода дутья вызвано необходимостью бы-
строй смены в процессе эксплуатации некоторых
его частей, в первую очередь фурм и сопел. Для
ускорения разборки и сборки фурменного прибора
неподвижное колено соединяют с подвижным по-
средством клиньев, а подвижное с соплом и фур-
мой - посредством натяжного болта с гайкой и
82
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
пружиной. За исключением фурм весь подвод дутья
футерован огнеупорными материалами для предот-
вращения перегрева наружной поверхности и со-
кращения потерь тепла в окружающую среду. В
конце 1980-х гг. огнеупорные материалы начали
применять и в фурмах со стороны потока дутья.
Рис. 3 3 Подвод дутья в доменную печь:
1 - кольцевой воздухопровод. 2 - неподвижное
колено: 3 - подвижное колено; 4 - смотровое очко,
5 - натяжной болт с гайкой и пружиной; 6 - сопло;
7 - воздушная фурма
Смена сопел и воздушных фурм требует пол-
ного прекращения подачи дутья и остановки печи.
Из-за продолжающегося взаимодействия раскален-
ного кокса с оксидами шихты по реакции прямого
восстановления МеО + С = Me + СО в нижней поло-
вине агрегата образуется значительное количество
горячего монооксида углерода. Одна его часть уда-
ляется из столба шихты через колошник и откры-
ваемые во время остановки печи атмосферные свечи
(см. рис. 3.2), другая после снятия одного или не-
скольких сопел через фурму (фурмы) выходит на-
ружу и здесь загорается при соприкосновении с воз-
духом. Длина факела горящего газа в первый момент
после остановки агрегата достигает 1-1,5 м, делая
невозможной безопасную работу по смене вышед-
ших из строя частей фурменного прибора.
Чтобы устранить выход газа на рабочую
площадку, печь берут на тягу, создавая в кольцевом
и прямом воздухопроводах горячего дутья разря-
жение в 8-10 мм вод ст. (80-100 Па). Под его дей-
ствием горновой газ через неразобранные фурмен-
ные приборы направляют в ближайший к печи воз-
духонагреватель и дымовую трубу или специально
сооружаемую трубу для взятия печи на тягу По-
следний вариант предпочтительнее, так как позво-
ляет избежать осаждения на верхней части насадки
воздухонагревателя некоторых оксидов, уносимых
из печи горновым газом и разрушающих насадку
из-за образования с нею легкоплавких химических
соединении.
На печах среднего объема колошниковый газ
через восходящие и нисходящий газоотводы посту-
пает в пылеуловитель, где из него под действием
сил инерции выделяется 65-75% выносимой из
шихты пыли. В месте ввода газа в пылеуловитель
устанавливают отсечной клапан для отделения до-
менной печи от системы газоочистки на период
кратковременных остановок. После пылеуловителя
следуют аппараты полутонкой и тонкой очистки
газа: скруббер, труба Вентури (турбулентный про-
мыватель), дроссельная группа из четырех клапа-
нов. Все они действуют с использованием воды для
охлаждения газа и удаления из него наиболее мел-
ких частиц пыли. Влажность газа в системе мокрой
очистки всегда составляет 100 %; в нем содержится
много мелких капель воды, осаждаемых в каплеот-
делителе.
Дроссельные клапаны предназначены, в пер-
вую очередь, для создания сопротивления движе-
нию газов и повышения благодаря этому избыточ-
ного давления в рабочем пространстве печи, а так-
же в воздушном и газовом трактах. Чтобы избежать
быстрого истирания клапанов колошниковой пы-
лью, их устанавливают после основных аппаратов
мокрой очистки, а оперируют ими из пункта управ-
ления доменной печью. Вследствие резкого адиаба-
тического расширения и значительного охлаждения
газа после клапанов эти устройства существенно
снижают содержание пыли и поэтому являются
составной частью мокрой газоочистки
В 1960-х гг. после аппаратов мокрой очистки
газа отдельных доменных печей устанавливали
газовые утилизационные бескомпрессорные турби-
ны (ГУЬГ) с электрогенераторами. Целью экспери-
ментов служило преобразование в электрическую
энергию части химической (путем сжигания не-
большой доли) и всей механической энергии сжа-
того газа для компенсации возросших затрат ус-
ловного топлива на производство дутья после пере-
вода печей на повышенное давление под колошни-
ком. Опыты оказались неудачными из-за сравни-
тельно низких величин избыточного давления и
теплотворной способности доменного газа, а также
частых остановок ГУБТ вследствие понижения
давления под колошником из-за неровного хода
печей и других причин
Доменный газ транспортируют к потребите-
лям по нефутерованным трубопроводам. Зимой во
время сильных морозов внутри таких трубопрово-
дов образуется кольцевой слой льда, уменьшающий
их пропускную способность.
3.1.3.	Поступление дутья в горн
О газопроницаемости шихты в доменной пе-
чи судят по количеству подаваемою дутья и разно-
сти давлений (напоров) дутья и колошникового
газа Так как напор дутья обычно измеряют на уда-
лении 5-8 м от места соединения прямого воздухо-
провода с кольцевым, в общую разность давлений
входи г потеря напора на грение о футеровку и пре-
одоление сопротивлений в местах поворота и су-
жения потока дутья между точкой регистрации
давления и носком фурмы. Величина этой потери
пропорциональна кинетической энергии дутья и
часто составляет 12-15% общей разности давлений
между горном и колошником.
3.1. ДВИЖЕНИЕ ДУТЬЯ И ГАЗОВ
83
Измерения статического давления тонкой
(внешним диаметром 32 мм) водоохлаждаемой
трубкой между подвижным коленом и началом
окислительной зоны показали малые потери напора
в сопле, имеющем слабо выраженную коническую
форму, и значительное уменьшение давления дутья
в фурме (рис. 3.4) с более высокой по сравнению с
соплом конусностью. За носком фурмы давление
дутья в большинстве случаев увеличивалось, но не
достигало его величины в конце сопла. Исключе-
ние составило использование фурм диаметром 200
мм, близким к внутреннему диаметру сопла, когда
не имелось существенных изменений давления ду-
тья в фурме и за ее пределами
Причина такой закономерности состоит в
следующем. Согласно уравнению Д. Бернулли, вы-
ражающему закон сохранения энергии для потоков
жидкостей и газов, сумма статического, динамиче-
ского (Е = v_p/2g) и потерянного ДР напоров в лю-
бой точке потока является постоянной величиной
Р + Е + ДР = const.
(3.1)
По длине сопла скорость и динамический на-
пор (кинетическая энергия) потока дутья повышают-
ся мало, в связи с чем величины ДР и Р изменяются
незначительно. В фурме скорость и динамический
напор возрастают пропорционально отношениям (d|
и d2)2 и (d|/d?)4, где dt и d? - диаметры входного и
выходного отверстий. В результате при использова-
нии фурм диаметром d2 - 180 165 мм скорость дутья
и значение Е увеличиваются соответственно в 1,6-
1,9 и 2,7-3,8 раза, вследствие чего давление дутья
быстро уменьшается. После выхода из фурмы ско-
рость дутья резко снижается и небольшая часть ди-
намического напора преобразуется в статический, но
основная его доля теряется.
Рис. 3.4. Изменение статического давления дутья
Рд в сопле, фурме и начале окислительной зоны
при использовании фурм диаметром, мм'
1 -200; 2 - 180; 3 - 165
Ввод природного газа в струю дутья повы-
шает значение ДР из-за увеличения в фурме массы,
нагрева и скорости движения газовоздушной смеси
по сравнению с соплом. Рост температуры смеси
вызван частичным окислением дополнительного
топлива, вследствие чего становятся больше потери
тепла с охлаждающей водой.
Повышение сопротивления сети при сокра-
щении поперечного сечения фурм в условиях не-
достаточной мощности воздуходувных машин
уменьшает подачу дутья и производительность пе-
чи. Об этом свидетельствуют средние результаты
опытов, проведенных на четырех доменных печах
ММК в 1960-х гг.:
Диаметр фурм, мм	180	165
Производительность, т/сут 2222	2110
После замены в последующие 20 лет уста-
ревших воздуходувок более мощными стало воз-
можным без потерь производительности печей ра-
ботать на фурмах малого диаметра и этим увели-
чить глубину проникновения потока дутья в горн.
Большое сопротивление фурм малого диамет-
ра потоку дутья часто используют как средство ре-
гулирования его расхода по окружности печи. Для
этого отдельные фурмы устанавливают меньшего
диаметра по сравнению с другими или закрывают.
В 1950 1960 гг. были попытки регулировать
распределение дутья по фурмам установкой в ниж-
ней части неподвижных колен дроссельных клапа-
нов мотылькового или шиберного типа. Однако все
они окончились неудачей из-за заметного роста
сопротивления тракта подвода дутья в печь и
уменьшения по этой причине производительности
агрегатов, а также недостаточной стойкости клапа-
нов. Осталась нерешенной и задача измерения дос-
товерного расхода дутья на каждую фурму, без че-
го установка регулирующих устройств и их обслу-
живание не имеют смысла.
На современных доменных печах скорость
выходящего из фурм потока дутья составляет 200-
250 м/с, а его мощность достигает 700-1100 кВт.
Под действием этого потока горящие куски кокса
отбрасываются от носка фурмы в горизонтальном и
вертикальном направлениях, в результате чего у
каждой фурмы существует разрыхленная зона, а за
нею расположен плотный слой горючего Измере-
ния горизонтальной протяженности разрыхленной
зоны стальным стержнем диаметром 35 мм в усло-
виях работы на низком и повышенном давлениях
колошникового газа показали соответственно 0,75-
1,30 и 0,68-1,15 м. Колебания протяженности зоны
вызваны неодинаковым поступлением дутья в раз-
личные фурмы, а сокращение ее длины в послед-
нем случае обязано увеличению давления к сниже-
нию по этой причине скорости и динамического
напора потока воздуха.
Понижение статического напора дутья рас-
пространяется и на внешнюю часть воздушного
потока вблизи носка фурмы. Вследствие положи-
тельной разности давлений вне и внутри потока из
окружающего пространства в струю дутья вовле-
каются (инжектируются) горновой газ, стекающие
поблизости капли шлака и расположенные рядом
частицы горючего. Горновой газ поступает по ок-
ружности фурменного отверстия равномерно
(язычки его пламени имеют одинаковую длину со
84
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
всех сторон), тогда как точка пересечения траекто-
рий движения частиц кокса из-за влияния силы
земного тяготения расположена ниже оси фурмы.
Визуальные наблюдения, исследования на хо-
лодных моделях и в промышленных агрегатах пока-
зали, что вовлеченный в газовоздушную струю кокс
движется в сторону оси печи ускоренно и по дости-
жении границы рыхлой полости поворачивает вее-
ром вверх и в стороны (рис. 3.5). Наиболее крупные
куски по инерции перемещаются по поверхности
разрыхленной зоны со значительным замедлением и,
дополненные свежим горючим, вновь возвращаются
в струю дутья, тогда как мелкие частицы полностью
сгорают или выносятся газовым потоком за пределы
зоны циркуляции. Вследствие интенсивного массо-
обмена между циркулирующим и малоподвижным
слоями значительная часть кусков кокса постоянно
выходит из циркуляции и размещается в погранич-
ном слое, а ее место занимают другие частицы. Но-
вые куски топлива вместе с каплями чугуна и шлака
опускаются в зону горения преимущественно сверху
через образующуюся в слое кокса воронку. И лишь
незначительная доля горючего во второй половине
периода накопления чугуна и шлака выдавливается
снизу поднимающимся слоем жидких продуктов
плавки.
Границу перемещающегося и малоподвиж-
ного горючего можно представить в виде упругой
паровой оболочки, на которую извне давят куски
кокса, а изнутри - скоростной напор газов и про-
порциональная ему центробежная сила частиц
твердого топлива. Пренебрегая для простоты дей-
ствием последнего фактора, можно заключить, что
при использовании горючего с малым различием
размера и плотности кусков величина динамиче-
ского напора, приходящаяся на 1 м2 поверхности
оболочки, одинакова на всех режимах работы печи.
В этом случае диаметр шаровой оболочки d0 и ее
поверхность S = 71 • d? находятся в прямой зави-
симости от массы подаваемого дутья (G. кг/с) и его
абсолютного давления (Р. мПа). В итоге с увеличе-
нием G при постоянной величине Р горизонтальная
протяженность разрыхленной зоны возрастает про-
порционально VG , а при сохранении G и повыше-
нии абсолютного давления газа в горне - уменьша-
ется обратно значению Р.
Расчеты показали, что для кусков фурмен-
ного кокса с кажущейся плотностью 1,3 кг/дм3 ра-
венство динамического напора потока дутья Ард и
горизонтального давления слоя горючего достига-
ется при Лрд = 28 кПа. Ниже этой величины цирку-
ляция кокса невозможна.
В отсутствии дутья кокс у носка фурм лежит
неподвижно. В печах полезным объемом 1200
2300 м3 его отдельные куски начинают поворачи-
ваться при подаче в печь количества дутья, обеспе-
чивающего разность давлений между горном и ко-
лошником ДР = 30 кПа (на полном дутье э га вели-
чина составляет 120 140 кПа). Разрыхленная зона
протяженностью свыше 0.2 м устанавливается
только при АР > 40 кПа. В нормальных условиях
плавки все печи имеют постоянную циркуляцию
кокса, изменение характера которой служит вер-
ным признаком нарушения равномерности распре-
деления дутья по окружности печи.
Рис. 3.5. Схема циркуляции кокса в окислительной
зоне (вертикальный и горизонтальный разрезы).
Пунктиром показаны трещины воронки, через
которую к фурме поступает основная масса кокса,
чугуна и шлака
Вследствие циркуляции кокса у фурм и ин-
жекции капель шлака и частиц горючего из восста-
новительной зоны в струе дутья происходят сле-
дующие явления: механическое разрушение кокса с
образованием мелких фракций, выдуваемых за
пределы разрыхленной зоны и накапливающихся в
горне; более быстрое истирание движущимся кок-
сом верхней части носка фурмы в сравнении с
нижней частью; всестороннее зарастание носка
фурмы шлаком при значительном увеличении его
основности и (или) снижении температуры.
Наличие разрыхленной полости и "играю-
щих" кусков кокса у воздушных фурм практикам
доменного производства известно давно. Оно отме-
чалось также отдельными исследователями в 1920
1940-х гг. в связи с очень малым сопротивлением
движению газозаборной трубы в горне на участке
до 1 м от носка фурмы. Однако детальное изучение
явления циркуляции начали только в 1950-х гг.
3.1.4.	Потери напора газа в потоке шихты
Ее определяют двумя способами: измерением
статического давления газа на нескольких горизон-
тах по высоте печи через отверстия в огнеупорной
кладке и посредством опускания с шихтой верти-
кальной зондовой трубы, вводимой в печь через
отверстие на колошнике. Второй способ позволяет
измерять давление газа через любые расстояния ио
высоте, что недоступно при использовании первого
способа.
На рис. 3.6 приведены средние значения раз-
ности давлений таза между поверхностью засыпи и
различными горизонтами высоты печи, а на рис. 3.7
- градиент потерь напора по результатам измере-
ний на печах полезным объемом 1180-1370 м и
холодной модели масштаба 1:20 с проектным про-
филем. В нижней части печей, где прямые экспе-
риментальные данные получить не удалось из-за
наличия высоких температур, значение Ар опреде-
лили предположительно - по разности давлений
газа между последним юризонтом и горном (на
удалении 0,2 0,4 м от носка фурмы) - таким обра-
3.1. ДВИЖЕНИЕ ДУТЬЯ И ГАЗОВ
85
зом, чтобы сумма всех градиентов была равна об-
щему падению напора между поверхностью засыпи
и осью воздушных фурм. На границе зоны цирку-
ляции градиент потерь напора газа приняли равным
насыпной пло гности кокса в э гой зоне.
Рис. 3.6. Изменение потери напора газа
в доменной печи
Во всех случаях максимальное значение Др
имелось в верхней и нижней частях столба шихты,
тогда как в средней его части сопротивление про-
ходу газов было в 1,5-2 раза меньше. И только при
наличии настыли в верхней половине шахты гради-
ент падения напора газа в зоне сужения профиля
превышал обычную величину.
24
2	4	6	40	80	120	160	200
ДР, кПа/м
Рис. 3.7. Изменение градиента подери напора газа
ДР по высоте:
А - доменной печи объёмом 1370 м3 с давлением
колошниковых газов 90-130 кПа; Б - холодной
модели (числа у кривых - давление воздуха
на колошнике, кПа)
Основной причиной различия значений Др
являются относительно малые поперечные размеры
колошника и горна в сравнении с распаром и ниж-
чей частью шахты, футеровка которых быстро из-
нашивается в процессе эксплуатации. В результате
скорость газа в двух первых элементах профиля
превышает скорость в последних и первые элемен-
ты оказываются наиболее узкими местами для
движения газов. После снижения доли горячего
агломерата в шихте печей ММК и температуры
газов в шахте разница в градиентах потерь напора
по высоте печи сократилась, но продолжает оста-
ваться значительной.
Опыты в модели провели, продувая компрес-
сорным воздухом слой агломерата крупностью 3-1
мм Модель имела прочный стальной корпус и
плотную крышку с краном, позволявшим менять
давление под колошником при сохранении общего
падения напора газа достаточно близким к уровню
работающей печи (90 против 100- 120 кПа).
Отличие характера изменений Др по высоте
модели и промышленных агрегатов обязано ухуд-
шению в последнем случае газопроницаемости
опускающейся шихты в результате дробления кок-
са, разрушения железорудных материалов в про-
цессе восстановления, нарастания температуры и
образования в нижней половине печи тестообраз-
ных и жидких масс. Этими изменениями обуслов-
лено более раннее — выше распара - начало роста
сопротивления в работающей печи по сравнению с
моделью, где крупность материалов и температура
газов по всей высоте были одинаковыми и величи-
на Др находилась в обратной зависимости от пло-
щади поперечного сечения печи. Повышение дав-
ления колошниковых газов снижает градиент по-
терь напора в верхней половине зоны потока и уве-
личивает в нижней, что вызвано более значитель-
ным изменением абсолютного давления и скорости
таза в верхней части печи по сравнению с нижней.
Чтобы исключить влияние поперечных
размеров профиля на величину Др и этим выявить
истинный характер изменений сопротивления ших-
ты проходу газов на различных горизонтах про-
мышленных агрегатов, фактические значения гра-
диента потерь напора в печах объемом 1180 и 1370
з
м пересчитали на предполагаемые для цилиндри-
ческого профиля с диаметром колошника соответ-
ственно 6,4 и 6,6 м (рис. 3.8).
Износ огнеупорной кладки в период измере-
ний Др принят равньм 2/3 износа к концу кампании
печей.
Результаты расчета свидетельствуют о росте
Др между поверхностью засыпи и уровнем фурм в
1,8 2,0 раза. Кроме изменений крупности частиц
шихгы и образования тестообразной массы форма
кривых обязана непостоянству температуры газов,
количественное действие которой невозможно
учесть из-за отсутствия средних значений нагрева
газового потока на различных горизонтах противо-
точной зоны печи (зондовые термопары фиксируют
только локальную температуру вдоль оси движения
трубы) Сравнительно быстрое повышение сопро-
тивления в верхней части шахты вызвано разруше-
нием полувосстановленных частиц рудных мате-
риалов ссыпающейся с конуса шихтой. В пределах
основной части шахты, где ударные нагрузки от-
сутствуют, а поток материалов опускается по рас-
ходящимся траекториям, крупность частиц меняет-
86
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ся мало Прогрессирующее нарастание сопротивле-
ния начинается на высоте 8-10 м над уровнем
фурм, в зоне сужения рабочего профиля и размяг-
чения рудных материалов.
Рис. 3 8 Предполагаемое изменение градиента
потери напора газа Ар в различном удалении
от фурм в доменных печах с цилиндрическим
профилем (числа у кривых - диаметр колошника, м)
Замена агломерата окатышами улучшила га-
зопроницаемость шихты в верхней половине печи
(рис. 3.9) и ухудшила в нижней без существенного
изменения общей разности давлений газа между
горном и колошником. Вследствие этого отноше-
ние предполагаемых величин Др в нижней и верх-
ней частях печи возросло до 2,3-2,4.
Рис. 3.9. Изменение градиента потери напора газа
Ар и бокового давления материалов Q6
при использовании в рудной части шихты:
1 - агломерата, 2 - окатышей
Повышение сопротивления шихты по мере ее
опускания к фурмам характерно для всех металлур-
гических регионов. Чтобы ослабить отрицательные
последствия этого явления на результаты плавки,
горн современных доменных печей делают шире
колошника.
Измерения статического давления газа по ра-
диусу верхней части шахты (на удалении 2,0-2,4 м
от поверхности засыпи) с использованием пневмо-
метрической трубки и ртутного манометра в пери-
од перевода доменных печей на повышенное дав-
ление колошниковых газов дали следующие ре-
зультаты:
Расстояние от стенки, м 0,05 0,40 0,85 1,40 2,20 3,30
Давление на колошнике,
кПа:
10-30	31,6 31,6 ЗЕ9 31,8 32,5 32,8
70-80	81,6 81,5 81,3 81,4 81,3 81.5
Небольшой в первом случае рост давления
газа вблизи оси обязан изгибу измерительной тру-
бы шихтой в условиях недостаточно ровного хода
печей. После перехода на новый технологический
режим работы ход печей стал стабильным и изгиб
измерительных труб существенно снизился
Не обнаружили значительных изменений
статического напора газа и в средней части шахты
(8,1-8,3 м ниже поверхности засыпи):
Расстояние 0,05 0,40 0,85	1,40 2,20 3,30
от стенки, м
Давление, кПа 123,3 122,6 122.7 122,5 122.3 122.6
Аналогичные результаты получили и при из-
мерениях по радиусу доменных печей в нижней
части шахты и в распаре
Причина постоянства давления газа в преде-
лах одного горизонта и подавляющей части высоты
противоточной зоны обусловлена вертикальным
движением газового потока через бесчисленное
количество сообщающихся между собой каналов
На уровне воздушных фурм и вблизи поверхности
засыпи газовый поток отклоняется в сторону оси
печи, вследствие чего здесь существует горизон-
тальная составляющая градиента потерь напора. В
горне ее появление обязано горизонтальному под-
воду дутья, на колошнике - наличию откоса ших-
ты. Частично из-за отклонения газового потока в
осевую зону колошника вертикапьная составляю-
щая градиента потерь напора вблизи поверхности
засыпи мало отличается от таковой для верхней
части шахты.
3.1.5.	Сопротивление шихты
движению газов
Достоверные данные о крупности шихтовых
материалов на различных горизонтах действующих
печей в настоящее время отсутствуют, так как не
имеется достаточно точных сведений о средней
температуре газа и порозности шихты в "сухой"
части потока и в зоне когезии Поэтому использо-
вание рассмотренных ранее (ч. 2, с. 49, 50) формул
Эгона и Дарси-Вейсбаха для количественной оцен-
ки газопроницаемости шихты не представляется
возможным.
В производственных условиях о сопротивле-
нии потока материалов движению газов судят по
показателям контрольно-измерительных приборов
(КИП), регистрирующих давление колошникового
газа, общий перепад давлений дутье - колошнико-
3 1. ДВИЖЕНИЕ ДУТЬЯ И ГАЗОВ
87
вый газ и два частных перепада (верхний и ниж-
ний). Давление колошникового газа измеряют в
одном из газоотводов на уровне колошниковой
площадки, верхний и нижний частные перепады -- с
использованием конического отверстия в стенке
печи в средней части шахты (рис. 3.10). Чтобы от-
верстие не забивалось мелкими частицами шихты,
его делают наклонным и располагают выше грани-
цы появления размягченных материалов.
Рис. 3.10. Отверстие для измерения статического
давления газа в шахте:
1 - металлический раструб;
2 - холодильник. 3 - огнеупорная кладка
Упомянутые КИП регистрируют все кратко-
временные и длительные изменения газопроницае-
мости потока материалов. В частности, на диа-
’раммах давления колошникового газа (рис. 3.11)
<рагковременное уплотнение шихты во время ссы-
пания подач отмечается изменением давления в
эазмере 2-5 кПа, обычно восстанавливающимся
через 10-20 с после закрытия конуса. Величина и
длительность этого изменения зависят от количест-
ва загружаемых материалов, их насыпной массы и
высоты падения, а также характера распределения
-азов по радиусу печи. Наибольшее уплотнение
достигается при ссыпании сварочного шлака, кус-
ковой железной руды и окатышей, а наименьшее -
при загрузке кокса С увеличением массы и высоты
падения колош кратковременные колебания давле-
ния газов возрастают.
Рис. 3.11. Фрагмент диаграммы давления
колошникового газа (регулярные понижения
давления соответствуют моментам загрузки подач)
При излишне развитом периферийном газо-
вом потоке и подгруженной рудными материалами
осевой зоне длина пик на диаграммах верхнего ча-
стного перепада и давления под колошником обыч-
но больше в сравнении с противоположным рас-
пределением газов. Причиной связи служит пре-
имущественное движение газов в зоне с макси-
мальным разрыхлением шихты. Если эта зона на-
ходится в периферийной части печи, уплотняю-
щейся при ссыпании подачи в наибольшей мере,
загрузка новых материалов вызывает сравнительно
большое сопротивление проходу газа, который из-
за недостаточной проницаемости средней и осевой
частей столба шихты не может в значительной мере
отклоняться в сторону оси печи При малой раз-
рыхленности прилежащего к стенке участка и дви-
жении основной массы газов через другие зоны
дополнительное уплотнение периферии в момент
ссыпания подач меньше влияет на общее сопротив-
ление проходу газов, чем в предыдущем случае.
При наличии в опускании шихты небольших
задержек (подстоев) загрузка подачи вызывает об-
рушение остановившегося слоя частиц и засыпку
находящегося под ним разрыхленного участка. В
момент обрушения материалов порозность их слоя
резко возрастает и газы в увеличенном количестве
устремляются в газоотводы и пылеуловитель, увле-
кая за собой большое количество мелких частиц
шихты. На диаграммах давления колошникового
газа и нижнего частного перепада это явление от-
мечается кратковременным увеличением падения
напора (газовым толчком), следующим сразу же за
сравнительно небольшим его начальным повыше-
нием, тогда как на диаграмме верхнего частного
перепада осадка шихты и прорыв газов к колошни-
ку фиксируются резким уменьшением потери на-
пора.
Снижение статическою давления на пути от
горна до колошника сопровождается расширением
и охлаждением газового потока в соответствии с
адиабатическим законом
Р, v/ ~ P2v2K “ PvK const,
где Р - абсолютное давление газа;
v - его объем;
k = Cp/Cv отношение теплоемкостей газа
при постоянном давлении и постоянном объеме
(показатель адиабаты).
Для печей среднего объема затрата тепла на
расширение газа равна 1,5-2,0% от общего расхода
тепловой энергии на получение чугуна. Особенно
большое понижение температуры происходит по-
сле дроссельных клапанов (см. рис 3 2), предна-
значенных для повышения давления газа на колош-
нике.
88
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
3.2.	ПОВЕДЕНИЕ СЫПУЧИХ
В ПРОЦЕССЕ ДЕФОРМАЦИИ
3.2.1.	Дробление и истирание
Во время транспортировки и перегрузок сы-
пучие подвергаются разрушению с уменьшением
размера частиц. Практика и исследования показали,
что степень измельчения сыпучих зависит от коли-
чества израсходованной механической энергии. По
одной из распространенных гипотез (Риттенгера)
расход энергии на измельчение пропорционален
величине вновь образованной поверхности. Со-
гласно другой (Кика-Кирпичсва), он пропорциона-
лен отношению £§(Д1/Д2)> где Д| и Д2 - средние
диаметры частиц до и после измельчения. Так как
между поверхностью частиц и их диаметром суще-
ствует функциональная связь, обе гипотезы в дос-
таточной мере отражают влияние затраты механи-
ческой энергии на характер изменения грануломет-
рического состава. Из всей затраченной энергии
лишь небольшая доля превращается в энергию но-
вой поверхности, а основная ее часть преобразуется
в тепло, теряемое в окружающую среду.
При определении механической прочности
кокса, агломерата и окатышей в стандартных усло-
виях расход энергии измеряют числом оборотов
барабана. В начальный период кокс (рис. 3.12) и
агломерат разрушаются интенсивнее, чем в конце.
Это вызвано наличием в их кусках значительного
количества трещин, облегчающих дробление круп-
ных частиц с образованием мелких. По мере увели-
чения числа оборотов барабана острые углы и реб-
ра обоих материалов окатываются, сопротивление
частиц разрушающей нагрузке возрастает. В метал-
лургическом коксе наименьшую прочность имеют
куски > 80 мм, наибольшую - фракция 40 25 мм.
У агломерата высоким сопротивлением разруше-
нию обладают куски > 60 мм из нижней половины
спекаемого слоя.
Рис. 3.12 Влияние числа оборотов барабана п
на размер (числа у кривых, мм) и выход
фракций ВФ при разрушении:
А - кокса крупностью > 80 мы;
Б - производственного агломерата
Упрочнение кокса в процессе испытаний в ба-
рабане натолкнуло на мысль подвергать этот мате-
риал предварительной механической обработке с
целью уменьшить разрушение в доменной печи.
Производственные опыты 1960-х гг. подтвердили
правильность предположения, но метод оказался
неэкономичным из-за большого выхода мелких
частиц. В настоящее время признано целесообраз-
ным уменьшать число перегрузок кокса на пути от
коксовой рампы до засыпного устройства доменной
печи, используя для транспортировки преимущест-
венно ленточные конвейеры.
По условиям доменной плавки основная мас-
са железорудного сырья должна иметь крупность
5-60 мм. В этот предел укладывается 94-96% ока-
тышей и 60-80% частиц агломерата. Перед загруз-
кой в доменную печь без отсева мелочи содержа-
ние фракции 5 0 мм составляет 4-6 % у окатышей
и 10-18 % - у агломерата.
3.2.2.	Уплотнение сыпучих
Сыпучие материалы подвержены действию
многих внешних и внутренних, кратковременных и
длительных, сосредоточенных и объемных сил,
вызывающих появление напряжений сжатия и
сдвига (растягивающих напряжений сыпучие не
выдерживают из-за отсутствия сил сцепления). Под
влиянием этих напряжений происходят упругие и
пластические (структурные) деформации, сущест-
венно меняющие свойства сыпучих.
Одной из главных деформаций является сжа-
тие, осуществляемое постоянной и кратковремен-
ной (динамической) нагрузками. Многие экспери-
менты показали, что при одностороннем сжатии без
возможности бокового расширения высота (рис.
3 13) и порозность слоя сыпучего уменьшаются.
Это вызвано, в первую очередь, возникновением в
точках контакта чрезмерно высоких напряжений,
приводящих к раздавливанию одних частиц и по-
вороту других в более удобное положение.
Рис. 3.13. Влияние числа сжатий п на полную (1)
и остаточную (2) деформации слоя кварцевого песка
После снятия внешней нагрузки высота и по-
розность слоя вследствие упругих свойств частиц
несколько возрастают, но никогда не достигают
исходных значений из-за необратимости пластиче-
ской деформации. Каждое последующее приложе-
3.2. ПОВЕДЕНИЕ СЫПУЧИХ В ПРОЦЕССЕ ДЕФОРМАЦИИ
89
ние внешней нагрузки вызывает дополнительную
усадку слоя, величина которой постепенно умень-
шается в связи с уплотнением сыпучего и ростом
сопротивления сжатию.
Наибольшее уплотняющее действие оказы-
вают ударные нагрузки и вибрация, вызывающие
максимальное перемещение частиц и уменьшение
порозности слоя. В несколько меньшей степени на
плотность укладки сыпучих влияет высота их паде-
ния, увеличение которой в лабораторных экспери-
ментах с 0,4 до 1,0 м повысило насыпную плот-
ность кварцевого песка с 1,39 до 1,59 г/см3 и
уменьшило его порозность на 16,6 %.
В доменной печи максимальное уплотнение
шихты происходит в период ее загрузки в пустой
агрегат после капитальных ремонтов I и II разря-
дов. Падая с большой высоты, каждая подача вы-
зывает значительное разрушение кусков кокса и
уменьшение порозности нижележащего слоя, осо-
бенно в заплечиках, распаре и нижней части шах-
ты. В итоге, как показали исследования И.Г. По-
повченко (1958 г.) на Днепровском металлургиче-
ском комбинате им. Дзержинского, сопротивление
слоя материалов проходу газов в этой части печи
оказалось высоким (рис. 3.14); оно существенно
превысило сопротивление при нормальной работе
агрегата (см. рис. 3.6), хотя расположенная в запле-
чиках задувочная шихта не содержала рудных ма-
териалов, а в распаре и нижней части шахты их
Рис. 3.14. Изменение давления газа по высоте
доменной печи в период задувки:
1 - малая подача дутья; 2 - то же увеличенная
По измерениям В А. Марсуверского (1980 г.)
на ММК давление материалов на стенку в верхней
части шахты во время задувки печи из-за уплот-
ненного состояния частиц в 1,5-2 раза превышало
обычную величину и сохранялось таким до начала
регулярного опускания шихты по всему попереч-
ному сечению колошника.
3.2.3.	Деформация сдвига
Является второй главной деформацией сыпу-
чих. Связана с преодолением сил внутреннего тре-
ния, обусловленных взаимным зацеплением частиц
слоя и наличием поверхностного трения в точке
контакта.
В зоне сдвига (среза) одна часть сыпучего
смещается относительно другой только при усло-
вии переворачивания и перекатывания частиц, рас-
секаемых геометрической поверхностью разруше-
ния (рис. 3.15). Для осуществления этого процесса
ближайшие к срезу слои сыпучего разрыхляются на
глубину 3 4 диаметров частиц, а после сдвига
вновь уплотняются при другом взаимном располо-
жении. В итоге исходная структура слоя разруша-
ется с перераспределением частиц по обе стороны
среза, причем изменение структуры протекает в тем
большем объеме, чем значительнее форма частиц
отличается от шарообразной.
Рис. 3.15. Деформация сдвига в слое сыпучего:
а, б, в - положение частиц по обе стороны
поверхности среза (пунктир) соответственно
в начале, середине и конце сдвига; г - изменение
сдвигающей нагрузки Г при смещении с постоянной
скоростью плотного (I) и рыхлого (2) слоев
сыпучего (5 - величина деформации)
В связи с таким механизмом деформации на-
чальное сопротивление сыпучего срезу зависит от
порозности слоя. В плотном слое оно быстро дос-
тигает максимума, после чего уменьшается, а в
рыхлом максимум появляется позднее и по ею дос-
тижении сопротивление срезу остается постоянным
и равным сопротивлению срезу уплотненного слоя
после его разрыхления. Сдвиг частиц вызывает их
истирание, которое проявляется тем значительнее,
чем выше напряжение среза и ниже прочность час-
тиц. Многие эксперименты показали, что пороз-
ность сыпучего в состоянии движения больше по-
розности в состоянии покоя, в связи с чем коэффи-
циент трения движения равен 0,8 -0,9 трения покоя.
По этой причине начавшийся сдвиг сыпучего про-
текает ускоренно вплоть до остановки и после-
дующего уплотнения слоя под действием сил инер-
ции. В результате при деформировании сыпучего
длительной постоянной нагрузкой в нем возникают
чередующиеся между собой фазы уплотнения и
сдвига, которые проявляются в пульсации давления
и потока материалов при их выпуске из бункеров,
силосов и холодных моделей доменных печей.
При сдвиге слоя шарообразных частиц эф-
фект зацепления играет матую роль, вследствие
чего разница в коэффициентах трения покоя и дви-
жения, а также в порозности неподвижных и пере-
мещающихся материалов значительно меньше, чем
90
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
у частиц неправильной формы. Благодаря этому
заметно меняется поведение сыпучих во время вы-
пуска из хранилищ. Например, при наборе из ших-
товых бункеров доменных печей железорудных
окатышей, имеющих шарообразную форму, по-
верхность их слоя опускается равномерно, тогда
как в опускании поверхности агломерата и кокса
заметно большое количество толчков и обрушений
Общее разрыхление слоя сыпучего в процес-
се сдвига складывается из разрыхлений частиц по
обе стороны каждой поверхности среза. В связи с
этим оно возрастает с увеличением количества та-
ких поверхностей и повышением скорости переме-
щения сыпучего, когда уменьшается продолжи-
тельность фазы уплотнения. По этой же причине
относительное разрыхление отдельных объемов
частиц находится в прямой зависимости от гради-
ента скорости их движения в поперечном сечении
потока.
Сдвиг сыпучего относительно контактирую-
щей поверхности во многом похож на деформацию
среза. Некоторое различие состоит лишь в том, что
в этом случае форма поверхности сдвига и глубина
разрыхления слоя сыпучего определяются формой
и степенью шероховатости контактирующей по-
верхности, которой служат, в частности, стенки
доменной печи и хранилищ для сыпучих. Когда
выступы и впадины достигают 0,3 линейного раз-
мера частиц, стенки являются шероховатыми. В
этом случае коэффициенты внутреннего и внешне-
го трений сыпучего одинаковы (fo = f- tg<po), а глу-
бина разрыхленного слоя вблизи стенок достигает
4-6 диаметров частиц. При меньшей шероховато-
сти стенок сопротивление сыпучего сдвигу и глу-
бина его разрыхления снижаются.
3.2.4.	Главные напряжения
Непосредственной причиной деформаций
сжатия и сдвига являются нормальные и касатель-
ные напряжения, вызываемые действием внешних
и внутренних сил. Из всех нормальных напряже-
ний, величина которых зависит от угла наклона
поверхности сдвига к горизонту, главными являют-
ся вертикальное и горизонтальное напряжения,
обычно называемые вертикальным и боковым дав-
лениями. В осевой зоне хранилища эти напряжения
только сжимают частицы сыпучего, тогда как вбли-
зи сзенки к нормальным напряжениям добавляются
касательные, вызывающие сдвиг частиц относи-
тельно стенки. Имеются касательные напряжения
внутри массы сыпучего, когда одна его часть сме-
щается относительно другой.
Наличие касательных напряжений сущест-
венно влияет на величину вертикального давления
сыпучего QB в различных точках поперечного сече-
ния хранилища, тогда как боковое давление Qo
меняется мало и в пределах одного горизонтально-
го сечения его принято считать постоянным. Абсо-
лютную величину Q6 легко определить, используя
среднее значение QB и отношение £ = Q6 /QB. име-
нуемое коэффициентом бокового давления.
Q6~4Qb-	(3.2)
Силы трения в сыпучих всегда направлены в
сторону, противоположную главным напряжениям,
поэтому работа этих сил, пропорциональная коэф-
фициенту £, зависит от физических свойств сыпу-
чего и направления движения контактирующей
поверхности в горизонтальной плоскости. Напри-
мер. когда контактирующая поверхность (подпор-
ная стенка) отходит от сыпучего (рис. 3.16), силы
внутреннего и вггешнего трений препятствуют его
смещению вслед за поверхностью. В результате
боковое давление в деформируемой части слоя сы-
пучего и равная ему по величине и противополож-
ная по направлению реакция поверхности будут
меньше Qp. В случае движения контактирующей
поверхности в сторону сыпучего силы внутреннего
и внешнего трений меняют направление действия
на противоположное и начинают препятствовать
перемещению поверхности. Вследствие этого боко-
вое давление существенно возрастает и вместе с
ним увенчивается объем деформируемой части сы-
пучего (на рис. 3.16 граница сдвига показана пунк-
тирной линией).
Давление на контактирующую поверхность
при первом соотношении главных напряжений
принято называть активным боковым давлением,
при втором - пассивным. Активное боковое давле-
ние характеризует давление сыпучего на отходя-
щую поверхность, тогда как пассивное отражает
его сопротивление выдавливанию вверх наступаю-
щей поверхностью.
Рис. 3.16. Зависимость бокового давления Q6
от направления сдвиг а (стрелки на схеме)
подпорной стенки:
QB - вертикальное давление,
F - сила внешнего и внутреннего трений
3.2.5.	Коэффициент бокового давления
Для определения этого критерия при актив-
ном и пассивном давлениях в неограниченном
стенками массиве сыпучего используют формулы:
= tg2 (90 - Фо)/2;
~ tg2 (90 + фо)/2.
Активное боковое давление всегда меньше
вертикального, пассивное -- превышает его. Соот-
ветственно меняется и значение коэффициента бо-
кового давления: r первом случае оно меньше еди-
ницы, а во втором больше.
3.2. ПОВЕДЕНИЕ СЫПУЧИХ В ПРОЦЕССЕ ДЕФОРМАЦИИ
91
Фо, град 30	32	34	36	38	40	42
0,333 0,307 0,283 0,260 0,238 0,217 0,198
2,90	3,25	3,58	3,85	4,20	4,60	5,04
Вблизи стенки на величину вертикального
давления влияют касательные напряжения, поэто-
му значение коэффициента бокового давления
здесь отличается от приведенных.
В верхней и средней частях шахты доменной
печи частицы шихты опускаются по расходящимся
траекториям, что равноценно отходу контакти-
рующей поверхности от сыпучего. Вследствие это-
го боковое давление является активным, значения
коэффициента и пропорциональной ему силы
трения о стенку сравнительно малы. В нижней час-
ти шахты, распаре и заплечиках, где фактический
профиль печи сужается и частицы материалов пе-
ремещаются по сходящимся траекториям, отноше-
ние Q6 / QB и сила трения частиц о стенку сущест-
венно возрастают. Однако поток шихты здесь не
вдавливается наступающей стенкой вверх, а про-
должает опускаться в направлении окислительных
зон перед воздушными фурмами, поэтому давление
на стенку печи не достигает пассивного бокового
давления.
Такие же условия движения сыпучих имеют-
ся в сужающейся части бункеров, силосов, весовых
воронок и засыпного устройства доменных печей.
Известно, что величина силы внешнего тре-
ния равна произведению коэффициента трения на
нормальное (перпендикулярное к поверхности)
давление N, являющееся напряжением трения в
зоне сдвига F ~ f0N. И если первый множитель за-
висит главным образом от формы частиц и шеро-
ховатости стенки, то на второй существенно влияет
наклон поверхности сдвига к горизонту (0, град).
Когда поверхность горизонтальна (® ~ 0), нор-
мальное давление равно вертикальному, и их от-
ношение £,н = N/Q4 = 1. Во всех других случаях ве-
личина меньше единицы.
На рис. 3.17 приведены результаты экспери-
ментальных определений значения Для кварцево-
го песка при различном наклоне поверхности сдви-
га к горизонту. В интервале изменений 0 от 0 до
90° и более 90° они сопоставлены с итогами вычис-
лений по формулам:
£н ~ cos20 + £ sin20;
<J„ - £+ [cos2 (0 - 90) + 5 sin2 (0 - 90)] -1,
где £ - 0,41 - коэффициент бокового давления
кварцевого песка.
Данные показывают, что по мере увеличения
наклона поверхности сдвига отношение нормально-
го давления к вертикальному уменьшается, достигая
величины £ при 0 = 90° и нуля при 0 = 180 - фи.
В доменной печи после строительства или ка-
питального ремонта I разряда наклон заплечиков и
шахты составляет соответственно 79-82 и 95-98°,
вследствие чего диапазон изменений угла 0 много
меньше приведенного на рисунке. И хотя в процессе
эксплуатации огнеупорная кладка шахты, распара и
заплечиков изнашивается, тем не менее ко времени
остановки печи для замены огнеупоров наибольшее
отклонение образующей поверхности шахты и за-
плечиков от вертикальной линии не превышает 13°.
Поскольку это отклонение невелико и направлено в
разные стороны от вертикали, отношение N/Q6 ма-
ло отличается от единицы не только в среднем для
всей высоты зоны потока шихты, но и на отдельных
ее участках. Так, для заплечиков и шахты с углом
наклона к горизонту 77 и 100° значение отношения
N/Qfi составляет 1,05 и 0,95. В итоге для упрощения
вычислений силы трения материалов о стенку до-
менной печи допустимо нормальное давление заме-
нять боковым (горизонтальным).
Рис. 3.17. Влияние наклона поверхности сдвига 0
к горизонту на коэффициент нормального давления
в слое кварцевого песка (заштрихованный
участок - пределы изменения наклона стен шахты
и заплечиков в доменной печи)
3.3.	ПОВЕДЕНИЕ СЫПУЧИХ
В ХРАНИЛИЩАХ
3.3.1.	Давление на стенки силоса
Кроме восходящего газового потока спуска-
нию шихты к фурмам препятствует трение мате-
риалов о стенки, пропорциональное боковому дав-
лению Q6. Под действием этого давления разруша-
ются частицы сырья и кокса, истирается огнеупор-
ная кладка печи и возникают многие расстройства
хода.
В работающей печи Q<, измерено только в
верхней и средней частях шахты. На более низких
горизонтах опытных данных о его величине не
имеется из-за наличия высоких темперагур, разру-
шающих измерительные устройства. Поэтому о
характере изменения Q6 в нижней части шахты,
распаре и заплечиках приходится суди гь только по
поведению сыпучих в процессах с одинаковым на-
пряженным состоянием. К числу таких процессов
относится выпуск сыпучих из бункеров, силосов,
обрушенных блоков при подземной разработке по-
лезных ископаемых и холодных моделей доменных
печей.
92
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
По устройству и условиям работы наиболее
близким к доменной печи является силос (рис.
3.18). Он предназначен для хранения зерновых
продуктов сельского хозяйства, цемента и многих
других сыпучих материалов, используемых в раз-
личных отраслях народного хозяйства. Стенки
верхней (выше горизонта А-А) и средней частей
силоса вертикальны, а нижней (ниже горизонта В-
В) наклонны, поперечное сечение имеет прямо-
угольную, круглую или многогранную формы За-
полняют силос сверху, а разгружают снизу обычно
через одно отверстие (люк), которое по воздейст-
вию на движение частиц сыпучего во многом сход-
но с окислительной зоной перед воздушной фурмой
доменной печи.
Рис. 3.18 Схема изменения коэффициента бокового
давления £ по высоте доменной печи и силоса
(А-А, В-В - границы переходной зоны)
В верхней части силоса и доменной печи ма-
териалы опускаются соответственно по параллель-
ным и расходящимся траекториям, в связи с чем
соотношение главных напряжений и форма эпюры
скорости движения у них одинаковы и отвечают
активному боковому давлению. Одинаковы эти
показатели и в нижней части обоих агрегатов, где
твердые частицы перемещаются по сходящимся
траекториям Среднюю часть высоты силоса и печи
(между горизонтами А-А и В-В) занимает переход-
ная зона с меняющейся величиной коэффициента
бокового давления “ Qg / QB и непостоянной
эпюрой скорости опускания частиц.
В силосе восходящий газовый поток отсутст-
вует, вследствие чего QB и Q6 зависят только от фи-
зических свойств сыпучего, геометрических разме-
ров хранилища и степени шероховатости его стен.
Близкие условия создаются и в доменной печи во
время прекращения подачи дутья, когда разрых-
ленный газом поток шихты уплотняется с опуска-
нием поверхности засыпи на 1,0-1,5 м.
В условиях активного бокового давления
максимальная величина Qp расположена у оси хра-
нилища, минимальная - вблизи стен. Согласно ла-
бораторным опытам, для силоса круглого сечения
опора вертикального давления имеет форму пара-
болоида вращения. По данным Р.Л. Зенкоса (1964
г.), в этом случае средний по горизонтальному се-
чению коэффициент бокового давления для отно-
сительно гладких (f < f0) и шероховатых (f = f0) стен
составляет соответственно;
£=!/[! + 2f.2 + 71 + С (Г +	-Г)],
(3.3)
(3.4)
§=]/(l+2fo2 + fo71<),
где f0, f - коэффициенты внутреннего и внешнего
трений.
Вычисленные по последним формулам значения
характеризуют поведение сыпучего в разрых-
ленном состоянии, когда его частицы легко сме-
щаются одна относительно другой и относительно
стен. В производственных условиях загружаемые в
пустой силос материалы вследствие падения с
большой высоты подвергаются значительному уп-
лотнению, в связи с чем фактический коэффициент
бокового давления £, превышает расчетный
+	(3.5)
Величина Q6 характеризует количество ме-
ханической работы, совершаемой внешними сила-
ми по перемещению частиц сыпучего в процессе
формирования слоя. С увеличением этой работы
повышается плотность укладки частиц в хранили-
ще и возрастает отношение Q6 / QB Но после сдвига
и вызываемого им разрыхления слоя сыпучего зна-
чение Об в большинстве случаев уменьшается до
нуля, а критерий до 4’.
Наибольшее влияние на величину Q6 и пока-
затель £ оказывают ударные нагрузки и вибрация,
уменьшающие порозность сыпучего. Например,
послойное трамбование кварцевого песка повысило
отношение Q6 /QB с 0,41 до 0,80. А при вибрацион-
ном уплотнении сыпучих с ускорением, близким к
ускорению земного тяготения, давление на стенки
сосудов после прекращения вибрации во многих
случаях достигало гидростатического = 1)
Влияние диаметра силоса d, насыпной плот-
ности сыпучего у0 и высоты слоя h на величину
вертикального и бокового давлений характеризует
формула Г. Янсена (1895 г.), применяемая для рас-
чета стенок силоса на прочность:
dy
Q-=^1“e ”
4fq
q.=ад.-
(3.6)
С увеличением высоты слоя заключенный в
скобки сомножитель возрастает замедленно и при
h = °о достигает 1. Пропорционально ему повыша-
ется и вертикальное давление (рис. 3.19), макси-
мальная величина которого
Qb = d у0 / (4f$.
Так как для большинства сыпучих при отно-
шении h / d ~ 3 вертикальное давление достигает
85-90% QB, подавляющая часть потенциальной
энергии слоя G - yoh при дальнейшем увеличении h
расходуется на истирание частиц сыпучего о стен-
ки хранилищ.
Для проверки достоверности равенства (3.6)
измерили вертикальное давление частиц ферромар-
3.3. ПОВЕДЕНИЕ СЫПУЧИХ В ХРАНИЛИЩАХ
93
ганца крупностью 3,0-2,5 мм, загружавшихся без
уплотнения в цилиндрический сосуд диаметром
190 мм с подвижным дном Опытные данные под-
твердили теоретические значения QB, вычисленные
по выражениям (3.2) и (3 6). Следовательно, в слу-
чае пребывания сыпучего в хранилище в разрых-
ленном состоянии, когда фактический и расчетный
коэффициенты бокового давления одинаковы
(Л ~ формула Янсена достоверна.
Фо, Град 32		34	36	38	40	42
	0,397	0,367	0,339	0,311	0.285	0.261
	0,958	0,912	0,868	0,824	0.762	0,709
	2,41	2,48	2,55	2,62	2,67	2,72
	Из данных следует,			что отношение		Qe / Qb в
конической части в 2,4-2,7 раза больше, чем в ци-
линдрической, и это различие возрастёт, если по-
верхность цилиндрической части будет гладкой.
Вследствие стесненности движения и увели-
Рис. 3.19 Изменение бокового Q6 и вертикального QB давлений сыпучего
в цилиндрическом сосуде:
а - схема к формуле Янсена (пояснения а тексте);
б - результаты измерений в модели
ченной затраты механиче-
ской энергии на преодоле-
ние сил внутреннего трения
значения Q6 и QB в нижней
части силоса быстро
уменьшаются (рис. 3.20),
достигая нуля на уровне
выпускного отверстия. Так
как на преодоление сил
трения расходуется не
только собственная потен-
циальная энергия слоя сы-
пучего ниже горизонта В-В,
но и вся сохранившаяся
энергия расположенных
выше материалов, QB на
горизонте В-В можно рас-
сматривать как внешнюю
3.3.2.	Выпуск сыпучих
через одно отверстие
Соответствует опусканию частиц твердых ма-
териалов в силосе и доменной печи с одной фурмой.
Многими исследованиями установлено, что
при разгрузке сыпучих через одно отверстие распо-
ложенный выше слой частиц разрыхляется и пере-
мещается вниз по пучку сходящихся траекторий.
Максимальная скорость опускания всегда наблю-
дается у оси выпускного отверстия, минимальная -
вблизи границы с неподвижным слоем, где имеют-
ся только нормальные напряжения и отсутствуют
напряжения сдвига (касательные)
Перемещение частиц по сходящимся траекто-
риям сопровождается регулярным образованием и
разрушением кратковременных сводов, опираю-
щихся на неподвижную массу материалов за пре-
делами зоны потока Оно равнозначно опусканию
сыпучею в воронке с шероховатыми стенками - в
обоих случаях частицы подвергаются значительно-
му горизонтальному сжатию, в результате которого
средний коэффициент бокового давления, по дан-
ным В.К. Кропотова (1958 г.), повышается до вели-
чины:
5"-l/(l+2fo2-fJl + f„2 •	(3.7)
Ниже сопоставлены средние коэффициенты бо-
кового давления для цилиндрической (выше гори-
зонта А-А) (см. рис. 3.18) и конической частей си-
лоса с шероховатыми стенками при различном зна-
чении угла естественного откоса сыпучего:
нагрузку, равномерно рас-
пределенную по высоте нижележащего слоя сыпу-
чего В этих условиях для описания образующей
зоны потока пригодна формула автора (1969 г.)
г - 0,564-/h(T7 m)7f7 >	(3 8)
где г - радиус зоны на удалении h от выпускного
отверстия,
0,564 = 1//гё, m = QB / (Су0) - градиент вер-
тикального давления, выраженный в долях насып-
ной плотности сыпучего,
С - расстояние от выпускного отверстия до
горизонта В-В.
Рис. 3.20. Схема изменений бокового Qf>
и вертикального Qfl давлений сыпучего в силосе
(А-А, В-В границы переходной зоны)
Формула описывает квадратичную параболу.
Следовательно, зона потока при установившемся
выпуске сыпучих через одно круглое отверстие
имеет очертание параболоида вращения (рис. 3.21).
94
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Рис. 3.21. Влияние внешней нагрузки q
на положение границ зоны потока (сплошные
линии) при выпуске сыпучего из неограниченного
стенками массива’ а - через одно круглое
отверстие, б - кольцевую щель (пояснения в тексте)
До начала 1960-х гг. для изучения выпуска
сыпучих часто применяли модели с вертикальной
стеклянной стенкой, располагаемой рядом с выпуск-
ным отверстием Эти модели позволяли судить о
развитии зоны потока сыпучего по скорости движе-
ния прилегающих к стеклу частиц. Было установле-
но, что вначале над выпускным отверстием появля-
ется небольшая зона разрыхления, форма которой
близка к эллипсоиду вращения (рис 3 22). Свойство
зоны таково, что все расположенные на ее поверхно-
сти частицы поступают к разгрузочному отверстию
одновременно. По мере выпуска сыпучего размеры
зоны увеличиваются, причем ее нижняя граница бы-
стро получает устойчивое параболическое очерта-
ние, тогда как другие участки границы продолжают
перемещаться вверх и в стороны из-за непрерывного
образования и разрушения в массе сыпучего дина-
мически неустойчивых разгружающих сводов. По-
скольку форма последних тоже соответствует квад-
ратичной параболе, сочетание двух параболоидов
вращения образует разрыхленное тело, похожее на
эллипсоид. При выпуске уплотненного слоя частиц
зона потока развивается преимущественно вверх и
достигает стабильных боковых границ позже, чем
при выпуске рыхлого слоя
Рис. 3.22. Влияние вертикальной стенки ВС
на развитие зоны потока при выпуске сыпучего
через одно отверстие (вид спереди, сбоку
и горизонтальный разрез). Стрелками показана
эпюра внешней нагрузки q
Согласно одному из основных законов при-
роды - принципу наименьшего действия, все есте-
ственные процессы совершаются с наименьшей
затратой энергии. При выпуске сыпучих этот закон
проявляется в появлении границы между движу-
щимися и неподвижными частицами в форме квад-
ратичной параболы и круглого поперечного сече-
ния зоны потока. Параболическое очертание обра-
зующей зоны потока обеспечивает равномерный по
высоте расход потенциальной энергии слоя на ра-
боту сил внутреннего трения, а круглое поперечное
сечение с минимальным отношением периметра к
площади зоны потока - наименьшую из возможных
затрату энергии. По этой же причине при использо-
вании разгрузочного отверстия квадратной формы
уже на небольшой от него высоте горизонтальное
сечение зоны потока становится круглым.
Наличие в модели стеклянной стенки увели-
чивает отношение периметра к площади попереч-
ного сечения потока, вызывая дополнительный
расход потенциальной энергии слоя на преодоле-
ние внешнего трения. Вследствие этого видимая
через стекло ширина зоны потока заметно умень-
шается, а ее ось наклоняется в противоположную
от стенки сторону. Особенно большие нарушения
условий моделирования имелись в плоских моде-
лях, где в зону потока вводили две стеклянные
сзенки. Чтобы избежать значительных изменений
результатов опытов, в последние 30 лет применяют
объемные модели с более сложной методикой экс-
перимента.
Данные рис. 3.22 характеризуют неусгано-
вившийся режим выпуска сыпучих, равенство (3.8)
и рис. 3.21 - установившееся движение с постоян-
ной границей. Первый случай в сочетании с выпус-
ком уплотненного слоя применим к периоду раз-
дувки доменной печи после капитальных ремонтов
1 и II разрядов, второй отвечает нормальной работе
печи.
Для проверки достоверности равенства (3.9)
расчетные значения г при m - 0 сопоставили со
средними результатами опытов Н.Г. Дубинина
(1965 г.) по выпуску зернистых материалов через от-
верезие радиусом г' = 12 мм на объемной модели, мм:
h	20	60	100	150	200	250	300
(г - г'): расчет	19	40	56	72	86	95	101
опыт	19	41	56	72	86	96	106
Итоги сравнения свидетельствуют об удовле-
творительном соответствии теоретических и экспе-
риментальных данных
В доменной печи величина градиента m ме-
няется от 0,2 при неровном ходе до 0,8 при ровном
и может достигать 1,0 вскоре после капитального
ремонта I или II разрядов, когда огнеупорная клад-
ка еще не изношена и горизонт В-В расположен на
границе распара и шихты С повышением m при
постоянном значении h зона потока мазериалов
расширяется:
m	0,2	0.4	0,6	0.8	1,0
Увеличение г, %	9,5	18,3	26,5	34,2	41.4
3.3. ПОВЕДЕНИЕ СЫПУЧИХ В ХРАНИЛИЩАХ
95
Напротив, уменьшение градиента m влечет за
собой сокращение поперечных размеров и объема
разрыхленной зоны.
Чтобы проверить достоверность этих выводов, в
стеклянную трубу диаметром 150 мм через подвиж-
ную воронку загружали сыпучий материал
(рис. 3 23) Снизу трубу закрыли пластиной с вне-
центренным круглым отверстием, через которое час-
тицы сыпучего свободно высыпались. Так как загру-
зочная воронка имела больший диаметр выпускного
отверстия, чем труба, высота и порозность сыпучего
в процессе непрерывных загрузки и выгрузки не
менялась, что обеспечило постоянство QB.
Рис.3.23. Зависимость формы и наклона слоя не-
подвижных частиц а от высоты зоны потока в ци-
линдрической модели при выпуске сыпучего:
а - через боковое отверстие (С - расстояние от
стенки, 1,2- высота слоя 300 и 600 мм);
б - то же осевое (3, 4, 5 - кокс, агломерат
и сварочный шлак соответственно)
При неизменном положении воронки и уста-
новившемся режиме выпуска наклон границы зоны
потока к горизонту был постоянным, тогда как с
повышением или понижением воронки он соответ-
vTbchho уменьшался или возрастал.
Аналогичные результаты получил Б.А. Мар-
сувсрский (1960 г.) при разгрузке сыпучих через
одно центральное отверстие. Увеличение высоты
движущегося слоя во всех случаях уменьшало на-
клон ею неподвижной части к горизонту. Благода-
ря осевому расположению отверстия зона потока
была симметричной, тогда как в предыдущем ис-
следовании из-за близкого нахождения стенки со-
суда к разгрузочному отверстию симметрия в опус-
кании частиц отсутствовала.
3.3.3.	Переходная зона
По измерениям ГВ. Горбунова (1981 г.) в
модели цилиндра диаметром 190 и высотой 600 мм
с периферийной разгрузкой сыпучего через 8 от-
верстий боковое давление слоя частиц в верхней
половине сосуда было одинаковым по всему попе-
речному сечению. В связи с этим частицы опуска-
лись по параллельным траекториям с одинаковой
скоростью, их горизонтальное перемещение отсут-
ствовало,
Характерное для переходной зоны быстрое
увеличение бокового давления начиналось на гори-
зонте 250-270 мм выше выпускных отверстий
(рис. 3.24). Наиболее интенсивно величина Q6 ме-
нялась вблизи оси цилиндра, тогда как на перифе-
рийном участке радиуса (между осью выпускных
отверстий и стенкой сосуда) давление частиц на-
растало медленнее Это вызвано образованием в
пределах переходной зоны большого числа неус-
тойчивых разгружающих сводов криволинейной
формы. Максимальное боковое давление превыси-
ло исходное на верхней границе переходной зоны в
2,5-2,8 раза, что соответствует расчетному отно-
шению коэффициентов £’7 = 2,4 2,7.
Несовпадение максимумов бокового давле-
ния служит причиной горизонтального перемеще-
ния некоторой доли частиц не только в переходной
зоне, но и ниже ее. Так, в верхней части рассматри-
ваемой зоны, где давление частиц у оси превосхо-
дит давление на периферии, можно ожидать сдвиг
слоя сыпучего в сторону стенки с соответствую-
щим замедлением вертикальной скорости опуска-
ния частиц в периферийной части радиуса. Напро-
тив, в расположенном ниже слое давление частиц у
стенки превышает давление вблизи оси, из-за чего
неизбежно горизонтальное перемещение сыпучего
в сторону оси с соответствующим изменением вер-
тикальной скорости движения частиц в периферий-
ной и осевой частях радиуса.
Рис. 3.24. Результаты измерений бокового давления
сыпучего в переходной зоне цилиндра и ниже ее
в условиях периферийной разгрузки частиц
(А-А, В-В - границы зоны):
1 - давление вдоль оси выпускного отверстия:
2 - ю же по оси модели
Выше (п. 3.2) упоминалось о пульсации дав-
ления и потока материалов при их выпуске из бун-
керов, силосов и холодных моделей доменных пе-
чей. Г.В. Горбунов измерил частоту и амплитуду
пульсации по оси разгрузочного отверстия на опи-
санной модели цилиндра Для этой цели он исполь-
зовал тонкий стержень с закрепленной на конце
круглой пластиной, защитную трубку малого диа-
метра, пружинные весы и регистрирующее устрой-
ство с бумажной лентой. Стержень вместе с труб-
кой перемещали по высоте модели, сохраняя по-
стоянным расстояние между пластиной и корпусом
трубки.
Результаты опытов (рис. 3.25) свидетельст-
вуют о большой пульсации бокового давления сы-
пучею в переходной зоне на удалении 200 мм от
выпускных отверстий. Это вызвано интенсивным
образованием и разрушением здесь неустойчивых
96
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
разгружающих сводов. Выше переходной зоны (300
мм) величина пульсации Q6 была слабее, а ниже
(100 мм) почти полностью отсутствовала. Сыпучий
материал в последнем случае находился в разрых-
ленном состоянии и равномерно удалялся через
выпускные отверстия.
. Толчкообразный сход шихты, обусловленный
образованием и разрушением динамически неустой-
чивых сводов в переходной зоне, существует в до-
менной печи. Он вызывает значительную, достаточ-
но равномерную пульсацию расхода дутья, посту-
пающего на каждую фурму. По показаниям расхо-
домеров ее частота не превышает 1 Гц. Из-за несов-
падения толчков расхода на отдельные фурмы по
времени относительная пульсация всего объема ду-
тья и выхода колошникового газа выражена слабее.
О 20	40	60 с
Рис. 3.25. Изменение амплитуды пульсаций потока
сыпучего в переходной зоне цилиндра и ниже ее
при измерении по оси выпускною отверстия
(числа на диаграмме - расстояние
до горизонта выпуска, мм)
Отдельные исследователи обнаружили пуль-
сацию давления дутья с частотой 5-30 Гц у очка
подвижного колена, объяснив ее прерывистым
(дискретным) опусканием кокса в зону горения.
Более вероятной причиной такого явления служит
турбулентный режим движения потока дутья, а
также удара его струи о каждый появляющийся
перед носком фурмы кусок кокса. Возникающая
при этом волна давления распространяется со зву-
ковой скоростью во все стороны, в том числе и в
направлении смотрового очка.
На рис. 3.26 показаны итоги измерений бо-
кового давления пшеницы, выполненных М Н.
Хаймоиичем (1944 г.), в силосе диаметром 7 м.
Давление измеряли с помощью датчиков, установ-
ленных на стенке силоса Во всех случаях макси-
мальное превышение фактического давления над
расчетным по формуле (3.6) соответствовало ниж-
ней границе переходной зоны, располагавшейся на
удалении 10 -12 м от поверхности слоя сыпучего.
Напротив, на горизонте ниже 14 м измеренное
давление не достигало расчетного вследствие на-
чавшегося сужения зоны потока и появления меж-
ду этой зоной и стенкой силоса большой массы
неподвижных зерен.
Аналогичное отклонение действительных
значений Q6 от расчетных установлено во многих
других исследованиях. Одной из причин такого
явления служит наличие в средней части высоты
силоса переходной зоны с более высоким отноше-
нием Q6 / QB, чем в верхней части. Другой причи-
ной является уплотнение сыпучего вследствие
большой высоты падения его струи во время за-
полнения силоса, а также сотрясения стен, вызы-
ваемого работой механизмов, движением железно-
дорожного и автомобильного транспорта. В итоге
фактическое значение коэффициента £ достигает
0,5-0,8, превосходя расчетное по формуле (3.4) в
1,5-2 раза.
Qe, кПа
Рис. 3.26. Давление пшеницы на стенки силоса
(пунктирная линия - расчет по формуле Янсена)
Протяженность участка с высоким боковым
давлением обычно составляет 2/3 полной высоты
силоса, считая снизу. Чтобы предотвратить разру-
шение стен от дополнительных статических и ди-
намических нагрузок, расчетные значения Q6 на
этом участке при проектировании силоса увеличи-
вают в 2 раза.
3.3.4.	Давление на дно хранилищ
Его определяют, основываясь на двух гипо-
тезах. Согласно первой регулярное образование и
разрушение в сужающейся части потока кратко-
временных неустойчивых сводов позволяет вычле-
нять QB по формуле М.М. Протодьяконова (1933 г.),
основанной на теории образования свода естест-
венного равновесия:
Q«“dyo/(4fe)	(3.9)
Согласно второй гипотезе при движении сы-
пучих в воронках с шероховатыми стенками (f = f0,
£ J ^") или в таких же трубах с отношением h / d >
3,5 максимальная величина вертикального давле-
ния с учетом равенства (3.6) составляет:
Q« - d у0 / (4f^”).	(3.10)
Знаменатель последнего выражения мало зависит
от угла естественного откоса сыпучего
(ро. град	32	34	36	38	40	42
4f<£”	2.39	2,46	2,51	2,54	2,56	2.56
3.3. ПОВЕДЕНИЕ СЫПУЧИХ В ХРАНИЛИЩАХ
97
От знаменателя формулы Протодьяконова он
отличается коэффициентом который при опи-
сании свода естественного равновесия принят рав-
ным 1. Для частиц округленной формы с углом ес-
тественного откоса фо = 32-34° такое допущение
справедливо, в связи с чем результаты вычислений
QB по выражениям (3 9), (3.10) близки между собой
и удовлетворительно согласуются с итогами лабо-
раторных опытов. Для частиц остроугольной фор-
мы с более высоким значением фо наименьшее от-
клонение от опыта показывают подсчеты по фор-
муле (3.10).
3.4.	ОПУСКАНИЕ ШИХТЫ К ФУРМАМ
3.4.1.	Рациональное очертание заплечиков,
форма и размеры осевого малопод-
вижного слоя кокса
В современной доменной печи носки воздуш-
ных фурм расположены на малом расстоянии между
собой (1,2-1,4 м), в связи с чем отдельные зоны по-
тока материалов на высоте 0,4-0,5 м от горизонта
фурм сливаются в единую зону потока. Поэтому
весь окислительный пояс в периферийной части
горна можно уподобить кольцевой щели, через ко-
торую равномерно разгружаются расположенные
выше материалы, а внешнюю образующую всей зо-
ны потока (см. рис. 3.24) считать частью естествен-
ного профиля нижней половины печи. Так как ско-
рость опускания частиц вблизи границы зоны потока
минимальна, при выполнении заплечиков по обра-
зующей этой зоны они не будут истираться коксом.
Одним из параметров кольцевой щели явля-
ется радиус R, возрастающий с увеличением диа-
метра горна. Теоретический анализ разгрузки сы-
пучих показал, что форма внешней образующей
зоны потока не зависит от радиуса щели и диаметра
горна. Поэтому выражение (3.8) пригодно для опи-
сания рационального профиля заплечиков при лю-
бом количестве воздушных фурм.
Кроме внешней образующей у единой зоны
потока существует еще и внутренняя образующая.
Согласно данным лабораторных опытов за ее пре-
делами расположен малоподвижный слой, имею-
щий форму параболоида вращения и состоящий в
работающей печи из кусков кокса со значительным
количеством мелких частиц. На границе этого слоя,
как и на границе свода естественного равновесия,
возникающего при подземной разработке полезных
ископаемых, существуют только нормальные на-
пряжения и отсутствуют касательные. В связи с
этим максимальную высоту малоподвижного слоя
ho над горизонтом фурм при диаметре его основа-
ния d0 можно вычислить посредством равенства:
ho = do/[2f0(l +ш)],	(3.11)
полученного после дополнения сомножителем (1 4
гл) формулы МИ. Протодьяконова (1933 г.), опи-
сывающей вертикальную протяженность свода ес-
тественного равновесия.
По исследованиям на холодных моделях до-
менных печей на горизонте воздушных фурм от-
ношение QB / G = 0,07-0,18, где G = уо h - полное
давление слоя сыпучего. Близкие результаты
(0,182; 0,171) получили сотрудники У ПИ (1952 г.) и
ДМетИ (1975 г) в промышленных агрегатах в пе-
риод загрузки шихты перед задувкой. Во всех слу-
чаях подавляющая часть потенциальной энергии
тратилась не преодоление сил трения материалов о
стены печи.
Влияние градиента m на высоту малопод-
вижного слоя проверили на модели доменной печи
в условиях непрерывных загрузки и выпуска ша-
мотной крошки. Стационарный режим движения
частиц наступал после пропуска через модель 1,5-2
объемов сыпучего. Уменьшение вертикального
давления слоя частиц и величины m посредством
понижения уровня засыпи от колошника до 1/3 вы-
соты противоточной зоны над горизонтом фурм
вызвало повышение осевого слоя на 49%
(рис. 3.27). В других опытах, выполненных В Г
Дружковым (1985 г.), установлено увеличение h0
после подачи в модель потока воздуха, уменьшив-
шего значения QB и градиента т.
* j -
Расстояние от оси, мм
Рис. 3.27. Зависимость высоты слоя неподвижных
частиц над горизонтом воздушных фурм от степени
заполнения модели доменной печи сыпучим
материалом: I - заполнение на 1/3; 2 - то же полное .
Образование вытянутой вверх зоны разрых-
ления в начале выпуска уплотненного слоя частиц
является главной причиной регулярного возникно-
вения периферийного газового потока в период
раздувки доменных печей после капитальных ре-
монтов I и И разрядов. В это время в горн подают
малое количество дутья и часто каждую вторую
воздушную фурму держат закрытой. В итоге слия-
ние соседних разрыхленных зон в единую зону по-
тока происходит много выше обычного - в верхней
половине заплечиков. А когда верхняя граница
единой разрыхленной зоны достигает нижней части
шахты, в движение приходит весь расположенный
выше слой шихты. Опускаясь сплошной массой, он
расширяет зону потока главным образом за счет
частиц шихты, располагавшихся ранее между осью
печи и внутренней границей разрыхленного про-
странства. Высота осевого малоподвижного слоя
98
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
шихты постепенно уменьшается, становясь посто-
янной к концу раздувочного периода. К этому же
времени объем дутья увеличивают до нормального,
в работу включают все воздушные фурмы, вследст-
вие чего слияние отдельных разрыхленных зон в
единую зону потока происходит на высоте 0,4-
0,5 м выше оси фурм.
Зона потока рудных материалов и кокса ис-
чезает на остановленной печи и вновь образуется
после подачи дутья. Поскольку слой шихты с пре-
кращением дутья уплотняется много меньше, чем в
период загрузки материалов перед задувкой, а пол-
ный объем дутья подают достаточно быстро, пере-
ход от неустановившегося режима движения к ста-
ционарному занимает всего лишь 15 20 мин.
На рис. 3.28 представлены проектные профи-
ли заплечиков шести доменных печей различного
полезного объема. Здесь же показана форма обра-
зующей зоны потока кокса, вычисленная по выра-
жению (3.8) для двух значений градиента т, соот-
ветствующих минимальной и максимальной вели-
чинам QB в нижней части шахты. Поперечное сече-
ние зоны потока на горизонте фурм принято в виде
круга диаметром 1 м, граница которого удалена от
стен горна на 0,4 м
- величину высова
фурм.
Очертание за-
плечиков близко по
форме к образую-
щей зоны потока,
отвечающей не-
удовлетворительной
подготовке сырья к
доменной плавке и
недостаточно ров-
ному ходу печи. Это
вызвано тем, что
при проектировании
профиля печей ори-
ентировались на
результаты их рабо-
ты в прошлые деся-
тилетия. Чтобы из-
бежать быстрого
истирания верхней
части заппечиков
коксом в условиях
использования под-
готовленного сырья
и обеспечения ровного хода, угол наклона заплечи-
ков при существующей их высоте целесообразно
уменьшать до 78 79°. Этот вывод, в первую оче-
редь, относится к печам с полезным объемом 2000
м3 и более, где градиент m несколько выше, чем на
печах меньшего объема и меньших размеров. О
характере напряженного состояния осевого слоя
кокса можно судить по представленным на рис.
3.29 данным И.А. Соколова (1938 г.) об изменении
усилия при заталкивании газозаборной трубы в
горн одной из доменных печей Кузнецкого метал-
лургического комбината на полном ходу и во время
0 0,5 1,0 0 0,5 1,0
Расстояние относка фурм,м
Рис. 3.28. Сопоставление
проектных профилей
заплечиков с границей
зоны потока кокса при
неровном и ровном ходе
печи (числа на графике -
значение коэффициента
m в равенстве (3.8))
остановки. Чтобы получить сопоставимые значе-
ния радиуса основания осевого тела, итоги измере-
ний в работающей печи сместили влево на 1 м, что
соответствует длине разрыхленной зоны перед воз-
душной фурмой.
Одинаковая величина силы трения трубы о
кокс на том или ином удалении от носка фурмы
свидетельствует о равном значении напряжения
трения в действующей и остановленной печах. Л
это возможно только при увеличении высоты ма-
лоподвижного слоя в работающем агрегате в об-
ратной зависимости от степени уравновешивания
кокса газовым потоком. В лабораторных условиях
такое явление замечено В.Г. Дружковым (1966 г.).
Согласно формуле (3.9) при ровном ходе пе-
чи (т - 0,8) и удалении внутренней границы окис-
лительного пояса в среднем на 1,2 м от стен горна
высота осевого малоподвижного слоя кокса над
горизонтом фурм будет следующей:
Полезный объем, м3 1033 1513 2002 2700 3200 5037
Диаметр горна, м	7.2	8.6	9.75	11.0	12,0	14,7
Высота слоя ho, м	1,6	2 0	2,4	2,8	3,2	4,1
Расстояние от оси фурм
до верха заплечиков, м	3,4	3,6	3,4	3,9	3,9	4,2
Во всех печах осевой	слой	не выходит за
пределы заплечиков. Однако в периоды тугого хода
и в конце кампании, когда градиент m уменьшает-
ся, высота этого слоя может увеличиваться на 15-
20%. Еще большее повышение h0 следует ожидать
во время выдувки доменной печи на капитальный
ремонт 1 или II разрядов, когда вертикальная про-
тяженность осевого слоя в течение нескольких ча-
сов может возрасти на 40-45% и достигнуть на пе-
чах 3200 и 5037 м середины распара.
Так как осевой малоподвижный слой состоит из
кокса, он является путем наименьшего сопротивле-
ния для газового потока. Частично из-за этого на
печах большого объема осевое движение газов раз-
вито сильнее, чем на печах среднего объема. Дру-
гой причиной такого явления служит более глубо-
кая воронка на поверхности столба шихты вследст-
вие увеличения диаметра колошника, а также при-
менение засыпных устройств лоткового типа.
Рис. 3 29. Изменение усилия при заталкивании
газозаборной трубы в горн доменной печи:
1 - на полном ходу, 2 - во время остановки
Уменьшение прироста силы трения по мере
движения трубы в горн позволяет предположить о
наличии в массе малоподвижного слоя разгружаю-
3.4. ОПУСКАНИЕ ШИХТЫ К ФУРМАМ
99
щих сводов, уменьшающих вертикальное давление
кокса пропорционально сокращению радиуса осно-
вания свода. Вследствие снижения высоты и объе-
ма малоподвижного слоя во время остановки печи
часть кокса в этот момент выдавливается оседаю-
щим потоком шихты из осевой зоны заплечиков в
сторону воздушных фурм. Подача после пуска печи
прежнего объема дутья восстанавливает и сущест-
вовавшую ранее границу малоподвижного слоя
кокса.
3.4.2.	Скорость опускания шихты
По исследованиям на моделях доменных пе-
чей с проектным профилем скорость опускания
сыпучих в верхней части шахты почти одинакова
по всему поперечному сечению, из-за чего цветные
полоски частиц сохраняют горизонтальное поло-
жение на всем пути поверхности засыпи до глуби-
ны, приблизительно равной удвоенному диаметру
колошника (рис. 3,30). Исключением служит узкий
пристенный слой сыпучего (4-6% длины радиуса),
имеющий благодаря сдвигу частиц относительно
стен более высокую порозность и меньшую на-
чальную скорость движения в сравнении с осевой
массой материалов.
Рис. 3-30. Опускание потока материалов
в модели доменной печи;
а - изменение границ слоев сыпучего (заштрихо-
ванный участок - неподвижные частицы);
б - изменение скорости движения по оси
выпускных отверстий (I) и оси модели (2) по
В.Г. Дружкову; в - соотношение между
эффективным (затененный участок)
и полезными объемами
Вследствие наклона стен шахты частицы сы-
пучего в моделях спускаются по расходящимся
траекториям с замедляющейся скоростью, которая
находится в обратной зависимости от площади по-
перечного сечения сосуда. Кроме пристенного уча-
стка других изменений вертикальной скорости дви-
жения потока сыпучего в верхней половине шахты
не установлено; материалы здесь опускаются ком-
пактным слоем, подобным поршню, с небольшим
сдвигом в сторону стен пропорционально радиусу
модели.
Заметное опережение периферийных и осевых
частиц одновременно с загруженными в среднюю
часть радиуса начинается в нижней половине зоны
потока и проявляется прежде всего в прогресси-
рующем искривлении горизонтальных слоев над
разгрузочными отверстиями моделей. Как и на рас-
положенных выше уровнях, средняя скорость дви-
жения сыпучего определяется площадью поперечно-
го сечения потока материалов, причем на печах
среднего и большого объемов из-за значительной
разности диаметров горна и колошника ось зоны
разрыхления над каждым выпускным отверстием
наклонена выше заплечиков в сторону оси модели.
Вследствие ограничения стенками последней есте-
ственного развития зоны потока осевые частицы в
заплечиках опускаются медленнее периферийных
Напротив, в переходной зоне, расположенной в рас-
паре и нижней части шахты, преобладает обнару-
женное В.Г. Дружковым (1980 г.) осевое движение
сыпучего из-за неодинакового бокового давления
материалов у стенки и оси модели (см. рис. 3 24).
В промышленных печах на скорость опуска-
ния шихты по радиусу верхней части шахты влияет
газовый поток, но его действие неоднозначно. В
связи с этим и здесь, как показали исследования
И.Г. Половченко (1958 г.) на Днепровском метал-
лургическом комбинате, за исключением приле-
гающего к стенке участка, скорость движения ма-
териалов на горизонте 1,6-2 м ниже поверхности
засыпи почти одинакова по всему поперечному
сечению:
Расстояние	0	0,3	0,6	1,0	1,5	3,3
от стенки, м
Скорость опускания,	74	106	112	ПО	НО	106
мм/мин
Небольшое увеличение скорости на удалении
0,6 м вызвано оседанием слоя шихты под действи-
ем ссыпающихся в печь материалов.
Движение основной массы шихты с одинако-
вой скоростью по расходящимся траекториям обес-
печивает наименьшую затрату механической энер-
гии частиц на преодоление сил внешнего трения и,
следовательно, малое истирание периферийного
слоя материалов и огнеупорной кладки верхней
половины шахты. Благодаря этому фактическое
значение коэффициента бокового давления за
пределами действия ударных нагрузок при осыпа-
нии подач и высокого градиента потерь напора газа
близко к минимальному расчетному (рис. 3.31).
В работающей печи наиболее широкая часть
профиля вследствие разрушения огнеупорной
кладки расположена на 2 4 м выше распара. По-
этому начало дифференциации скорости опускания
частиц шихты по длине радиуса здесь начинается
раньше в сравнении с моделями и соответствует
горизонту быстрого увеличения коэффициента
Влияние изменений поперечных размеров
профиля на быстроту движения шихты видно по
результатам опускания зондовых труб. До глубины
13-14 м сход труб замедляется, определяясь пре-
имущественно скоростью перемещения материалов
вблизи их нижнего конца. На более низких гори-
зонтах, отвечающих сужению рабочего профиля,
интенсивность движения труб возрастает вплоть до
100
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
заплечиков, верхняя граница которых располагает-
ся на высоте 3,4 м от оси фурм. В верхней половине
графика скорость опускания труб соответствует
средней скорости движения всей шихты, тогда как
в нижней - только периферийного слоя материалов.
Рис. 3.31. Изменение коэффициента бокового
давления шихты £ и скорости опускания
зондовых труб по высоте доменной печи
Наличие настыли в верхней половине шахты
искажает траекторию движения частиц и вызывает
появление значительной разности скоростей опус-
кания материалов в осевой и периферийной зонах.
3.4.3.	Время пребывания колош в печи
Оценивая этот показатель (t, ч), необходимо
учитывать присутствие в горне и значительной час-
ти заплечиков малоподвижного слоя кокса. Поми-
мо этого, для обеспечения желаемого распределе-
ния материалов на колошнике уровень засыпи ре-
гулярно держат на 1,5- 2,0 м ниже нулевой отметки,
в связи с чем некоторая часть полезного объема
систематически не заполняется шихтой и, следова-
тельно, не принимает активного участия в процессе
плавки. В итоге эффективный объем печи (V^. м3),
в которой шихта интенсивно взаимодействует с
газовым потоком, значительно меньше полезного
объема Vn (см. рис. 3.30). Эффективный объем за-
висит от полезного
V. =V - —[h d2-t-h d2J + ——
* n 4 ’ * r rJ 4f0(l + m)
где h3, dK - уровень засыпи и диаметр колошника, м;
hr- расстояние между осями воздушных фурм и
чугунных леток, м;
dr - диаметр горна, м.
При определении V1(l) величину h, можно
принять равной уровню засыпи перед опусканием
очередной подачи, внутреннюю границу окисли-
тельною пояса - удаленной на 1,2 м от стенки гор-
на, значения m и fo соответствующими 0.8 и 0,84.
Для печей различного объема отношение
Уэф/ Vn меняется мало:
V„, м’	1033	1513	2002	2700	3200	5037
V4/V„	0.83	0,83	0,81	0,81	0.80	0,78
В связи с этим для большкинства печей упо-
мянутое отношение можно принять равным 0,81,
после чего формула для подсчета среднего времени
пребывания шихты в печи получит следующий вид:
t = 19,5 Vn / (Пу),	(3.13)
где 19,5 = 24 • 0,81 - произведение количества ча-
сов в сутках на отношение / Vn;
П - производительность печи, т/сут;
v - объем шихты, м3 /т.
На ММК значение t в 1963-1967 и 1981-
1985 гг составило (соответственно слева		и справа
от косой черты): V„, м’	1180	1370	2014
t, ч	5,1/4,8	5,4/4,7	5,5/4,5
/ V,,	0,82	0,82	0,81
Достигнутое в последние годы значение t не
является предельным, так как в отдельные периоды
оно сокращалось до 4,2 4,3 ч без заметного увели-
чения расхода кокса. Вполне вероятно, что при бо-
лее равномерном распределении материалов по
радиусу колошника и форсированном ведении
плавки время пребывания материалов в печи мож-
но снизить до 4,0 ч.
Судя по скорости опускания зондовых труб,
шихта в периферийной части доменных печей
ММК достигала в 1963-1967 гг. горизонта фурм
спустя 5,0-5,2 ч после загрузки По определениям
на металлургическом комбинате "Азовсталь"
(1958 г.) с использованием радиоактивных источ-
ников время пребывания шихты составляло 4,8-
6,7 ч, причем рудные материалы и флюс поступали
к фурмам на 10-30 мин раньше одновременно за-
груженного кокса. Причиной опережения служит
образование из рудной части шихты и флюса ка-
пель жидких продуктов плавки, которые после ук-
рупнения в заплечиках и периферийной части рас-
пара опускаются к фурмам быстрее топлива.
Интересный эксперимент провели Л.Г. Шу-
маков и С.М. Тлеугабулов на печи объемом 1719 м3
КарМК (1967 г.), где в одну из подач загрузили ог-
неупорный шамотный кирпич Через 5 ч кирпич
появился перед фурмами и продолжал поступать в
течение 15 20 мин. За это время в печь загрузили
51 подачу объемом 26,8 м3. Фактическое отноше-
ние У,* / Vn = (51 • 26,8) /1719 = 0,795 в период
эксперимента мало отличалось от принятой выше
величины 0,81.
Продолжительное поступление кирпича на
фурмы обязано неодинаковой скорости опускания
шихты по радиусу заплечиков, распара и нижней
части шахты В результате горизонта фурм одно-
временно достшают материалы 2 3 смежных по-
дач, что сглаживает колебания теплового состояния
печи С увеличением поперечных размеров зоны
потока разница в скорости опускания шихты воз-
растает, поэтому печи большого объема при прочих
одинаковых условиях имеют более устойчивый
нагрев горна в сравнении с печами малого объема.
3.4. ОПУСКАНИЕ ШИХТЫ К ФУРМАМ
101
Следует учитывать, что результаты исследо-
вания характера и скорости схода сырья и кокса в
действующих печах согласуются с лабораторными
экспериментами лишь в самых общих чертах По
отдельным вопросам между ними существуют за-
метные расхождения, связанные с чрезвычайно
большими трудностями моделирования механиче-
ских процессов доменной плавки и не соблюдением
в ряде случаев условий подобия. В частности, на
моделях обычно испытывают хорошо сыпучие зер-
нистые материалы, в то время как в доменной печи
всегда присутствует значительное количество тес-
тообразной массы, обладающей сцеплением и по-
этому меняющей физико-механические характери-
стики слоя. Кроме того, в окислительной зоне или
вблизи ее сгорает 70-75 % загруженного через ко-
лошник кокса и расплавляется сравнительно не-
большое количество сырья. Основная же масса руд-
ных материалов и оставшийся кокс превращаются в
жидкость или газифицируются рассредоточено на
более высоких горизонтах, что отличает результат
этих процессов от простого выпуска материалов
через люк.
Лабораторные эксперименты являются на-
чальным этапом изучения механических явлений
доменной плавки. Для полного познания доменного
процесса их необходимо сочетать с исследованием
промышленных агрегатов.
3.5.	ДАВЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ В ПЕЧИ
3.5.1.	Метод измерения давления шихты
Боковое давление определяют эксперимен-
тальным способом, вертикальное - аналитическим
с использованием опытных значений насыпной
плотности шихты, потери напора газа в слое ДР и
силы внешнего трения F, отнесенной к единице
площади поперечного сечения печи, кПа:
Q6 = G-(AP-F).	(3 14)
По разработанному автором методу для оп-
ределения Q6 в доменную печь вводят вертикаль-
ную зондовую трубу (рис. 3.32) и позволяют ей
опускаться вместе с шихтой. Между трубой и час-
тицами загруженных позднее материалов появляет-
ся сила трения (QT, кН), пропорциональная Q6 и
поверхности контакта между трубой и шихтой
Чтобы изменить QT, зонд через равные расстояния
по высоте (обычно через 1 м) соединяют с пружин-
ными весами и останавливают на 10 12 мин, в те-
чение которых регистрируют значения QT и ДР.
Боковое давление и градиент силы внешнего тре-
ния (ДР, кПа/м) вычисляют по прекращению силы
трения между зондом и шихтой (AQ1? Н/м), кПа:
Qo = 10AQr/(7idTfr);
AF=4fQ6/fl,	(3.15)
где dT, Д - диаметры зонда и слоя шихты на го-
ризонте измерений, м;
fT, f - коэффициенты трения шихты о по-
верхность зонда и печи.
Величину F в пределах какого-либо участка
высоты печи находят по сумме градиентов ДБ, а
значение QB - по уравнению (3.14). После этого
вычисляют фактический коэффициент бокового
давления Q;J QB
В отличие от силоса, насыпная плотность ших-
ты в зоне потока доменной печи претерпевает су-
щественное изменение (рис. 3.33).
Рис. 3.32, Результаты измерений силы трения QT
между потоком шихты и зондовой трубой
Рис. 3 33. Изменение насыпной плотности шихты уо
в зоне потока
Это вызвано удалением кислорода из окси-
дов железа, газификацией части углерода в процес-
се прямого восстановления, размягчением рудных
материалов и размешен ием всех капель жидких
продуктов плавки в межкусковых пустотах кокса
Наибольшее изменение плотности происходит ме-
жду нижней частью шахты и горизонтом фурм, где
величина возрастает в 1,8-2,0 раза. С уменьше-
нием расхода кокса на получение 1 т чугуна насып-
ная плотность шихты увеличивается по всей высоте
печи.
102
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Непостоянен в противоточной зоне и гради-
ент потери напора газа Ар (см. рис. 3.7). Поэтому
для подсчета QB в нижней половине печи, где от-
сутствуют опытные значения Q6, весь столб шихты
делят на большое число отдельных слоев различ-
ной плотности у = 7о ” Др, принимая вертикальное
давление на нижней границе каждого предыдущего
слоя равным внешней нагрузке qo на верхней гра-
нице последующего слоя. При таком условии и из-
вестном значении коэффициента вертикальное
давление можно вычислить по формуле:
QB =-“[Y-(y-~q0)c М’ <3-16)
4к D
где h - высота слоя.
В.А. Марсуверский (1978 г.) подвижную зон-
довую трубу заменил стационарным стальным
стержнем, опускаемым в шихту до горизонта от-
верстия в кладке для измерения частных перепадов.
В результате стало возможным непрерывно регист-
рировать величину QT в верхней части шахты и
использовать этот показатель для контроля за хо-
дом печи.
3.5.2.	Давление материалов
в противоточной зоне
На стены доменной печи шихта давит в тече-
ние всей кампании. Величина давления зависит от
степени уплотнения материалов, состояния профи-
ля и градиента потерь напора газов. Все эти факто-
ры влияют на характер напряженного состояния
потока шихты и отношение Q6 / QB.
Как отмечалось ранее (ч. 2, с.138-139), в усло-
виях нормальной работы ударный импульс от ссыпа-
ния подачи распространяется на глубину до 6 м, на-
ходясь в обратной зависимости от расстояния до по-
верхности засыпи. Вследствие уплотнения шихты
фактический коэффициент бокового давления в верх-
ней части шахты превышает расчетный в 1,5 раза
(см. рис. 3.31). На такую же величину динамическая
нагрузка на стенку печи превосходит статическую.
В паузах между опусканием подач уплотнен-
ные материалы разрыхляются благодаря их сдвигу
относительно стен шахты. В итоге за пределами
действия динамической нагрузки фактический ко-
эффициент £ соответствует расчетному значению
£*. В нижней части шахты, распаре и заплечиках,
где частицы шихты опускаются по сходящимся
траекториям, Q6 / QB ~
Исследование доменных печей ММК и
НТМК показало наличие трех участков с неодина-
ковым градиентом изменения бокового давления
(рис. 3.34), Верхний участок характерен замедлен-
ным темпом нарастания Q6, отвечающим равенству
(3.6) в условиях изменения коэффициента £, На
среднем, соответствующем переходной юне, боко-
вое давление быстро увеличивается, достигая мак-
симума в нижней части шахты. Ближе к уровню
фурм горизонтальная нагрузка снижается вследст-
вие высокого расхода механической энергии на
преодоление сил внутреннего трения потока ших-
ты. Во время прекращения подачи дутья в печь
значения Q6 увеличивались на 26-30%.
Характер распределения бокового давления в
доменной печи близок к распределению в силосе
(см. рис. 3.26). В обоих агрегатах максимум Qg на-
ходится сравнительно высоко - на расстоянии 40-
50% высоты слоя сыпучих, считая сниз}.
м
20
16
12
8
А
0	10	20	30	10	20 Q^kTLs
Рис. 3.34. Изменение бокового давления шихты Q6
по высоте доменных печей ММК (А) и НТМК (Б)
Кроме величины Qc работа силы внешнего
трения F зависит от отношения параметра к площа-
ди поперечного сечения слоя сыпучего L / S . По
мере удаления от поверхности засыпи последнее
отношение уменьшается в связи с расширением
шахты. Поэтому градиент силы внешнего трения
AF нарастает с глубиной слоя медленнее, чем Q6.
При расстроенном ходе сумма максимальных
значений г радиентов AF + Лр в верхней части шах-
ты иногда приближается к значению уо, создавая
условия для верхнего подвисания шихты
(рис. 3.35). Непосредственной причиной такого
явления чаще всего служит самопроизвольный об-
рыв шихты после подстоя, опускание в печь оче-
редной подачи или резкое колебание расхода ду1ья
вследствие быстрого наполнения воздухонагрева-
теля перед переводом на дутье. Минимальная вы-
сота остановившихся материалов Z зависит от ко-
эффициента бокового давления Ё, и диаметра печи
Д на горизонте подвисания.
AF. кПе'ч	АР кПа/м	Др-*-ДР
Рис. 3.35. Изменение градиентов силы трения AF.
потери напора газа Ар и их суммы в шахте
доменной печи в условиях ровного (1)
и расстроенного (2) хода
(у0 - насыпная плотность шихты)
3.5. ДАВЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ В ПЕЧИ
103
В случае f = 0,93 и — 1, что соответствует ус-
ловиям образования свода естественного равнове-
сия, Z “ 0,27 Д. На печах объемом 1200-2000 м
большинство подвисаний возникает на глубине ме-
нее 6 м от поверхности засыпи и только при неудов-
летворительном качестве шихтовых материалов и
несвоевременном принятии предупредительных мер
распространяется на более низкие горизонты.
Z - Д / (4f^).
Большие боковые нагрузки, возникающие во
время обрывов и подвисаний шихты, часто служат
причиной образования кольцевой настыли в верх-
ней части шахты, в зоне максимального действия
этих нагрузок. Измерение Q6 на двух доменных
печах ММК в период работы с небольшими по
толщине (до 0,5 м) настылями, состоявшими из
мелких частиц сырья с высоким содержанием ме-
таллического железа, показало резкое увеличение
Q6 на верхней границе настыли и его снижение по
направлению к нижней границе (рис. 3.36). Это
вызвано регулярным образованием неустойчивых
разгружающих сводов, опирающихся на настыль и
снижающих вертикальное давление на располо-
женный ниже слой материалов. Градиент Ар в зоне
сужения профиля достигал максимальной величи-
ны: вместе с высоким значением градиента AF он
служил причиной неустойчивого хода агрегата и
частых подвисаний шихты.
Рис. 3 36. Изменение бокового давления Qg
и градиента потери напора газа Ар в шахте
доменной печи при отсутствии (1)
и наличии (2) настыли
В условиях ровного хода QB в верхней и
средней частях шахты повышаезся почти равно-
мерно (рис. 3 .37). Согласно опытам на моделях в
распаре и заплечиках его величина снижается
вследствие поступления шихты в зону интенсивно-
го бокового сжатия. Пределы колебаний QH на од-
ном и том же горизонте велики, они зависят от ве-
личины Q6 в верхней половине шахты, обусловлен-
ной количеством дутья, характером хода печи и
состоянием се профиля.
Для подтверждения этого вывода на рис. 3.38
представлены три фрагмента диаграмм изменений
QT, определенных посредством стационарного
стального стержня, погруженного в шихту на глу-
бину 7,3 м. В условиях ровного хода значение QT
было малым (1,8 кН) с незначительным отклонени-
ем от среднего. Небольшое уплотнение шихты при
загрузке подач полностью устранялось через 2-3
мин после опускания конуса. Позднее, когда ход
печи стал менее устойчив, средняя величина Qr
возросла до 3,0 кН. Опускание каждой подачи ста-
ло сопровождаться резким повышением силы тре-
ния, в несколько раз превышающим влияние до-
полнительного слоя шихты.
0	20	40	60 Q , кПа
Рис. 3.37. Среднее (1) и предельное (2) значения
вертикального давления Qe в доменной печи
Продолжительность разрыхления уплотнен-
ных материалов возросла до 6-8 мин и увеличилось
число сдвигов шихты, значительно менявших силу
трения
Следующий период работы характерен еще
большим увеличением QT (до 3,8 кН) и исключи-
тельно резким колебанием этого показателя как в
момент ссыпания подачи, так и в паузах между за-
грузкой шихты. Верхний частный перепад возрос и
стал непостоянным, уровнемеры зафиксировали
неравномерный сход материалов с образованием
подстоев шихты и последующих ее обрывов, во
время которых из-за нарушения контакта шихты с
зондом значение QT резко снижалось. Чтобы пре-
дотвратить дальнейшее ухудшение хода и подвиса-
ние шихты, расход дутья сократили на 6-8 %, после
чего работа печи стала более ровной.
Для уменьшения вредных последствий удар-
ных нагрузок на опускание шихты следует избегать
значительных понижений горизонта засыпи, а при
расстроенном ходе - не затягивать принудитель-
ную осадку и догружать печь с дополнительными
промежутками для разрыхления верхней части по-
тока шихты и сокращения Q6.
104
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
t МИИ
Рис. 3.38. Влияние характера хода печи на силу трения шихты QT
о вертикальный зонд (стрелками показаны моменты загрузки подач):
а - ровная работа; б - первые признаки расстройства; в - расстроенный ход
При расстроенном ходе,
сопровождавшемся частыми
подстоями и обрывами шихты,
критерий kv возрастал по всей
высоте зоны потока, но особен-
но значительно (до 0.48-0,50) на
расстоянии 15-17 м от уровня
фурм, что соответствует 6-8 м
от поверхности засыпи. Здесь
же по причине повышенного
уплотнения материалов во вре-
мя их самопроизвольных обры-
вов происходило большое (на
76-78%) увеличение доли рабо-
ты сил трения. В итоге значение
кв уменьшалось с 0,36 0,38 до
0,05 и верхняя часть шахты ста-
3.5.3. Баланс механической энергии
новилась наиболее "узким” ме-
стом печи (большинство подвисаний шихты возни-
кало в ее пределах).
Этот баланс необходим для анализа резуль-
татов механического взаимодействия потока шихты
с газовым потоком и стенкой печи. Чтобы упро-
стить его использование, составляющие баланса
выражены в долях полного давления материалов
(G - yoh):
АР + F + Q	/о 1
--------+kT+k =Ь С51'?
G 
где kv. kB - коэффициенты аэродинамической ус-
тойчивости слоя и вертикального давления;
kr - относительный расход энергии на преодо-
ление трения.
На рис. 3.39 показано изменение перечис-
ленных величин по высоте доменной печи объемом
1370 м’ Точки графика характеризуют среднее
значение каждого критерия между поверхностью
засыпи и рассматриваемым горизонтом. Ниже ис-
следованного участка значения kv, kB и kT интерпо-
лированы е учетом результатов лабораторных и
производственных экспериментов.
При ровном ходе печи значение kv уменьша-
лось с 0.40 вблизи поверхности засыпи до 0,32 в
нижней части шахты и вновь возрастало до 0,40 на
уровне фурм. Изменение этого показателя в "су-
хой" зоне печи находилось в обратной зависимости
от площади поперечного сечения потока шихты,
тогда как в распаре и заплечиках к этому добавля-
лось наличие большого числа мелких частиц кокса,
а также тестообразных жидких материалов.
Значение к. сначала быстро увеличивалось
из-за резкого повышения Q, в результате уплотне-
ния шихты загружаемыми в печь подачами, а потом
менялось мало. Новое увеличение шло показателя
наступало в нижней половине зоны потока вслед-
ствие изменения характера напряженного состоя-
ния материалов и повышения по этой причине ко-
эффициента t. К моменту достижения фурм на пре-
одоление сил трения расходовалось 60% всей ме-
ханической энергии шихты.
Рис. 3.39. Изменение составляющих баланса меха-
нической энер! ии доменной плавки при ровном (1)
и расстроенном (2) ходе печи:
Р - потеря напора газа; QB - вертикальное давление
шихты: F - сила трения материалов о стенку
В нижней половине зоны потока значения к,
и кв менялись мало. К моменту достижения гори-
зонта фурм общая затрата энергии на преодоление
трения в связи с увеличением разности давлений
газа между горном и колошником была на 0,06
меньше, чем при ровном ходе.
На рис. 3.40 приведена зависимость показа-
телей к, и кр от критерия ку для верхнего слоя ших-
ты высотой 7,5 м, что соответствует среднему рас-
стоянию от поверхности засыпи до отверстия для
измерения частных перепадов давления газа. В
первое время с увеличением ку трение о стенку
уменьшается, что вызвано снижением вертикально-
го давления при постоянном значении фактическо-
го коэффициента бокового давления. В дальнейшем
механические характеристики потока материалов
существенно меняются, в связи с чем значения £ и
кт быстро возрастают, а коэффициент кв снижается.
В итоге шихта в доменной печи подвисает много
3.5 ДАВЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ В ПЕЧИ
105
раньше ее полного уравновешивания подпором газа ’
(уже при ку - 0,55-0,60).
В нормальных условиях плавки значение ку
необходимо держать в указанных на рисунке гра-
ницах 1,2. Как показал опыт эксплуатации домен-
ных печей, продолжительная работа с более низкой
величиной kv сопровождается ускоренным износом
огнеупорной кладки и холодильников нижней по-
ловины шахты, а рост ку влечет за собой частые
расстройства хода.
Рис. 3.40. Влияние критерия kv
на показатели кв и кт: а- схема влияния
(1,2- обычные границы изменения ку;
заштрихованный участок - режим подвисания);
б - результаты измерений на печи объемом 1370 м
Изменение механических характеристик
шихты с повышением ку более 0,35 обусловлено
увеличением порозности слоя и появлением боль-
шого количества мелких каналов. В этих условиях
любое смещение даже небольшого числа кусков,
подобно лавине, быстро вовлекает в ускоренное
движение значительную их массу, резкая остановка
которой повышает Q^, заменяя коэффициент трения
движения более высоким коэффициентом трения
покоя, и на некоторое время уменьшает порозность
материалов. В итоге шихта начинает опускаться
мелкими толчками. Коэффициент бокового давле-
ния шихты быстро возрастает (рис. 3.41), вместе с
ним повышается и боковое давление материалов.
Длительная работа печи в таком режиме ускоряет
износ огнеупорной кладки в верхней части шахты
или приводит к образованию настылей, если у
стенки имеется большое количество мелких частиц
сырья с высоким содержанием металлического же-
леза, способных при температуре 900-1000 °C сли-
паться под воздействием динамической нагрузки.
Аналогичная зависимость кт и кв от ку обна-
ружена В А Марсуверским (1985 г.) на НТМК при
непрерывном измерении силы трения между ших-
той и стационарным стальным стержнем
Значение критерия kv при прочих одинако-
вых условиях пропорционально величине верхнего
частного перепада давления газа ДРВ. На ММК при
использовании в шихте только офлюсованного аг-
ломерата со значительным содержанием мелких
частиц последний показатель был относительно
большим и служил причиной частых расстройств
хода плавки. После частичной замены агломерата
окатышами с более высокими газопроницаемостью
и насыпной плотностью градиент Др в верхней по-
ловинепечи (см. рис. 3 9) и величина ДРВ уменьши-
лись, вместе с ними сократилось и значение ку (рис.
3.42). В итоге работа печей стала более ровной и
устойчивой. Боковое давление шихты при замене
агломерата окатышами возросло
Рис. 3.41. Зависимость коэффициента бокового
давления от критерия ку при работе на шихте.
1 - с малым содержанием окатышей (0-36 %);
2 - то же с большим (50-100 %)
Рис. 3.42. Зависимость критерия kv от содержания
окатышей в рудной части шихты
106
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
3.6.	ИЗНОС ОГНЕУПОРНОЙ КЛАДКИ
И ОБРАЗОВАНИЕ ГАРНИСАЖА
3.6.1.	Условия службы и состояние кладки
в конце кампании
В процессе работы доменной печи огнеупор-
ная кладка противоточной зоны изнашивается, в
связи с чем один раз в 4-5 лет печь останавливают
на капитальный ремонт II разряда для замены вы-
шедших из строя огнеупоров и холодильников
шахты, распара и заплечиков.
До недавнего времени большинство метал-
лургов считало, что разрушение огнеупорной клад-
ки в верхней половине печи вызвано ее истиранием
опускающейся шихтой, а в нижней - воздействием
высоких температур, размягченных и жидких мате-
риалов, отложений сажистого углерода, оксидов
щеточных металлов К2О, Na2O и цинкита. При
этом полагали, что отложение углерода и цинкита
ZnO в порах кирпича и швах кладки вызывает по-
явление больших внутренних напряжений с после-
дующим возникновением трещин в огнеупорной
кладке и кожухе печи, а оксиды щелочных метал-
лов взаимодействуют с главными составляющими
огнеупорных изделий SiO2, А12О3, образуя легко-
плавкие химические соединения.
Обследование в 1970-х гг. выдутых для ре-
монта доменных печей ММК доказало, что зона
максимального разрушения огнеупоров располагает-
ся в нижней половине шахты (рис. 3.43), где футе-
ровка в одних случаях отсутствовала полностью, а в
других частично сохранялась. В то же время в верх-
ней части шахты, занимавшей 35 -40% всей ее высо-
ты, и непосредственно над маратором состояние
кладки было хорошим. Толщина оставшейся футе-
ровки постепенно уменьшалась с 80-90% начальной
величины вблизи колошниковой защиты до 40-50 %
на уровне верхних рядов холодильников. Длина со-
прикасавшихся с шихтой шамотных кирпичей в ре-
зультате истирания значительно сокращалась по
сравнению с исходной, их торцовая поверхность
имела наклон к горизонту, равный наклону всей фу-
теровки на данном участке высоты печи.
Уменьшение длины соприкасавшихся с ших-
той кирпичей и изменение угла наклона торцовой
поверхности находили и в нижней части шахты под
слоем гарнисажа. Однако более часто здесь наблю-
дали последстия абразивного износа вертикальных
плитовых холодильников второго-пятого рядов
шахты, считая от маратора- толщина холодильни-
ков была меньше исходной (рис. 3.44), поверхность
- гладкой и достаточно ровной, но в трет ьем-пятом
рядах истиралась преимущественно их нижняя
часть, во втором - верхняя.
На стойкость футеровки и холодильников
шахты несомненно влияет высокая и меняющаяся
во времени температура газа в периферий ной зоне
печи, способствующая появлению больших терми-
ческих напряжений и изменению кристаллической
структуры огнеупорных материалов и металла хо-
лодильников. Об этом можно судить по наличию в
огнеупорной кладке и на поверхности холодильни-
ков сетки трещин. Однако температурный фактор
играет второстепенную роль, о чем свидетельствует
продолжительная служба огнеупоров и холодиль-
ников в фурменной зоне, где температура материа-
лов выше по сравнению с шахтой и имеется боль-
шое количество химически активного жидкого
шлака.По данным практики и исследований с ис-
пользованием радиоактивных источников огне-
упорная кладка в заплечиках сохраняется всего
лишь 2 -3 недели после задувки печи. Оставшееся
время холодильники маратора и верхней половины
заплечиков истираются коксом, вследствие чего ко
времени остановки печи на ремонт их внутренняя
поверхность получает меньший в сравнений с про-
ектным угол наклона (76 80° против 79-83°). Ниж-
няя же часть холодильников заплечиков (до 1 м
выше горизонта фурм), находящаяся за пределами
зоны потока шихты, коксом не истирается.
Рис. 3.43. Выдувочные профили доменных печей
Рис. 3 .44. Характер износа плитовых холодильников:
а - заплечиков (штриховкой показаны пределы
износа), б, в - кожуха шахты на уровне
наибольшего разрушения огнеупоров
К моменту остановки на ремонт в доменных
печах накапливаются значительные по объему и
массе (в отдельных участках кладки - до 40%) от-
ложения сажистого углерода, цинкита и минералов
с высоким содержанием оксидов щелочных метал-
лов. Эти вещества выделяются в строго определен-
ном интервале температур из проникающего через
неплотности фетеровки печного газа, сосредотачи-
3.6 износ огнеупорной кладки и образование гарнисажа
107
ваясь главным образом в ее швах и трещинах на
некотором удалении от рабочей поверхности, а
также в слое гарнисажа.
Несомненно, что отложения сажистого углерода
и особенно цинкита создают большие внутренние
напряжения в огнеупорной кладке и кожухе печи, но
считать их главной причиной износа огнеупоров нет
оснований, так как подавляющая масса отложений
появляется только после значительного истирания
стен шахты опускающейся шихтой. При этом мак-
симум выделений сажистого углерода и цинкита
обычно располагается в зоне температур 500 900 °C,
находящейся выше максимума износа футеровки.
3.6.2.	Закономерности абразивного износа
кладки
Для изучения этих закономерностей провели
опыты на моделях, изготовленных из парафина.
Истиранию подвергли внутреннюю поверхность
усеченно! о конуса с наклоном образующей к гори-
зонту 89°, одинакового по высоте цилиндра и мо-
делей доменных печей объемом 1370 и 2014 м3,
выполненных в масштабе 1.50. Отношение высоты
к диаметру основания в усеченном конусе и цилин-
дре выбрали близким к рекомендованному в 1878 г.
Л. Грюнером отношению высоты печи к диаметру
распара Н/Д = 4, а в моделях печей (Н/Д - 2,6)
соответствующим современным доменным печам
среднего объема
Каждая модель состояла из двух одинаковых
частей с вертикальной плоскостью разъема. В уста-
новке (рис. 3.45) обе части стягивали кожухом,
центрировали и прочно крепили Износ стенок из-
меряли в 2-4 сечениях с помощью шаблона, по ко-
торому отливали модель.
Рис. 3.45 Схема установки для изучения износа
стенок моделей и измерения бокового давления
слоя сыпучего.
1 - загрузочная воронка; 2 - парафиновая модель;
3 - днище с выпускными отверстиями;
4 - выпускная воронка; 5 - задвижка; 6 - мерная
емкость; 7 - пружина, 8 - стержень с пером;
9 - защитная трубка; 10 - стенка модели;
11 - регистрирующий прибор
В качестве сыпучего использовали дробленый
ферромарганец крупностью 3,0 -2,5 мм, острые
кромки которого истирали стенки моделей пропор-
ционально боковому давлению. Отсутствие дутья и
высокая насыпная плотность ферромарганца
(2,97 т/м) позволили сократить продолжительность
опытов, но в некоторой мере нарушили условия мо-
делирования. Для обеспечения постоянной величи-
ны отношения Q6 / Q„ на различных горизонтах сы-
пучий материал непрерывно загружали через ста-
ционарную воронку и также непрерывно выпускали
через 6-8 круглых отверстий в периферийной части
дна. Диаметр отверстий (24 мм) обеспечивал безос-
тановочное движение частиц. Уровень сыпучего в
течение всего опыта держали однаковым, износ сте-
нок измеряли после пропускания через каждую мо-
дель порций ферромарганца массой 6-8 т.
В средней части рис. 3.46 показан износ
стенки усеченного конуса и цилиндра после загруз-
ки 8 т сыпучего Характер износа согласуется с
распределением боковою давления по образующей
цилиндра. Заметно наличие трех участков с неоди-
наковым градиентом бокового давления, подтвер-
ждающее данные рис. 3.34. Верхний расположен на
удалении более 270 300 мм от выпускных отвер-
стий и характерен замедляющимся нарастанием Qg,
отвечающим формуле Янсена при постоянном зна-
чении коэффициента бокового давления £, = На
среднем участке износ стенок быстро повышался в
связи с увеличением отношения Q6 /QB до макси-
мальной величины на расстоянии 90 100 мм выше
выпускных отверстий, что соответствует 14-16 %
общей высоты слоя, а на нижнем - уменьшался
вследствие преимущественной затраты механиче-
ской энергии сыпучего на преодоление сил внут-
реннего трения. Поверхность усеченного конуса из-
за некоторого расширения потока частиц при опус-
кании истиралась меньше поверхности цилиндра.
Влияние массы сыпучего на форму профиля
изучали в модели доменной печи, через которую
пропустили 42 т ферромарганца. Очертание износа
после загрузки первых 6 т было близким к резуль-
татам предыдущих экспериментов - имелись четко
выраженные участки с неодинаковым градиентом
Q6. Некоторое различие состояло лишь в том, чго
из-за меньшей высоты модели печи верхний уча-
сток был короче по сравнению с усеченным кону-
сом и цилиндром. Па нижнем участке интенсив-
ность износа быстро сокращалась и достигала нуля
на расстоянии 10-15 мм от выпускных отверстий,
где стенки модели выхолили за пределы зоны по-
тока частиц сыпучего.
По мере увеличения массы пропускаемого
ферромарганца границы участков с неодинаковым
градиентом Q6 становились менее четкими, но сами
участки сохранились до конца опытов. Горизонт
максимального износа стенки постепнно переме-
щался из распара в нижнюю часть шахты с соот-
ветствующим подъемом границ среднего участка и
уменьшением протяженности верхнего.
108
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
О 20	40 Qc, кПа 5	10	0	5	10 И, мм
Рис. 3.46. Связь бокового давления сыпучего с интенсивностью
истирания стенок моделей
а - изменение бокового давления Q6 вдоль образующей цилиндра;
б, в - износ с генок И усечённого конуса и цилиндра;
г - то же доменной печи (числа у кривых - количество тонн
сыпучего, пропущенного через модель)
Судя по убыли массы парафина, с повышени-
ем количества загружаемого сыпучего интенсив-
ность истирания стенки модели уменьшалась вслед-
ствие непрерывного снижения доли работы сил
внешнего трения и возрастания расхода механиче-
ской энергии на внутреннее трение. Развитие такой
тенденции ведет к постепенной стабилизации про-
филя, что согласуется с практикой эксплуатации
доменных печей и итогами исследований скорости
износа огнеупорной кладки в нижней половине шах-
ты с использованием радиоактивных источников.
Характеры износа стенок моделей и про-
мышленных агрегатов близки между собой (рис.
3.47). Во всех случаях имеются участки интенсив-
ного истирания стенок, которые в моделях распо-
ложены на границе распара и шахты, а в доменных
печах -- на уровне нижней части шахты Причина
различия кроется в упомянутом выше несоблюде-
нии условий моделирования: для сокращения вре-
мени экспериментов насыпную плотность сыпучего
в сравнении с фактической плотностью шихты в
доменной печи увеличили в 5-6 раз. Вследствие
ней и средней частей модели постепенно
принял форму усеченного конуса. Одно-
временно сузилась и несколько понизи-
лась зона максимального износа стенок,
что вызвано возрастанием QB вследствие
уменьшения наклона образующей про-
филя к горизонту.
Самопроизвольное превращение
простого цилиндрического профиля в
более сложный с наличием конической
и криволинейной поверхностей свиде-
тельствует о том, что предпринимав-
шиеся в прошлом попытки сооружать
доменные печи без заплечиков или с
цилиндрической шахтой не могли дать
эффекта, так как при этом не учитыва-
лись особенности движения сыпучих
материалов в высоких и узких сосудах.
В обоих случаях ход печей был неудов-
летворительным, причем при работе с
цилиндрической шахтой наблюдали ее
повышенное истирание, а при отсутст-
вии заплечиков или их наклоне более обычного
показатели плавки удалось улучшить только после
увеличения высова фурм в горн, что равнозначно
созданию заплечиков.
Рис. 3.47. Сопоставление характера износа И стенок
моделей (а) и доменных печей (б) объемом, м3
1 - 2014;2 - 1370
этого горизонт раздела зон накопления потенци-
альной энергии материалов и ее последующего
расхода на работу сил грения располагался в моде-
лях ниже, чем в промышленных агрегатах
Изменение скорости износа стенки модели
по мере загрузки сыпучего дополнительно изучали
в цилиндре диаметром 190 и высотой 500 мм (рис.
3 48), через который пропустили 66 т ферромарган-
ца, измеряя потерю массы парафина после каждых
6 т. Очертание износа после загрузки первой пор-
ции сыпучего оказалось близким к показанному на
рис. 3.46: в обоих случаях имелись зоны с постоян-
ным и меняющимся значениями коэффициента бо-
кового давления. Основное различие состояло лишь
в том, что во второй модели относительная протя-
женность верхнего участка оказалась меньшей, чем
в первой, вероятно, из-за меньшей высоты модели.
В дальнейшем износ стенок на границе верх-
него и нижнего переходного участков возрос, чет-
кое различие между ними исчезло, а профиль верх-
0	5	10	15	20	25 и, мм
Рис. 3 48. Динамика износа И и конечное очертание
стенки цилиндра после пропускания различной
массы сыпучего (числа у кривых, т)
3.6. износ огнеупорной кладки и образование гарнисажа
109
3.6.3.	Влияние отдельных факторов
на износ огнеупоров в шахте
Отмеченное на модели перемещение зоны
наибольшего истирания стенки из распара в ниж-
нюю часть шахты происходит и в промышленных
агрегатах. Оно вызвано тем, что благодаря наклону
заплечиков скорость их износа меньше в сравнении
с вертикальным распаром, воспринимающим в на-
чале работы печи максимальное напряжение трения
(рис. 3.49). Под влиянием этого напряжения стенка
распара вскоре становится наклонной, продол-
жающей заплечики. В результате увеличивается
вертикальная протяженность нижнего участка с
постепенным перемещением максимума Q6 в ниж-
нюю часть шахты. Поскольку значения Q6 и QB по
мере подъема границ переходного участка умень-
шаются, сокращается и скорость истирания огне-
упорной кладки.
Qe
Рис. 3 49. Схема изменения бокового давления Qg
и износа огнеупорной кладки за период между
капитальными ремонтами (1,2, 3 - соответственно
в начале, середине и конце периода)
Подъем с замедляющейся скоростью границ
переходного участка и одновременное уменьшение
максимальной величины Qg меняют профиль печи
таким образом, что к концу кампании он часто ста-
новится близким к овальному. При этом в зависи-
мости от полезного объема, условий плавки и ха-
рактера хода печи зона наибольшего истирания
огнеупорной кладки, холодильников и поврежде-
ний кожуха располагается в нижпей или средней
частях шахты (см. рис. 3.45). Сюда же перемешает-
ся участок с наибольший поперечным сечением,
находившийся в начале кампании в распаре.
На ММК наибольшая скорость истирания
огнеупорной кладки и холодильников коксом име-
лась r 1973 1974 гг., в период работы на мало раз-
рушавшихся в процессе восстановления неофлюсо-
ванных окатышах. Значения Q6 и QB на большей
части высоты печей были в это время выше обыч-
ного вследствие уменьшения потерь напора газа в
верхней половине шахты. С переходом на проплав-
ку более разрушающихся в печи офлюсованных
окатышей Q6 сократилось на 40%, интенсивность
выхода из строя холодильников заплечиков, мара-
тора и нижней части шахты снизилась в 2 раза, со-
ответственно повысилась и продолжительность
службы печей между капитальными ремонтами II
разряда. Максимум износа огнеупорной кладки и
холодильников, находившийся при работе на неоф-
люсованпых окатышах на горизонте 3-4 рядов хо-
лодильников шахты, переместился выше - на уро-
вень 5-7 рядов, профиль печей к концу кампании
стал близким к овалу.
Другое значительное сокращение стойкости
футеровки и холодильников шахты имелось на
ММК в первой половине 1950-х гг., когда осваива-
ли технологию работы доменных печей с повы-
шенным давлением колошниковых газов Вследст-
вие уменьшения перепада давления газа между
горном и колошником с 0,121 до 0,110 МПа в ос-
новном за счет верхней половины печей их ход
стал более ровным (количество принудительных
осадок шихты в расчете на 1 печь в 1950-1956 гг.
сократилось с 323 до 45 шт./год), но продолжи-
тельность службы снизилась. В последующие годы
стойкость огнеупоров повысили посредством уве-
личения перепада давления газа в слое шихты и
совершенствования конструкции холодильников
Чтобы избежать подобных явлений в буду-
щем, разность давлений газа между серединой
шахты и поверхностью засыпи (верхний перепад)
необходимо держать постоянной и достаточной для
уравновешивания 35-45% полного давления слоя
материалов. Более высокое значение критерия Ry
(см. рис. 3.40) резко увеличивает число подвисаний
шихты, а более низкое - сокращает срок службы
футеровки и холодильников.
Продолжительность работы доменных печей
можно повысить еще и путем изменений вида и
качества огнеупорных материалов. Так, в 1950-х гг.
в СССР и за рубежом для футеровки заплечиков,
распара и нижней части шахты испытали углероди-
стые материалы, но эксперименты оказались не-
удачными в основном из-за малого сопротивления
этих материалов истиранию. Успеха достигли
только в середине 1970-х гг., использовав в упомя-
нутых элементах профиля карбидкремниевый кир-
пич, хорошо противостоящий абразивному износу.
Положительные результаты получили и от приме-
нения огнеупоров с повышенной плотностью и ма-
лой открытой пористостью, что объясняется не
только снижением отложений сажистого углерода,
цинкита и оксидов щелочных металлов, но также
заметным увеличением сопротивления истиранию.
3.6-	4. Механизм образования
и состав гарнисажа
Другим результатом подъема переходного
участка и уменьшения Qf на его нижней границе по
мере износа огнеупорной кладки служит сокращение
градиента m в выражении (3.8). Вследствие этого
нижняя часть зоны потока, имевшая я начальный
период работы печи наибольшую ширину, начинает
но
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
сужаться с образованием на стенках заплечиков,
распара и нижней части шахты слоя гарнисажа (рис.
3.50), частично заменяющего изношенную огне-
упорную кладку. Наибольшей толщины этот слой
обычно достигает в конце кампании печи.
Рис. 3.50. Строение гарнисажа
В заплечиках доменных печей ММК в 1975 -
1983 гг. гарнисаж имел плотную мелкозернистую
структуру и толщину 100-150 мм, тогда как выше
маратора его общая толщина иногда достигала 500-
600 мм и он состоял из отдельных слоев шириной
10-200 мм. Слои располагались под углом 70-80° к
горизонт}', между ними находились плотные разде-
лительные прослойки с повышенным содержанием
металлического железа, гладкой поверхностью со
стороны печи и шероховатой со стропы кожуха.
Рыхлая часть состояла из компонентов шихты: кус-
ков кокса и коксовой мелочи, восстановленных
частиц агломерата, целых и разрушенных окаты-
шей, спеков рудных материалов, частично скреп-
ленных шлакообразной или металлизованной связ-
кой. Силы сцепления между слоями часто были
малыми, из-за чего при разборке огнеупорной
кладки во время ремонта печи значительные массы
гарнисажа обрушивались с образованием скола по
поверхности одного из слоев. По-видимому, но
этой же причине гарнисаж отрывается от стен и в
работающей печи при резком изменении техноло-
гического режима, вызывающем значительное по-
вышение QD и Qy в нижней половине зоны потока.
Такое же строение имел гарнисаж над высту-
пами холодильников верхних рядов шахгы. его
внешняя часть была плотной и слоистой, внутрен-
няя - из слабо связанных компонентов шихгы.
В нижней части шахты на отдельных участ-
ках гарнисажа имелись трещины шириной 30 50
мм, заполненные крупными кристаллами цинкита
или минералов с высоким содержанием оксидов
щелочных металлов. Были такие трещины и в мес-
тах его примыкания к огнеупорной кладке, причем
на поверхности гарнисажа в этом случае наблюда-
ли частицы шамотного кирпича, оторванные от его
основной массы. Значительная часть отложений
сажистого углерода располагалась между поверх-
ностями холодильников и гарнисажа, что уменьша-
ет сцепление, облегчая срыв гарнисажа в работаю-
щей печи и при ломке оставшейся огнеупорной
кладки во время ремонта.
Судя по составу и строению гарнисажа, ею
основой служат перемещающиеся вдоль стенки
шихтовые материалы. При сужении зоны потока
эти материалы останавливаются, их слой под дей-
ствием бокового давления уплотняется и частично
охлаждается как вследствие увеличения теплопро-
водности, так и смещения газового потока в сторо-
ну оси печи. В периоды продолжительного устой-
чивого хода образуются плотные металлизованные
прослойки, которые служат границей опускающей-
ся шихты. Когда радиус зоны потока уменьшается в
два или три этапа, общий слой гарнисажа состоит
из такого же количества отдельных слоев. Позднее
в гарнисаже и на его границе с холодильниками и
футеровкой появляются отложения сажистого уг-
лерода, цинкита и оксидов щелочных металлов.
В случае повторного медленного расширения
зоны потока частицы кокса постепенно истирают
гарнисаж с увеличением фактического объема печи,
что благоприятно отражается на показателях ее ра-
боты до начата массового разрушения холодильни-
ков и появления мест перегрева кожуха. Одним из
признаков сокращения толщины гарнисажа служит
увеличение содержания К-0 Na2O в конечном
шлаке (на ММК с обычных 0,9-1,0 до 1,3-1,6%) и
потерь тепла с охлаждающей водой.
Быстрое расширение зоны потока часто вы-
зывает срыв части гарнисажа с поверхности огне-
упорной кладки и холодильников низа шахты, рас-
пара и заплечиков. Потери тента с охлаждающей
водой в зоне срыва сразу же возрастают в 1,5-2
раза, термопары заплечиков фиксируют резкое по-
вышение температуры внутренней части тела холо-
дильников (рис. 3.51) с последующим ее пониже-
нием по мерез нарастания нового защитного слоя.
4	8	12	16	20 ч
Рис. 3.51. Изменение температуры в верхней части
заплечиков (1-4 - точки измерения)
Опустившись вниз, крупные куски горниса-
жа деформируют воздушные фурмы и каждый раз
принося! в горн значительное количество не пол-
ностью восстановленного железа, серы, коксовой
мелочи, оксидов щелочных металлов и цинка. В
итоге горн охлаждается, затрудняется выпуск про-
дуктов плавки, в шлаке резко возрастает содержа-
ние К;О * Na2O (рис. 3.52). После этого обычно
следует период работы печи с уменьшенным выхо-
дом оксидов щелочных металлов со шлаком и их
накоплением в новом гарнисаже. И чем менее по-
стоянен ход плавки, гем чаще и значительнее со-
3.6. износ огнеупорной кладки и образование гарнисажа
111
держание К2О + Na2O в шлаке отдельных выпусков
отличается от среднего.
Рис. 3.52. Изменение содержания (К2О + Na2O)
в доменном шлаке ММК
Срыву гарнисажа способствуют принуди-
тельные осадки шихты во время расстройств хода и
остановки печи как для смены воздушных фурм,
так и по другим причинам. Опасны для сохранения
гарнисажа также пульсирующие изменения Qg, об-
наруженные на ММК во время работы на сокра-
щенном дутье при непрерывном измерении силы
трения между шихтой и стационарным стальным
стержнем.
3.7.	ДВИЖЕНИЕ ЧУГУНА, ШЛАКА
И КОКСА В ГОРНЕ
3.7.1.	Обмен кокса
За пределами зоны циркуляции быстрое пе-
ремещение частиц кокса отсутствует, в связи с чем
скорость обмена горючего в горне невелика и оп-
ределяется расходом углерода на вторичное вос-
становление окисленных у фурм элементов чугуна
(Fe, Мп, Si, Р и др.), окончательное насыщение чу-
гуна углеродом с последующим выделением его
небольшой части в виде графита (спели), а также
уносом коксовой мелочи и графита с чугуном и
шлаком по время их выпуска из печи.
Интенсивность развития этих процессов по
высоте и радиусу горна неодинакова, из-за чего
различна и скорость обмена кокса в разных частях
металлоприемника. Например, согласно расчету с
использованием опытных данных в верхней поло-
вине периферийного кольца шириной до 1,5 м, че-
рез которое проходит основная масса капель чугуна
и шлака, горючее полностью обновляется через 6-
10 ч, тогда как в осевой зоне время обмена состав-
ляет 2-3 сут. По этой причине для восстановления
нормальной фильтрационной (дренажной) способ-
ности горна, утраченной вследствие использования
кокса низкой механической прочности или с боль-
шим содержанием мелких частиц, требуется не ме-
нее 1,5 сут.
Во время выпуска чугуна на смену израсхо-
дованному коксу из нижней части зоны потока по-
ступают новые частицы горючего, а прежние сме-
щаются в сторону лещади. Размеры частиц посте-
пенно уменьшаются, достигая минимальной вели-
чины на горизонте между чугунной леткой и ниж-
ней границей малоподвижного слоя.
Из-за наличия высокой температуры, жидких
продуктов плавки и большого избыточного давле-
ния газа экспериментальное исследование горна
затруднено, поэтому для описания механизма об-
мена кокса используют различные гипотезы, Со-
гласно одной из них, наличие чугуна и шлака в
межкусковыч пустотах существенно снижает ко-
эффициент внутреннего зрения кокса, вследствие
чего его частицы якобы свободно перемещаются
одна относительно другой и стен горна, а нижняя
граница малоподвижного слоя близка к горизон-
тальной.
Для проверки такого предположения провели
опыты с нефтяным коксом, погруженным в тяже-
лую жидкость с плотностью 3,2 против 1,2 г/см3 у
кокса. Когда толщина слоя равнялась диаметру од-
ной частицы, зерна кокса имели мало точек взаим-
ного контакта и сравнительно легко перемещались
по поверхности жидкости. При высоте слоя более 5
диаметров плотность укладки зерен и сила внут-
реннего трения становились столь большими, что
за счет односторонней внешней нагрузки удавалось
из погруженных в жидкость частиц создавать об-
ратный откос, наклон которого к горизонту мало
отличался от угла естественного откоса на воздухе.
Аналогичные результаты получили и при по-
гружении в воду частиц пробки. Следовательно,
наличие в межкусковых пустотах сыпучего жидко-
сти с более высокой плотностью не устраняет
внутреннего трения. Поэтому форма нижней по-
верхности слоя сыпучего при определенных усло-
виях может существенно отличаться от горизон-
тальной.
Согласно другой гипотезе большое верти-
кальное давление столба шихты у оси печи совме-
стно с более высокой скоростью обмена кокса в
периферийном кольце вызывает медленное опуска-
ние частиц горючего в средней и осевой частях ра-
диуса горна с последующим их перемещением в
сторону стенки по поверхности отдельных для ка-
ждой фурмы обратных воронок с диаметром выпу-
скного отверстия 1,2 м или по поверхности общего
обратного конуса с вершиной у оси печи.
Гипотеза не учитывает, что из-за высокой за-
траты механической энергии в распаре и заплечи-
ках значения QB на границе зоны циркуляции кокса
у воздушных фурм достигает нуля, а за ее предела-
ми определяется только давлением находящегося в
осевой зоне заплечиков малоподвижного слоя кок-
са параболической формы. Так как скорость напол-
нения горна чугуном и шлаком в 4-5 раз меньше
средней скорости потока шихты, вся масса мало-
подвижного кокса в заплечиках и горне имеет воз-
112
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
можность подниматься единым плотным слоем
навстречу потоку шихты, не оказывая влияния на
характер напряженного состояния опускающихся
материалов.
Согласно расчетам подъем кокса по отдель-
ным для каждой фурмы обратным воронкам или
периферийному кольцу требует при прочих одина-
ковых условиях более значительной затраты меха-
нической энергии на преодоление сил трения, чем
движение всей массы твердого топлива относи-
тельно стен горна (на печи объемом 2000 м3 с 20-ю
фурмами затрата энергии в первом случае в 2,6 раза
больше по сравнению со вторым).
По этой причине малоподвижный слой кокса
перемещается в вертикальном направлении только
всей массой, а восполнение его более быстрого
расхода в периферийном кольце происходит глав-
ным образом за счет кусков горючего из средней и
осевой частей верхней половины горна, смещаемых
боковым давлением слоя в горизонтальном направ-
лении подобно тому, как при опускании шихты в
верхней половине шахты частицы материалов сме-
щаются к стенке печи.
3.7.2.	Накопление и выпуск
продуктов плавки
Чугун и шлак сосредотачиваются в горне
преимущественно в мсжкусковых пустотах слоя
кокса, процесс их накопления начинается тотчас
после закрытия чугунной летки и продолжается до
следующего выпуска чугуна. Суммарную высоту
обеих жидкостей до начала подъема кокса можно
определить по выражению:
4т	П	П
h4„,=-y-(Ak+iii).	(3-18)
’Иг с уч	уш
где т - время накопления, мин;
£ - порозность слоя кокса в горне, м3/м3;
Пч, Пш - массовая скорость образования чугуна
и шлака, т'мин;
у,., уш - плотность чугуна и шлака, т/м3.
При нормальном состоянии горна значение
е = 0,42-0,45. Поскольку весь шлак сосредотачива-
ется в промежутках между частицами кокса, после
начала их подъема темп роста слоя шлака сохраня-
ется прежним, тогда как темп роста высоты слоя
чугуна уменьшается более чем в 2 раза. Для опре-
деления плотности жидкого чугуна пригодно урав-
нение:
уч = 7,16 (0,1 Si + 0,07С),
где Si, С - содержание кремния и углерода в чугу-
не, %.
По определениям на ММК плотность пере-
дельного чугуна (6,8 т/м?) почти в 3 раза превышает
среднюю плотность шлака (2,33 т/м3).
В период работы доменных печей без обога-
щения дутья кислородом и с относительно высоким
выходом шлака (более 450 кг/т чугуна) на всех ме-
таллургических предприятиях практиковали вы-
пуск верхней части слоя через одну или две шлако-
вые летки. Этот шлак гранулировали непосредст-
венно у доменной печи или наливали в ковши для
последующей транспортировки на участок шлако-
переработки. Нижнюю часть слоя шлака выпускали
вместе с чугуном и перерабатывали теми же спосо-
бами, что и верхний шлак.
В левой части рис. 3.53 показана динамика
накопления и выдачи продуктов плавки в условиях
выпуска (отработки) верхнего шлака. Горн напол-
няли и опорожняли 8 раз в сутки, в связи в чем
средняя продолжительность цикла накопления и
выдачи продуктов плавки составляла 180 мин, из
которых выпуск чугуна и нижнего шлака занимал
30-35 мин. График построен с учетом опытных
значений скорости выхода чугуна и шлака из горна.
Рис. 3.53. Динамика накопления и выпуска
продуктов плавки с удалением (А) и без удаления
(Б) верхнего шлака (стрелками показано начало
выхода из горна верхнего и нижнего шлака):
Ш - верхняя граница слоя шлака; Ч - то же чугуна;
ШЛ - ось шлаковой летки, ВЧ - начало выпускания
чугуна
В начале накопления слой шлака непрерывно
возрастал, достигая наибольшего значения через
75-78 мин после предыдущего выпуска. С откры-
тием шлаковой летки высота слоя шлака уменьша-
лась за счет вытеснения его чугуном в связи с более
высокой (в 1,4-1,5 раза) скоростью выхода шлака
по сравнению с суммарной объемной скоростью
накопления продуктов плавки. К началу очередного
выпуска металла слой расплава нерудных компо-
нентов шихты приобретал наименьшую толщину,
которая несколько увеличивалась в период между
закрытием шлаковой летки и появлением из печи
нижнего шлака. По мере его выхода из юрна коли-
чество шлака в печи вновь сокращалось и в конце
выпуска достшало минимума за весь цикл накоп-
ления и выдачи продуктов плавки. Чтобы избежать
крупной аварии из-за переполнения горна металлом
и его выхода через шлаковую летку, чугун стреми-
лись выпускать регулярно и полностью, а верхний
шлак прекращали отрабатывать за 10-15 мин до
открытия чугунной летки.
Во второй половине 1970-х гг. многие метал-
лургические комбинаты отказались от выпуска
верхнего шлака и перешли на работу с удалением
всего объема жидких продуктов плавки через чу-
гунную петку. Это вызвано необходимостью более
частою опорожнения горна, обусловленной повы-
' 7. ДВИЖЕНИЕ ЧУГУНА, ШЛАКА И КОКСА В ГОРНЕ
113
дением производительности доменных печей в
.зязи с обогащением дутья кислородом и ростом
удержания железа в рудной части шихты. По-
.кольку время между выпусками в большинстве
.лучаев определялось продолжительностью подго-
* 'вки чугунной летки и транспортных желобов к
{ередному выпуску, для его сокращения количе-
ство чугунных леток увеличили до 2-4, на многих
~ечах построили второй литейный двор и устано-
ви дополнительные механизмы с целью облегче-
тя и ускорения i орновых работ
Правая часть рис. 3.53 характеризует напол-
-ение и опорожнение горна 12 раз в су-
 и без использования шлаковых леток
.Плак в новых условиях работы накапли-
вается непрерывно до начала его выхода
2 горна во второй половине выпуска
-угуна При задержке выпуска шлак час-
? поднимается до горизонта воздушных
:урм, где он, отдуваемый струей дутья,
.эрошо виден через смотровое очко фур-
менного прибора Внезапное сокращение
?дачи дутья в это время вызывает круп-
но аварию - заливку шлаком части или
ссех фурменных приборов Чтобы избе-
-ать такой неполадки, необходимо стро-
“э соблюдать одно из главных трсбова-
-лй доменного производства - своевре-
менно и полностью удалять из печи жид-
ле продукты плавки.
В условиях нормальной работы масса посту-
аюш.их в горн чугуна и шлака в различных секто-
рах печи примерно одинакова, в связи с чем их ок-
р'.жное перемещение отсутствует. Скорость же
' здиального движения в сторону оси невелика, по-
-тому обе жидкости накапливаются отдельными
слоями с сохранением горизонтальной поверхности
- зждого слоя по всему сечению горна. Послойному
накоплению в большей мере благоприятствует от-
сутствие конвективных токов в чугуне и шлаке из-
?а снижения их температуры и увеличения плотно-
сти по мере удаления от горизонта фурм.
Находящийся в юрне кокс оказывает боль-
шое препятствие быстрому движению чугуна и
шлака, в связи с чем сразу же после начала выпуска
вблизи входа в летку возникает уклон поверхности
металла (рис. 3.54) с образованием воронки, запол-
ненной неподвижным слоем шлака. Величина ук-
лона и глубина воронки возрастаю! с уменьшением
крупности частиц и порозности слоя кокса, увели-
чением вязкости чугуна и шлака, повышением ско-
рости их выхода из печи.
Движение чугуна ниже оси летки развито
слабо вследствие большой глубины погружения
кокса в чу!ун (1,4 2,0 м) и высокого содержания в
нижней части этого слоя графита и мелких частиц
кокса.
Местным понижением уровня продуктов
плавки можно объяснить известные из практики
факты ухудшения полноты выпуска чугуна и шлака
при значительном их охлаждении или снижении
[ренажной способное!и горна, проникновения в
чугунную летку шлака и горновых газов задолго до
расчетного опускания границ слоя шлака к каналу
летки, а также значительное сокращение объемной
скорости выхода шлака и газов через чугунную
летку сразу же после снижения давления дутья ат-
мосферным клапаном во время черезмерно быстро-
ю выпуска металла, вызванного наличием корот-
кой или широкой летки. Элой же причине обязано
появление в отдельных случаях из чу гунной летки
в условиях наличия высокого содержания графита
и коксовой мелочи в горне небольшого количества
шлака до начала выхода основной массы чугуна.
б
а
Рис. 3.54. Изменение наклона поверхности слоев шлака Ш
и чугуна Ч во время их выпуска их печи:
а - первая половина выпуска (1 - футеровка горна, 2 - слой
графита; 3 - ось канала чугунной летки); б - то же вторая
Судя по времени появления нижнего шлака,
глубина воронки в чугуне вблизи канала летки дос-
тигает 0,4 0,5 м. Примерно такое же углубление
возникает и в слое шлака, в связи с чем его полно-
го удаления из печи (до уровня летки) во время
выпуска не происходит. В итоге накопление метал-
ла в горне сразу же после закрытия чугунной летки
начинается под большим количеством шлака, чем
это определяется его текущим поступлением.
Кроме отмеченных явлений, односторонняя
и сосредоточенная на малой площади выдача ме-
талла из печи вызывает одновременное поступле-
ние его из нескольких слоев, прилегающих к отвер-
стию летки, но накопленных в разное время. В ре-
зультате этого в канале летки происходит частич-
ное усреднение состава чугуна, которое с появле-
нием шпака дополняется перемешиванием обоих
расплавов и их активным химическим взаимодей-
ствием.
Для изучения процессов накопления и вы-
пуска продуктов плавки на ММК в сектор чугунной
легки печи объемом 1370 м спустя 1 ч после окон-
чания выпуска (к этому времени в горне сосредото-
чилось около 95 т чугуна слоем 0.6 м) ввели ра-
диоактивный изотоп кобальта. Повышенная радио-
активное гь появилась в первых порциях металла
очередного выпуска, а максимум излучения соот-
ветствовал наливу приблизительно 25 т. При вве-
дении источника излучения в этот же сектор через
2 ч, когда в печи накопилось примерно 190 т чугу-
на слоем 1,2 м, признаки повышения радиоактив-
114
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ности зафиксировали после налива 30 т чугуна, а ее
максимум - при выпуске 95-100 т.
Аналогичные результаты получили на этой же
печи, вводя в горн радиоактивный изотоп кальция и
измеряя излучение верхнего и нижнего шлаков.
Результаты обоих экспериментов позволяют
заключить, что местное вертикальное смещение
отдельных слоев чугуна и шлака во время выпуска
из печи распространяется на высоту до 0,8 м и при-
близительно в 1,5-1,8 раза превышает вертикаль-
ную протяженность воронки над выпускным отвер-
стием.
Вертикальное перемещение кокса. Обуслов-
лено различными величинами вертикального дав-
ления QB и выталкивающей (архимедовой) силы
малоподвижного слоя кокса в периоды накопления
и выпуска жидких продуктов плавки.
Значение QB зависит в основном от давления
незатопленной части слоя кокса yoh'r с переме-
щающимися в нем каплями чугуна и шлака, а также
величины и направления силы трения всего слоя о
стены горна:
Ов = 4ф + У0Ч±ЕГ»	(3.19)
где Цф - вертикальная нагрузка на горизонте фурм;
h’r - расстояние от горизонта фурм до поверх-
ности чугуна, м.
Вертикальную нагрузку на горизонте фурм
можно определить по формуле
(7o-Ap)(dr-24)3
Ч* nd’f (l + m) = ’<**•
При насыпной плотности верхней части ма-
лоподвижного слоя у0 = 0,67 т/м3 (И.Г. Половченко,
1958 г.), среднем градиенте потерь напора газа по
высоте слоя Ар = 4 кПа/м и прочих одинаковых
условиях значение с повышением полезного
объема печей увеличивается:
v„, м3	10.33	1513	2002	2700	3200	5037
dr, м	7,2	8,6	9,75	10,0	12,0	14,7
ЧФ, кПа	12	18	24	30	35	49
Это вызвано более быстрым возрастанием
массы малоподвижного слоя выше горизонта фурм в
сравнении с площадью поперечного сечения горна.
В случае прекращения подачи дутья (Ар = 0)
значение Чфувеличится в 2,5 раза, что повысит глу-
бину погружения кокса в чугун, поднимает уровень
всего расплава и при высоком положении слоя
шлака может вызвать его попадание в воздушные
фурмы, сопла и подвижные колена. Чтобы этого не
случилось, технологическими инструкциями за-
прещены остановки доменных печей перед выпус-
ком чугуна.
Во время выпуска металла и шлака направ-
ление движения материала в горне совпадает с на-
правлением движения в шахте. В связи с этим для
подсчета QB пригодно выражение (3.16), в котором
Чо = ЧФ, 7 = То-
В периоды накопления продуктов плавки,
когда они вытесняют слой кокса вверх, сила трения
материалов о стенку совпадает с направлением си-
лы земного тяготения. В этом случае:
d	4f£	h
QB=^ = [V„+-^qJe	-Y.l- <3-2°)
4f^	dr
Все обозначения аналогичны приведенным
для равенства (3.16) и отвечают соответствующим
величинам для горна.
Многие куски кокса, отобранные из выго-
ревшей части лещади после выдувки печей на ре-
монт, содержали большое число мелких включений
чугуна. Это свидетельствует, что пол действием
высокого внешнего давления значительная часть
пор погруженного в чугун кокса заполняется ме-
таллом.
С учетом такого факта глубина погружения
слоя кокса в чугун составляет:
Ьп = Рв/[7ч“7к/(1 - ае) ] (1 - е),
где ге - доля заполненных чугуном пор кокса, м3/м3.
Так как плотности чугуна и углерода кокса
меняются мало, значение hn зависит в основном от
QB на верхней границе слоя чугуна, порозности
слоя кокса и величины ге. Например, при уменьше-
нии значения с вследствие повышения доли коксо-
вой мелочи и графита, что происходит в периоды
загромождения горна, погружение слоя горючего в
чугун снижается, тогда как заполнение пор топлива
металлом увеличивает hn.
На всех доменных печах наиболее низкий
уровень слоя кокса в горне устанавливается сразу
же после окончания очередного выпуска, когда
высота "сухой” части слоя наибольшая, а погру-
женной в чугун - наименьшая. Согласно расчетам
для печи объемом 1370 м3 при опускании поверх-
ности металла до оси чугунной летки и расположе-
нии сверху слоя шлака высотой 0,3 м слой кокса на
новой доменной печи опирается на кладку лещади,
а при значительном ее разрушении погружен в чу-
гун на глубину 1,4-1,6 м. Последняя величина со-
ответствует простиранию графитового гарнисажа
на стенах горна (1,5-2 м ог оси летки), который
легче всего образуется в зоне расположения мало-
подвижного слоя кокса.
Полные итоги вычислений движения кокса в
горне упомянутой печи приведены на рис. 3.55. Для
упрощения подсчетов высота слоя шлака принята
одинаковой, а ее фактическое изменение в цикле
накопления и выпуска продуктов плавки выражено
равным по выталкивающей силе дополнительным
слоем чугуна в соотношении 5,5:1.
Во время наполнения горна подъемная сила
кокса постепенно увеличивается и после достиже-
ния определенного уровня металла (т. 2 на графике)
становится равной QB. С этого момента начинается
подъем всей массы малоподвижного горючего,
продолжающийся до начала выпуска чугуна (т. 3).
На анализируемой печи при средней массе одного
налива 280 т расчетная высота всплытия составляет
0,25 м, а в случае задержки открытия чугунной лет-
3.7. ДВИЖЕНИЕ ЧУГУНА, ШЛАКА И КОКСА В ГОРНЕ
115
ки, когда уровень шлака повышается до горизонта
фурм, возрастает до 0,40-0,45 м. Так как форма и
положение верхней границы малоподвижного слоя
не меняются, весь вытесненный кокс поступает в
зону потока, перемещается к фурмам и здесь сгора-
ет. В итоге температура материалов и газов в ниж-
ней части печи в период подъема кокса возрастает.
наливе 260-280 т металла составляло 0,25-0,30 м.
Заметного различия высоты подъема кокса в тече-
ние кампании нс обнаружили, что обусловлено
меньшим значением силы внешнего трения в ра-
венстве (3.19) из-за расположения слоя твердого
топлива на лешади новой печи. В итоге для начала
подъема кокса на такой печи требуется меньшее
его затопление чугуном,
Рис. 3.55. Изменение глубины погружения кокса в чугун и шлак
в цикле накопления и выпуска жидких продуктов плавки:
А -- зависимость глубины погружения hn от высоты слоя '’сухого1' кокса
в периоды опускания СД и подъема СЕ уровня продуктов плавки
(ШЛ, ЧЛ горизонты шлаковой и чугунной леток, другие обозначения
в тексте); Б - высота затопления кокса выше и ниже горизонта чугунной лет-
ки (Ш - поверхность шлака; К - нижняя граница слоя кокса)
С открытием чугунной легки вертикальное
чем на старой с разрушен-
ной кладкой лещади.
На печах большого
объема значение hn в конце
выпуска выше, чем в малых
и средних вследствие уве-
личения и высоты горна.
Но и здесь существует вер-
тикальное перемещение
слоя кокса в цикле накоп-
ления и выпуска продуктов
плавки. Его можно полно-
стью устранить увеличени-
ем числа выпусков, доводя
суммарное время выдачи
металла и шлака до 20-22 ч
в сутки. Вместе с этим ис-
чезает и циклическое изме-
нение теплового состояния
горна, которое во многих
случаях ограничивает про-
изводительность печи. Отрицательной стороной
движение кокса прекращается и он первую часть
выпуска остается неподвижным. В начале второй
части (т. 4) горючее начинает оседать, и к концу
выпуска металла нижняя граница слоя кокса воз-
вращается в исходное положение (т. 1). К этому
времени объем малоподвижного слоя увеличивает-
ся за счет включения кокса из прилежащей части
зоны потока, вследствие чего температура материа-
лов и газов в нижней части печи временно снижа-
ется
Вычисленная высота подьема и опускания
кокса согласуется с опытными данными. 1 ак, по
результатам анализа 172 выпусков чугуна на йенах
объемом 1370 м3 среднее перемещение горючего,
подсчитанное по количеству и объему загруженных
такой технологии является интенсивный размыв
продуктами плавки канала чугунных леток и со-
кращение их длины.
На новых доменных печах слой затопленного
кокса оказывает значительное давление на лещадь,
препятствуя всплытию высокоглиноземистых или
углеродистых блоков. Однако проникновение чу-
гуна в поры высокоглиноземистого огнеупора на
глубину 0,25-0,30 м все же происходит, что
вызывает его медленное химическое разрушение
(путём восстановления SiO2 углеродом чугуна) с
образованием криволинейной поверхности, одно-
временно соответствующей форме эпюры давления
горючего и расположению изотерм в слое чугуна.
подач перед выпуском чугуна и в конце его, при
3.8.	РАЗВИТИЕ ПРОЕКТНОГО
ПРОФИЛЯ
Влияние внутреннего очертания доменной пе-
чи на ее производительность и расход топлива заме-
тили в XVIII в. ('тех пор усовершенствованием
профиля с целью улучшения показателей плавки
занимались металлурги многих стран, однако его
рациональное очертание, наиболее полно учиты-
вающее все основные особенности доменного про-
цесса, еще не разработано. Это вызвано прежде все-
го недостаточной изученностью механического
взаимодействия потока шихты со стенкой печи, во
многом зависящего от свойств шихтовых материалов
и параметров технологического режима. Из-за не-
возможности точно учесть влияние этих факторов
на профиль печи конструкторы при проектирова-
нии доменных печей вынуждены ориентироваться
нс на теорию процесса, а, в первую очередь, на
опыт эксплуатации печей в различных металлурги-
ческих регионах.
Из всех параметров проектного профиля
наиболее важное значение имеют: высота и ширина
печи, угол наклона шахты и заплечиков, высота и
ширина горна, количество воздушных фурм.
116
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
3.8.1.	Высота и ширина печей
Интенсивное изменение профиля коксовых
печей начали в 1860-х гг. и продолжают до настоя-
щего времени Одну из главных трудностей соста-
вило определение рационального соотношения ме-
жду полезной высотой Но и поперечными размера-
ми печи, обеспечивающего низкий расход топлива
и высокую удельную производительность Необхо-
димость увеличения полезного объема Vn с целью
повышения суточной выплавки чугуна никогда не
вызывала сомнений.
Чтобы правильно оценить тенденции разви-
тия профиля, необходимо рассмотреть влияние
продольных и поперечных размеров печи на со-
ставляющие баланса механической энергии потока
шихты, описанного выражением (3.17)
На рис. 3.56 приведены результаты измере-
ний давления материалов и газов в верхней части
шахты двух печей различного объема. Обе печи
работали ровно с одинаковой степенью форсировки
хода, о чем можно заключить по величине и харак-
теру изменения коэффициента бокового давления
(рис. 3.57), но значение kv в большой печи (2014 м3)
было выше, чем в малой (1180 м’). Выше в первом
случае была и суточная производительность, отне-
сенная к 1 м2 площади поперечного сечения ко-
лошника.
Рис. 3.56 Изменение бокового давления Q6, трения
материалов о стенку AF и градиента потери напора
газа Др на различном удалении от поверхности
засыпи в печах объемом, м3:
1 - 1180;2 - 2014
Причина такого различия при почти одина-
ковом значении состоит в том, что в большой
печи благодаря увеличению среднего диаметра
слоя шихты (7,9 м против 6,9) относительный рас-
ход механической энергии на преодоление сил тре-
ния меньше в сравнении с малой. Это позволяет
при прочих одинаковых условиях пропускать через
широкую печь больше газа в расчете на I м2 попе-
речного сечения, чем через узкую.
Еще большее расхождение в интенсивности
плавки возникает, когда доменные печи имеют
одинаковое значение Vn и разное Но. Чтобы обес-
печить равную производительность, скорость газа и
градиент потерь напора Др в узкой печи необходи-
мо держать выше по сравнению с широкой. А это
невозможно из-за возрастания доли механической
энергии, расходуемой в узких печах на истирание
частиц шихты В целом печи с вытянутым рабочим
пространством требуют увеличенного давления
дутья, чаще подвержены расстройствам хода и об-
разованию настылей.
Рис. 3.57, Зависимость показателя кт и кв
от критерия kv для доменных печей объемом
1180 и 2014 м3 (обозначение точек, как на рис. 3.56)
Отмеченные закономерности влияли и про-
должают влиять на развитие профиля доменной
печи. Начатое в 1860-х гг. повышение Нэ без значи-
тельного изменения диаметра распара Д заверши-
лось в конце 1900-х гг. Оно ставило целью сниже-
ние расхода топлива посредством более полного
использования тепловой и химической энергии га-
зов. На первом этапе повышение Н уменьшало
расход топлива, вследствие чего Л. Грюнер (1878
г.), проанализировав связь между профилем печи,
ее производительностью и расходом кокса, показал
целесообразность увеличения Но с 14,6 до 24,4 м и
Но / Д с 2,9 до 4,0. Осуществление этой рекоменда-
ции вызвало заметное сокращение к 1910 г. числа
приземистых печей с отношением Нр / Д < 3 и зна-
чительное увеличение количества печей с отноше-
нием 4 и более (рис 3.58).
1870 1900	1930	I960 Год
Рис. 3.58. Изменение отношения Н7Д в проектных
профилях доменных печей в 1870-1990 гг.
по Е.Ф. Вегману и В И Клемперту)
3.8. РАЗВИТИЕ ПРОЕКТНОГО ПРОФИЛЯ
117
На втором этапе прекратилось снижение рас-
хода кокса, связанное с повышением Но (на отдель-
ных печах она достигла 30-32 м), и выявились ос-
новные недостатки вытянутого профиля: частые
расстройства хода, уменьшение удельной произво-
дительности, необходимость подачи в печь дутья
более высокого давления. В то же время печи с
одинаковыми поперечными размерами и Но = 26-
28 м работали лучше. По этой причине в 1910-1925
гг. полезную высоту начали ограничивать 27-28 м,
что вызвало небольшое снижение максимальных
значений Но/Д.
Уменьшение интенсивности плавки в высо-
ких печах отнесли за счет несоответствия Но каче-
ству кокса. Такое объяснение достаточно обосно-
вано, так как возрастание затраты механической
энергии на преодоление сил трения в агрегатах с
вытянутым профилем вызывает дополнительное
измельчение твердого топлива, особенно значи-
тельное при его малой механической прочности.
Большую роль в сокращении Но сыграла
массовая замена в США в 1910 1920-х гг. кокса из
ульевых печей коксом из печей с улавливанием
парогазовых продуктов коксования. Последние
печи позволяли извлекать из коксуемого угля
большое количество полезных веществ, но грану-
лометрический состав и механическая прочность
нового кокса оказались хуже предыдущего, что
снизило газопроницаемость шихты и интенсив-
ность плавки. Выполненные в этот период измене-
ния статического давления через отверстия в огне-
упорной кладке свидетельствуют о высоком сопро-
тивлении проходу газов в нижней половине печей
(рис. 3.59) и частом возникновении здесь рас-
стройств хода. Причиной такого явления служило
отмеченное выше (см. рис. 3.8) ухудшение газо-
проницаемости шихты по мере ее движения от по-
верхности засыпи до горизонта фурм. Поскольку в
последующие годы производство кокса в печах с
улавливанием парогазовых продуктов получило
общее признание, высоту доменных печей при-
шлось привести в соответствие с механической
прочностью нового кокса.
Рис. 3.59. Изменение статического давления Р
и градиента потери напора газа по высоте доменных
печей с вытянутым профилем в условиях:
1,2,3 - ровной работы; 4 - расстроенного хода
Зависимость полезной высоты от механиче-
ской прочности топлива проявилась и в древесно-
угольной плавке. Так, максимальное значение Но в
Швеции и на металлургических заводах Урала, ра-
ботавших на смеси угля лиственных и хвойных
пород деревьев, составило 18 м. Низкое сопротив-
ление древесного угля истиранию позволяло ус-
пешно применять вытянутые профили с отношени-
ем НУД = 4,5-5,3. Многие попытки заменить в та-
ких печах древесный уголь более твердым коксом
сопровождались частыми расстройствами хода и
подвисаниями шихты.
В середине 1920-х гг. в развитии профиля
появилась новая тенденция, сохраняющаяся до на-
стоящего времени. Она характерна значительным
расширением распара и горна в сочетании с уме-
ренным увеличением диаметра колошника. Повы-
шение Vn сопровождается относительно малым
изменением продольных размеров, за исключением
высоты горна. Полезный объем достиг 4830-
5580 м3, отношение Но / D уменьшено до 2,6-2,3
Расширение печей снизило затрату механи-
ческой энергии на преодоление сил трения и пере-
распределило величину Др по высоте противоточ-
ной зоны. При правильном выборе профиля, хоро-
шей подготовке сырья и соблюдении установлен-
ного технологического режима печи большого объ-
ема работают устойчивее, чем малые, и расходуют
меньше кокса на получение 1 т чугуна. Но их воз-
ведение требует высоких капитальных затрат и не
всегда возможно в пределах существующих метал-
лургических комбинатов из-за отсутствия доста-
точной свободной площади. Число работающих у
горна на больших печах относительно уменьшается
при одновременном увеличении ремонтного персо-
нала, наладчиков, специалистов по обслуживанию
КИН и ЭВМ.
3.8.2.	Угол наклона шахты
Зависит от ее высоты и разности диаметров
распара и колошника dK. Поэтому для характери-
стики наклона шахты к горизонту наряду с величи-
ной яш можно использовать отношение dK 1Д.
За последние 125 лет показатель «ш. подобно
отношению Но/Д, претерпел два противоположных
изменения. В первом периоде, начавшемся в
1860-х гг. и завершившемся в конце 1900-х, он воз-
растал вследствие повышения Но без существенно-
го изменения Д и dK. На некоторых печах значение
а.л увеличили до 88°, а шахту отдельных печей,
имевших центральную газоотводную трубу, вы-
полняли цилиндрической. Во всех случаях ход пе-
чей был неровным, из-за большой величины Qp
огнеупорная кладка верхней части шахзы подвер-
галась повышенному износу
Второй период изменения наступил в се-
редине 1920-х гг. и завершается в настоящее вршя.
Он обязан опережающему расширению распара по
сравнению с колошником. Однако уже в начале
1930-х гг. проявились отрицательные стороны мед-
ленного расширения колошника - увеличение вы-
118
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
носа колошниковой пыли и сокращение удельной
производительности больших печей по сравнению
с малыми.
Расширение колошника длительное время
сдерживалось двумя причинами: опасением ухуд-
шить распределение газов и затруднениями в
транспортировке большого конуса по железной
дороге (его размеры начали превосходить попереч-
ные размеры железнодорожных вагонов). При из-
готовлении засыпного устройства на металлургиче-
ском заводе приходилось учитывать наличие ме-
таллорежущих станков для обработки крупногаба-
ритных деталей, масса которых возрастала пропор-
ционально квадрату диаметра колошника
По имевшимся в конце 1920-х гг представ-
лениям угол откоса кокса и железной руды на ко-
лошнике печи равнялся соответственно 26- 28 и
36 40°. Подсчеты показывали, что при dK > 5.0 м
руда у оси печи не перекрывает слой кокса и по-
этому возможно интенсивное развитие осевого га-
зового потока. Опасались также существенного
увеличения глубины осевой воронки и возникнове-
ния по этой причине дополнительной неравномер-
ности в распределении газов. И хотя проведенные в
СССР в 1932-1936-х гг. исследования больших пе-
чей упомянутых опасений не подтвердили, пробле-
ма обеспечения правильного распределения мате-
риалов и газов регулярно возникала при каждом
очередном увеличении объема печей и расширении
колошника.
В 1940-х и начале 1950-х гг. высокий гради-
ент потерь напора газа в верхней половине шахты,
обусловленный малым значением dK, ограничивал
производительность многих доменных печей.
Позднее эти ограничения частично устранили уве-
личением давления газов в рабочем пространстве
печи. Анализ опытных данных по металлургиче-
ским заводам СССР и США показал, что наиболь-
ший прирост производительности, максимальное
сокращение расхода кокса и выноса колошниковой
пыли после перехода на новую технологию полу-
чили на печах с меньшим отношением dK / Д
Аналогичные результаты характерны и для
ММК, где эффективность новой технологии на пе-
чах № 1 4 была ниже в сравнении с печами № 5-8
(слева от косой черты низкое давление, справа -
высокое).
Номер печи	1-4		5-8
d^ Давление, кПа:	0,734	0,717
колошникового газа	15/56	19/72
дутья Прирост	133/167	144/182
производительности, %	1.8	4,0
Сокращение расхода кокса. %	2,2	3,2
Уменьшение выноса пыли, %	24,1	32,2
Достигнутое на некоторых металлургических
заводах США при работе на повышенном давлении
высокое значение прироста производительности
10-13% также связано с величиной d/D: колошни-
ки американских печей к моменту перехода на но-
вую технологию были, как правило, сравнительно
узкими и ограничивали интенсивность плавки.
Следствием медленного расширения колош-
ника по сравнению с распаром явилось постепен-
ное уменьшение отношения dK / D и угла наклона
шахты по мере увеличения объема печей:
Vn, м3 1180 1370 2014 2700 3200 5037 5580
dK/D 0,734 0.715 0.679 0.658 0,679 0,671 0.679
85°30' 85°20’ 84°30‘ 83°35’ 83°53’ 82°42' 82°36’
Отношение dK/7J на печах 2700-5580 м3 мало
отличается от отношения для печи 2014 м3. Поэто-
му на первых агрегатах можно ожидать приблизи-
тельно такой же характер распределения градиента
Ар по высоте шахты, какой имелся на последнем
(см. рис. 3.56) О его рациональности можно судить
по среднегодовому количеству принудительных
осадок, сделанных в 1979-1985 гг. в расчете на од-
ну печь.
V„,m3	1180	1370	2014
Осадки, шт.	22	19	2
Число печей	3	5	2
Малое	количество	подвисаний	на печах
2014 м свидетельствует, что через них, как через
печи 2700- 5560 м3, можно пропустить больше газа
в единицу времени без ущерба для хода печи, но
при обязательном расширении колошника до от-
ношения dK4U = 0,69 0,70 с целью предотвратить
увеличение выноса пыли. Благодаря наличию лот-
ковых засыпных устройств такое расширение не
представляет больших технических трудностей,
поэтому поперечные размеры колошника совре-
менных печей необходимо выбирать только с уче-
том качества шихтовых материалов и особенностей
технологии плавки, а не по каким-либо другим по-
казателям.
Цилиндрическая часть колошника, предна-
значенная для регулирования распределения мате-
риалов и газов по радиусу печи, должна охватывать
весь диапазон изменений зоны удара о стенку. На
печах с кольцевым зазором L 0,90 м ее мини-
мальная высота составляет 1,5 м, на печах с боль-
шим зазором - до 2,0-2.2 м Чрезмерная ширина
зазора или низкий угол наклона шахты вызывают
излишнее развитие периферийного газового потока
и повышение расхода кокса. Напротив, малый зазор
и высокое значение аш часто служат основной при-
чиной тугого хода печей и образования настылей.
Наклон шахты печей 2014 м3 (84°30’) вполне
достаточен для обеспечения ровного схода шихты,
тогда как в верхней части печей 1370 м^ он излиш-
не велик (85г20’) и требует уменьшения на 1,5-2° на
участке протяженноегью 4-5 м, где чаще всего воз-
никают подвисания шихты. На печах других объе-
мов ширину колошника можно определи ль по от-
ношению dK7I = 0,69-0,70, но значение аш будет
при этом находиться в обратной зависимости от
диаметра распара. По данным Е Ф. Вегмана н В.М.
Клемперта (1987 г.), эта зависимость соответствует
уравнению:
аш = 87,67-0,324 D.
3 8, РАЗВИТИЕ ПРОЕКТНОГО ПРОФИЛЯ
119
3.8.3.	Естественный профиль
Величина аш характеризует применяемую в
настоящее время шахту конической формы. Однако
в XVIII в и до последней четверти XIX столетия
шахты многих доменных печей Европы и США
имели криволинейное очертание, близкое к парабо-
лоиду вращения или овалу. Такой профиль возник
в результате стремления обеспечить высокую
прочность конструкции кладки посредством уст-
ройства свода параболической формы. При малом
отношении высоты свода к ширине основания до-
менные печи получали вычурное очертание, кото-
рое, однако, не влияло заметным образом на сте-
пень использования газов и расход топлива, так как
в процессе эксплуатации вырабатывался рабочий
профиль, существенно отличавшийся от проектно-
го Значение коэффициента использования полез-
ного объема (КИПО, м3 сут/т), введенного в обиход
Л. Грюнером в 1870-х гг., было высоким, но этот
показатель длительное время не являлся опреде-
ляющим.
Одно из первых исследований рабочего про-
филя выполнил Дж. Гиббонс (1839 г., Великобри-
тания). Наблюдая за состоянием выдутых для ре-
монта доменных печей, он заметил их стремление
приобретать в процессе эксплуатации овальное
внутреннее очертание. Придав такую форму новым
печам, Гиббонс добился рекордного увеличения
продолжительности службы до 7 лет. В итоге вы-
сокую прочность конструкции удалось совместить
с высокой стойкостью огнеупорной кладки без ее
охлаждения водой.
Предложенный Гиббонсом профиль соответ-
ствует форме зоны потока при выпуске сыпучих
через одно круглое отверстие. Это же очертание
внутреннего пространства с некоторыми поправка-
ми пригодно для современных чугуноплавильных
агрегатов
Позднее в США (1870-е гг) продолжитель-
ность службы печей с овальным профилем в усло-
виях более интенсивного ведения плавки составила
2-4 года. Нарушение установленного уровня засы-
пи во многих случаях не влияло заметным образом
на распределение шихты, так как внутреннее очер-
тание шихты было близким к траектории падения
рудных материалов с конуса. Печи не имели метал-
лического кожуха, для противодействия давлению
шихты и газа огнеупорную кладку стягивали сталь-
ными обручами различного размера.
Применение в дальнейшем металлического
кожуха из стальных листов, холлодильников и су-
щественное улучшение качества огнеупорних изде-
лий позволили отказаться от сложной криволиней-
ной формы рабочего пространства доменных печей
и заменить ее легко выполнимым сочетанием ци-
линдрических элементов с усеченными конусами.
Однако новые конструктивные решения не измени-
ли основных закономерностей взаимодействия по-
тока шихты со стенкой и стремление печей приоб-
ретать в процессе эксплуатации естественный про-
филь. Поэтому при разработке рационального
очертания рабочего пространства необходимо учи-
тывать форму естественного профиля, обеспечивая
ее с минимальными дополнительными затратами.
Одним из способов решения проблемы является
применение шахты с двумя углами наклона.
3.8.4.	Заплечики и горн
Первоначально многие древесно-угольные и
коксовые печи по конструктивным или технологи-
ческим соображениям имели узкий горн, широкий
распар и пологие заплечики, иногда тарелкообраз-
ной формы. В таких печах использовалась лишь
часть полезного объема, ограниченная зоной пото-
ка, а за ее пределами располагался гарнисаж, пре-
дохранявший от разрушения неохлаждаемую клад-
ку заплечиков и шахты. Ввиду малой мощности
воздуходувных средств и низкого перепада давле-
ний газа между горном и колошником подавляю-
щая часть механической энергии шихты расходова-
лась на внутреннее трение, в связи с чем стойкость
печей выше фурм была высокой, рабочий профиль
формировался печью самостоятельно и соответст-
вовал в нижней его половине параболоиду враще-
ния. Наибольшая скорость опускания шихты име-
лась у оси печи.
Отсутствие интенсивного охлаждения огне-
упорной кладки выше фурм заставляло металлур-
гов длительное время сооружать кроме пологих
еще и высокие заплечики (4,5-6 м) в качестве опо-
ры для гарнисажа, а в печах с овальной формой
профиля высоту заплечиков приравнивать высоте
шахты. Однако при расширении горна с сохранени-
ем опорных колонн и прежнего наклона шахты за-
плечики приходилось делать более крутыми (60 -
70°) и низкими, что затрудняло сохранение гарни-
сажа и снижало продолжительность их службы.
Чтобы устранить такой недостаток, с 1887 г. по
инициативе Дж Гейли в заплечиках стали устанав-
ливать горизонтальные холодильники.
Наибольшие изменения размера и конструк-
ции заплечиков осуществили в США после начала
использования (в 1892 г.) легко истиравшихся
красных железняков мисаби, вызывавших крупные
расстройства хода Чтобы обеспечить в этих усло-
виях высокую интенсивность плавки, американские
металлурги увеличили мощность воздуходувных
машин, расширили горн, уменьшили высоту и уве-
личили наклон заплечиков до 3-3,5 м и 82-83 ,
ввели водяное охлаждение нижней половины шах-
ты. Благодаря снижению Ар и повышению QB в
средней и нижней частях противоточой зоны ход
печей улучшился, очертание заплечиков приблизи-
лось к образующей зоны потока и значительно со-
кратился объем гарнисажа без снижения стойкости
футеровки. После этою профиль печей стал близ-
ким к современному.
Используя данные лабораторных опытов, в
1950-х гг. на нескольких печах заводов Урала по-
средством расширения горна увеличили угол на-
кчона заплечиков, а на одной печи заплечики уда-
лили полностью. Эксперименты провели с целью
120
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
уменьшить затрату механической энергии в запле-
чиках на преодоление сил трения и повысить за
этот счет производительность печей
Значительного увеличения выплавки чугуна
после изменения профиля не достигли из-за более
частых расстройств хода и образования настылей.
Длина окислительной зоны в горне не изменилась,
а градиент Др верхней половины печей возрос
Удовлетворительный сход шихты обеспечили
только после увеличения высова воздушных фурм
в горн, что равнозначно созданию заплечиков. Ре-
зультатом явилось признание заплечиков обяза-
тельным элементом профиля.
Причиной неудачи явился неодинаковый ха-
рактер движения сыпучего в лабораторных опытах
и действующей печи. В моделях значение QB на
горизонте фурм измеряли методом отрыва дна, ко-
гда устранение заплечиков позволяло всему слою
сыпучего опускаться ниже шахты по параллельным
траекториям с одинаковой скоростью движения
частиц по всей длине радиуса горна. В результате
сила трения сыпучего о стенки модели уменьши-
лась, а значение QB на горизонте фурм возросло В
работающих печах частицы шихты при любой
форме заплечиков опускаются к фурмам по сходя-
щимся траекториям, огибая осевой малоподвижный
слой кокса, поэтому затрата механической энергии
на преодоление сил трения здесь велика
Высота заплечиков вместе с распаром на
отечественных печах составляет 4,7-5,7 м, что
нельзя признать достаточным, так как в процессе
работы огнеупорная футеровка нижней части шах-
ты изнашивается в связи с наличием высоких на-
пряжений трения. По этой причине наиболее широ-
кая часть поперечного сечения печи к концу кам-
пании поднимается на 3—4 м по сравнению с проек-
том. Результатом несоответствия проектного и ра-
бочего профилей является снижение продолжи-
тельности межремонтною периода. Чтобы устра-
нить такой недостаток, максимальную ширину пе-
чи после ее постройки или капитального ремонта
следует располагать на 1/3 высоты противоточной
зоны, считая от горизонта воздушных фурм (рис
3.60). Помимо этого, шахту и заплечики целесооб-
разно выполнять с двумя или даже тремя углами
наклона, что приблизит проектный профиль к ви-
ду воч ному.
По инициативе Б.А. Марсув^рского к концу
1993 г. четыре доменные печи НТМК были рекон-
струированы с заменой кожуха шахты и выполне-
нием огнеупорной кладки с двумя углами наклона.
Положительные результаты работы этих печей
явились основанием для применения этого опыта
на других металлургических предприятиях России
В печах большого объема с обычным профи-
лем высоту шахты целесообразно ограничить 17 м
за счет изменения протяженности распара Это зна-
чение высоты вполне достаточно для протекания
тепловых и химических процессов доменной плав-
ки без излишнего измельчения кокса
Рис. 3.60. Рекомендуемое изменение проектного
профиля доменной печи объемом 2000 м :
1 - фактический профиль; II - рекомендуемый
Как отмечалось ранее (ч. 1, с. 12), в старин-
ных печах с 1-2 воздушными фурмами горн вы-
полняли узким (не шире 1 м) и относительно мел-
ким, что позволяло снижать до минимума внешние
потери тепла. Для облегчения строительных работ
его длительное время сооружали четырехугольного
или многогранного сечения, придавая такую же
форму заплечикам и шахте. Однако в процессе экс-
плуатации поперечное сечение всех печей станови-
лось близким к круглому, поэтому с течением вре-
мени доменные печи стали строить только круглы-
ми. На многих печах горн расширяли кверху из-за
быстрого разгара этой части вследствие малой ки-
нетической энергии потока дутья и расположения
неохлаждаемых воздушных фурм внутри огне-
упорной кладки.
Чугун выпускали по мере накопления через
отверстие в пороге переднего горна, находившееся
на уровне лещади, шлак - по желобу через порог
(при плохой текучести его удаляли скребками). В
условиях использования железных руд с повышен-
ным содержанием марганца, когда шлак благодаря
наличию МпО имел хорошую текучесть, значи-
тельную его часть выпускали через отверстие в
стенке печи немного ниже горизонта воздушных
фурм с противоположной стороны от переднего
горна.
Такое устройство горна применяли более 5
столетий - с конца Х111 в. до середины XIX Оно
позволяло с помощью горнового инструмента, вво-
димого через фурменное отверстие, шлаковую лег-
ку и в зазор между порожным и темпельным кам-
нями, очищагь горн от 1устых шлаков и затвердев-
ших материалов, часто появлявшихся при наруше-
ниях состава шихты в условиях работы на холод-
ном дутье. Существенным недостатком конструк-
3.8. РАЗВИТИЕ ПРОЕКТНОГО ПРОФИЛЯ
121
ции являлась малая стойкость темпельного камня и
огнеупорных изделий, прилегающих к шлаковой
летке, регулярно подвергавшихся действию горяче-
го шлака. Причем разъедающее действие последне-
го значительно возросло после перехода на работу
с нагретым дутьем, когда температура чугуна и
шлака повысилась.
Указанный недостаток устранил Ф.В. Люр-
ман, предложив в 1867 г. водоохлаждаемую шлако-
вую фурму, а год спустя печь без переднего горна
с выпуском чугуна через чугунную летку. В на-
стоящее время эта конструкция горна является об-
щепринятой, по мере роста объема печей она раз-
вивалась в сторону расширения горна и увеличения
его глубины с целью повышения массы продуктов
плавки, накопляемых между выпусками. На печах
Vn = 4830-5580 м3 диаметр горна достигает 14,7-
15,1 м, а его высота равна 4,0-5,7 м Наряду с этим
современные печи имеют "мертвый" слой чугуна
протяженностью 0,6-1,6 м, расположенный ниже
оси чугунных леток и предназначенный для
уменьшения разрушения лещади. Количество чу-
гунных леток на наиболее мощных печах достигает
четырех, что обеспечивает практически непрерыв-
ный выпуск металла.
В 1880-х гг многие доменные печи Урала
имели эллиптическую форму поперечного сечения
горна, заплечиков и шахты, приданную им с целью
максимального увеличения суммарной площади
окислительных зон на горизонте фурм. Чугунную и
шлаковую летки располагали вдоль большой оси
эллипса. Сравнение результатов работы этих печей
с печами круглого сечения не выявило их преиму-
ществ, поэтому от эллиптических печей в дальней-
шем отказались.
3.8.5,	Количество воздушных фурм
Должно быть достаточным для обеспечения
равномерного опускания шихты по окружности
печи и высокой механической прочности стального
кожуха в фурменной зоне, ослабляемою вырезами
для установки фурменных приборов.
При выборе числа фурм п следует избегать
как слишком близкого взаимного расположения зон
циркуляции кокса, так и слишком далекого. В пер-
вом случае разрыхленные полости могут соприка-
саться между собой, вызывая переток газов из од-
ного фурменного очага в другой и затрудняя этим
равномерное распределение дутья по окружности
печи. Во втором широкие перегородки из частиц
кокса достигнут заплечиков и образуют утолщен-
ный гарнисаж, как это происходит над неработаю-
щей длительное время воздушной фурмой. Кожух
печи во втором случае меньше ослаблен вырезами
и его прочность будет выше, чем в первом.
Чтобы обеспечить нормальную работу печи,
разрыхленные зоны на горизонте фурм необходимо
разделять слоем кокса и лишь в крайнем случае
(при максимальной их ширине d0) допускать со-
прикосновение на расстоянии 0,5d., от носка фурм
(рис. 3.61). При таком условии число воздушных
фурм составит:
n-7r[dr-(d 0+2l)]/d 0,	(3.21)
где С - высов фурм в горн, м.
Согласно последнему выражению, значение
п возрастает с увеличением диаметра горна. По-
скольку такая же связь существует между dr и об-
щей подачей дутья в печь, приходящийся на каж-
дую фурму массовый расход воздуха пт мало зави-
сит от поперечных размеров юрка. В итоге при
использовании дутья постоянных параметров и
фурм одинакового рашера протяженность разрых-
ленных зон на печах с различным значением dr
варьирует в узких пределах.
Рис. 3.61. Схема к определению числа
воздушных фурм
В обычных условиях плавки длина разрых-
ленной зоны do=l,0M. Приняв do=l,15do и
С = 0,4 м, после подстановки этих величин в (3.21)
получим
n = 2,7dr-5,3.
(3.22)
Результаты вычислений по последней фор-
муле близки к фактическому количеству воздуш-
ных фурм на большинстве типовых доменных пе-
чей СНГ:
V„mj	1033	1386	1513	1719	2002	2700	3200
d„M	7,2	8.2	8,6	9,1	9.75	11,0	12.0
п, шт.:							
фактически	14-16	16-20	18	18	20-25 20-24		28
по расчету	14	17	18	19	21	24	27
Для обеспечения равномерного распределе-
ния дутья по периметру горна на печах с опорными
колоннами шахты значение п принимают кратным
количеству колонн.
Определением числа воздушных фурм зани-
мались многие отечественные и зарубежные метал-
лурги. Предложенные ими способы вычисления п
допускают широкое варьирование расстояния меж-
ду осями фурм по периметру горна - от 1,04 до
2,08 м. Проверить соответствие расчетных значе-
ний п условиям работы доменных печей трудно,
так как количество фурменных приборов можно
изменить только во время реконструкции печи,
проводимой один раз в 12-15 лет.
122
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
В СССР для определения числа воздушных
фурм длительное время пользовались эмпириче-
скими формулами М.А. Павлова и Н.К. Леонидова:
n = 2dr + 1;
n 2dr.
В 1980-х гг., учитывая положительный опыт
металлургов Японии, количество фурм на многих
печах СССР признали недостаточным и начали
увеличивать на 2-5 шт., во время остановки на ре-
конструкцию. Одновременно расширяли горн и
повышали расход дутья, что привело к интенсифи-
кации плавки и увеличению выноса колошниковой
пыли. В условиях вынужденного снижения произ-
водительности доменных печей из-за сокращения
спроса на чугун, сталь и прокат целесообразность
такой реконструкции сомнительна.
В США, Японии и некоторых других странах
значение п вычисляют по формуле О.Р. Райса
(1944 г.):
n = 7r(dr-2t)/ 1,22.
Формула предусматривает регулярное со-
прикосновение соседних окислительных зон, попе-
речный размер которых по периметру носков фурм
принят равным 4 фута (1,22 м). Для одинакового
диаметра горна она допускает большее число фурм,
чем формулы М.А. Павлова, Н.К. Леонидова и ав-
тора. Согласно данным практики, простои печей
для смены сгоревших и изношенных фурм возрас-
тают пропорционально значению п.
Диаметр и высов фурм являются испытан-
ным средством управления газопотоком снизу при
существенном изменении условий плавки или тех-
нического состояния доменной печи. Так, значи-
тельную часть фурм закрывают на период раздувки
печи после капитального ремонта I разряда и во
время ликвидации тяжелых расстройств хода, свя-
занных с охлаждением горна. Закрывают 2- 3 фур-
мы и при обычном режиме работы, когда огне-
упорная кладка в одном из секторов горна находит-
ся в неудовлетворительном состоянии или вышли
из строя отдельные холодильники заплечиков.
7.	Квапил Р. Движение сыпучих материалов в бун-
керах: пер. с нем, М.: Госгортехиздат, 1961.
8.	Гольдштейн М.Н. Механические свойства грун-
тов. М.: Стройиздаг, 1973.
9.	Фиалков В.С, Плицын В.Г., Максимов Е.В.
Управление истечением сыпучих материалов.
Алма-Ата: Наука КазОСР. 1981.
10.	Цитович Н.А. Механика грунтов (краткий курс)
М.: Высш.шк., 1983.
И. Протодьяконов М.М. Давление горных пород и
рудничное крепление. 4.1. М.: Госгортехиздат,
1933.
12.	Малахов Г.М. Выпуск руды из обрушенных бло-
ков. М.: Металлургиздат, 1952.
13.	Дубинин Н.Г. Выпуск руды при подземной разра-
ботке. М.: Недра, 1965.
14.	Балхавдаров Х.А. Движение и истечение руды
при выпуске. Л.: Наука. Ленингр. отд-ние, 1975.
15.	Нуликов В.В. Выпуск руды. М.: Недра. 1980,
16.	Канторович Б.В. Гидравлические и воздуходув-
ные машины. М.: Металлургиздат, 1950.
17.	Доменное производство: Справочник: В 2-х т. Т.2.
М.: Метачлургиздат, 1963.
18.	Механика жидкости и газа / С.И. Аверин. А.Н.
Минаев, В.С. Швыдкий, Ю.Г. Ярошенко. М.: Ме-
таллургия, 1987.
19.	Сысков К.И. Теоретические основы оценки и
улучшения качества доменного кокса. М.: Метал-
лургия, 1984.
20.	Половченко И.Г. Движение шихтовых материалов
и газов в доменной печи. Харьков: Металлургиз-
дат, 1958.
21.	Цилев Л.М., Остроухое М.Я.. Ходак Л.З. Процесс
горения кокса в доменной печи. М.: Металлург-
издат, 1960.
22.	Фиалков В.С., Плицын В.Г. Кинетика движения и
характер горения кокса в доменной печи. М.: Ме-
таллургия, 1971.
23.	Ледебур А. Металлургия чугуна, железа и стали,
T.I. Металлургия чугуна: пер. с нем. С.Пб,: Изд-
во В.Эриксена, 1896.
24.	Вилькокс Э-Г. Неполадки доменных печей: пер. с
англ. М.: Л.: Гипромез, 1933.
25.	Johnson l.E. The Principles Operation and Product of
the Blast Furnace. H.Y.; L.: McGraw-Hill Book Co,
1918.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК к 3 части
1.	Бабарыкин Н.Н. Появление и развитие доменного
производства: курс лекций. Магнитогорск:
МГМИ, 1993.
2.	Бабарыкин Н.Н. Свойства шихтовых материалов
и их распределение на колошнике доменной печи:
курс лекций. Магнитогорск: МГМИ, 1994.
3.	Гсрсеванов Н.М., Польши Д.Е. Теоретические
основы механики грунтов и их практические
применения. М.: Стройиздаг, 1948.
4.	Зеленин А.Н. Физические основы теории резания
грунтов- М.: Изд-во АН СССР, 1950.
5.	Орнатокий И.В. Механика грунтов. М.: Изд-во
Моск ун-та, 1967.
6.	Зенков Р.Л. Механика насыпных грузов. М Ма-
шиностроение. 1965.
Часть 4
ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ
В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ВВЕДЕНИЕ
Восстановление оксидов в доменной печи,
образование жидких продуктов плавки и их взаи-
модействие между собой начали исследовать срав-
нительно давно (с 1838 г.), в связи с чем к настоя-
щему времени эти явления изучены достаточно
полно. Теория явлений и их развитие в промыш-
ленных агрегатах различных металлургических
регионов изложены во многих монографиях и
справочниках, предназначенных в первую очередь
для научных работников и специалистов производ-
ства. Эти издания обычно не содержат сжатой и
одновременно разносторонней характеристики фи-
зико-химической стороны доменного процесса,
поэтому их затруднительно использовать в качест-
ве учебных пособий для ознакомления учащихся с
основами производства чугуна. Причем многие из
приведенных здесь сведений, обладая несомнен-
ным научным значением, не находят практического
применения. В то же время некоторые известные из
практики явления не имеют достаточного научного
объяснения.
Предлагаемая четвертая часть курса лекций
по теории и технологии получения чугуна, как и три
предыдущих [1-3], предназначена для подготовки
высококвалифицированных металлургов, способных
по уровню профессиональных знаний работать в
должности мастера доменной печи. С учетом такой
цели в ней приведены краткие сведения о термоди-
намике и кинетике восстановления оксидов железа
посредством СО, Н2 и твердого углерода, показано
изменение химического состава шихтовых материа-
лов под влиянием нагрева, описан ход восстановле-
ния железа и примесей чугуна в печах среднего объ-
ема и представлены данные о циркуляции летучих и
малопрочных веществ в потоке шихты.
При характеристике гехнологических осо-
бенностей плавки уделено внимание твердофазно-
му делению рудных материалов на магнитные и
немагнитные составляющие; механизму образова-
ния, составу и физико-химическим свойствам чугу-
на и шлака; условиям работы горна доменной печи,
взаимодействию продуктов плавки в горне и вне
его. В последнем разделе описано поведение чугу-
на и шлака во время выпуска из печи, изменения
температуры и состава металла при транспортиров-
ке в жидком вице к потребителям, рассмотрены
причины и признаки загромождения горна.
Ход процессов восстановления и плавления
рудных материалов изложен применительно к ра-
боте доменных печей на полностью офлюсованном
сырье, повышенном давлении газа под колошником
и использовании комбинированного дутья При
описании опытных данных приведены краткие све-
дения о методах исследования. Показана несостоя-
тельность попытки значительно снизить развитие
прямого восстановления оксидов шихты увеличе-
нием восстановимости сырья
В основу описания технологии положены ре-
зультаты исследований доменных печей Магнито-
горского металлургического комбината (ММК),
выполненные сотрудниками доменной лаборатории
ЦЛК в 1952-1985 гг. по инициативе и под руково-
дством автора. Учтен и его опыт работы в должно-
сги мастера доменной печи
Иллюстрации оформлены инженером
Т.Л.Лапко.
Автор благодарен рецензенту - проф., д-ру
техн, наук Н П.Сысоеву за внимательный просмотр
рукописи и полезные советы по улучшению содер-
жания и оформления предлагаемой части курса
лекций.
4.1.	ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ВОССТАНОВЛЕНИЯ
4.1.1.	Свойства оксидов и восстановителей
Восстановлением принято называть процесс
удаления кислорода из оксида и превращения его в
свободный элемент или оксид с меньшим содержа-
нием кислорода. Восстановление связано с окисле-
нием восстановителя и поэтому является частью
окислительно-восстановительного процесса, отве-
чающего в общем виде равенству
МеО + В = Me + ВО (ВО2) ±Q,	(4 1)
где Me - металл,
О - кислород;
В - восстановитель;
ВО.	ВО2- его оксидная форма
Восстановителем может служить свободный
элемент или соединение в твердом, жидком или
газообразном состоянии с более высоким сродст-
вом к кислороду, чем восстанавливаемый элемент.
Показателем сродства к кислороду (химической
прочности оксида) при постоянных значениях тем-
пературы и давления является величина свободной
энергии AGT (энергия Гиббса), пригодной для со-
вершения полезной работы.
AGT ДНТ - TAST.
Здесь ДНт - полная энергия, равная энталь-
пии системы (теплоте образования оксида): Т -
температура, К; ASr - изменение энтропии.
124
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Из равенства следует, что значение AGT зави-
сит от двух факторов: энергетического (АНТ) и эн-
тропийного (TASr). Первый из них характеризует
количество тепла QT, выделяющегося при образова-
нии оксида пропорционально сродству элемента к
кислороду. Так как выделение тепла уменьшает эн-
тальпию системы, значения AGt и АНт для реакций
окисления и других экзотермических процессов за-
писывают со знаком минус (QT = -АНТ). Напротив, в
эндотермических реакциях обеим величинам при-
дают положительное значение (-Qr =АНТ).
Энтропийный фактор определяет величину
связанной энергии, которую невозможно превра-
тить в полезную работу. Эта энергия в большой
мере зависит от значения энтропии AST, характери-
зующей расход части тепла на внутренние потреб-
ности системы. Величина ASr остается постоянной
при обратимых и возрастает при необратимых
адиабатических процессах.
В зоне с температурой менее 1000°С преоб-
ладающее влияние на AGT оказывает теплота обра-
зования оксида, в связи с чем по ее величине можно
достаточно точно судить о степени сродства эле-
мента к кислороду. В зоне с нагревом более 1000°С
роль энтропийного фактора заметно возрастает, и
его следует учитывать при оценке химической
прочности оксидов.
Большое различие в величине AG позволяет
заключить, что для успешного удаления кислорода
свободная энергия оксида восстановителя при вы-
бранной температуре должна значительно превы-
шать свободную энергию восстанавливаемого ок-
сида: AGBo > AGMeo В противном случае неизбеж-
но образование равновесного состояния реакций
восстановления и существенное уменьшение сте-
пени перехода исходных веществ в конечные
Для удобства сравнения свойств различных
оксидов используют стандартные значения свобод-
ной анергии, энтальпии и энтропии, соответствую-
щие температуре 298 К (26 °C) и давлению 101,3
кПа (1 ат):
AG°=AH°298 “ TAS2qg.
Значения этих характеристик содержатся в
таблицах и справочниках термодинамических ве-
личин.
Металлы с переменной валентностью обра-
зуют по несколько оксидов различной окисленно-
сти, химическая прочность которых возрастает с
уменьшением доли кислорода. Согласно принципу
последовательности превращений, открытому в
1920-х гг. А.А.Байковым, их восстановление осу-
ществляется последовательно от высшего к низше-
му по схеме
МеО2—* Ме2О3—> Ме?О4—>МеО—>Ме
с образованием устойчивых промежуточных со-
единений. Степень извлечения металла определяет-
ся в этих случаях последним, наиболее прочным
оксидом. Из переходящих в чугун элементов по три
и четыре оксида имеют- железо, марганец, ванадий.
На рис. 4.1 показано влияние температуры на
величину энергии Гиббса большинства оксидов,
содержащихся в компонентах доменной шихты.
Здесь же пунктирной линией обозначено изменение
этой энергии при образовании монооксида у!леро-
да. Все значения соответствуют равновесному со-
стоянию систем без учета возможности химическо-
го взаимодействия между исходными оксидами и
образования растворов продуктами реакций.
Из диаграммы следует, что с повышением
нагрева химическая прочность оксидов уменьшает-
ся, тогда как сродство углерода к кислороду воз-
растает. Благодаря этому создаются хорошие усло-
вия для восстановления многих оксидов, что ис-
пользуют в доменном и ферросплавном производ-
ствах. Вследствие разного наклона к горизонту не-
которые линии диаграммы пересекаются, а другие
имеют переломы. Первое обязано неодинаковой
величине энтропии для разных оксидов. Второе -
изменению агрегатного состояния веществ. При
температуре 900 -1000°С оксиды по мере возраста-
ния химической прочности расположены в таком
порядке:
МпО2, Мп2О3, Cu2O, Fe2O3, NiO, Fe3O4, Р2О5, FeO,
Сг2О5, MnO, SiO2, TiO2, A12O3, MgO, CaO, BaO.
Оксиды слева от FeO принято считать легко-
восстановимыми, справа - трудновосстановимыми.
Согласно диаграмме каждый элемент с более
высоким сродством к кислороду может восстанав-
ливать элементы с меньшим сродством. В частно-
сти, марганец, кремний и алюминий способны уда-
лять кислород из FeO, что используют в сталепла-
вильных процессах во время раскисления стали. В
доменной печи такой способ восстановления развит
слабо и осуществляется только кремнием в канале
чугунной летки в период совместного выхода чугу-
на и шлака из горна.
При температуре менее 1100°С восстановле-
ние оксидов железа осуществляют монооксидом
углерода и водородом, сродство которых к кисло-
роду уменьшается с повышением нагрева. В до-
менной печи оба восстановителя удаляют 60-75%
газифицируемого кислорода шихты, в шахтных
печах для металлизации железных руд 90 95%.
Завершает восстановление оксидов углерод,
сродство которого к кислороду возрастает с повы-
шением нагрева. Этот элемент практически полно-
стью (на 99%) восстанавливает железо и в значи-
тельно меньшей мере оксиды марганца, хрома, ва-
надия, кремния и титана Нс переходят из шлака в
чугун алюминий, кальций, барий, химическая
прочность оксидов которых чрезмерно вепика для
доменной плавки. В то же время из-за малых зна-
чений - AG° легко и полно восстанавливаются медь
и фосфор, ухудшающие качество чугуна, а также
свинец и цинк, снижающие стойкость огнеупорной
кладки и кожуха доменной печи.
4.1. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
i/i!.'.!.'	-Л-	125
Рис. 4.1. Влияние температуры на химическое
сродство веществ к кислороду
4.1.2.	Восстановление железа	{ /
монооксидом углерода
Железо образует с кислородом три оксида:
гематит Fe?O3 , магнетит Fe3O4 и вюстит FeOx. Со-
держание кислорода в первых двух равно соответ-
ственно 30,06 и 27,64%. Последний оксид, назван-
ный в честь видного немецкого металлурга
Ф.Вюста, имеет переменный состав (23,1-25,6%
кислорода), так как является твердым раствором
магнетита в закиси железа, содержащей 22,28%
кислорода. Поскольку превышение массы
кислорода в вюстите по сравнению со
стехиометрическим отношением Fe/O = 1
не имеет большого практического значе-
ния, в дальнейшем состав вюстита принят
отвечающим составу FeO.
Ниже 570°С вюстит неустойчив и
разлагается с образованием магнетита и
металлического железа: 4FeO —♦ Fe3O4 + Fe.
Поэтому восстановление железа идет по
сокращенной схеме последовательных превраще-
ний: Fe2O3 -» Fe3O4 —> Fe, При более высоком на-
греве вюстит становится устойчивым, и в действие
вступает полная схема:
Fe2O< —> Fe3O4 ♦ FeO —► Fe
с образованием двух промежуточных оксидов. Так
как в доменной печи вюстит появляется лишь при
температуре 600 780°С, в дальнейшем рассмотрена
только вторая схема восстановления.
Освобождение железа от кислорода с уча-
стием СО протекает по следующим реакциям:
3Fe2O3 + СО —» 2 Fe3O4 + СО2 + 37,25 МДж; (4.2)
Fe3O4 + СО 3FeO+ СО2 - 20,96 МДж; (4.3)
FeO k СО ~ Fe+ СО2+ 13,65 МДж.	(4.4)
Два последних процесса обратимы, но пра-
вые и левые части термохимических уравнений
содержат одинаковое количество молекул газа, по-
этому равновесный состав газовой фазы не зависит
от давления.
Гематит - непрочное химическое соединение,
способное при 1386°С диссоциировать в атмосфер-
ном воздухе с образованием магнетита и выделени-
ем свободного кислорода: 6Fe2O3—» 4Fe3O4+ О2. Его
восстановление монооксидом углерода совершает-
ся практически полностью, без необходимости соз-
давать избыток СО.
Химическая прочность магнетита выше
прочности гематита, в связи с чем при удалении
кислорода из Fe3O4 возникает состояние равновесия
между прямой и обратной реакциями. Чтобы обес-
печить требуемую полноту восстановления магне-
тита, необходимо создавать избыток СО по сравне-
нию с равновесной величиной и этим уменьшать
долю СО2 (табл. 4.1).
Еще более высокой прочностью обладает вюс-
тит, имеющий минимальную степень окисления.
При его восстановлении тоже существуют равно-
весные составы газа, препятствующие полному
освобождению железа от кислорода. Как и в пре-
дыдущем случае, для интенсификации восстанови-
тельного процесса необходимо увеличивать расход
СО, причем в более значительной мере в сравнении
с магнетитом.
Таблица 4.1
Содержание СО2 и Н2О в газе равновесного состава
для реакций восстановления оксидов железа
посредством СО и Н2
Реакции	Температура, °C							
	600	700	800	900	1000	1100	1200 11300	
Содержание СО2,%								
Fe3O4+ СО*-» 3FeO+ СО2	55,2	64,8	71,9	77,6	82.2	85.9	88.9	91.5
FeO ь СО<-> Fc+ СО2	47,2	40.0	34,7	31,5	28,4	26.2	24,3	22,9
Содержание Н2О, %								
Fc3O4 + Н2*->3 Fc2O3+ Н2О	30,1	54,2	71,3	82,3	89,0	92.7	95.2	96,9
FeO+H2*-» FebH2O	23,9	29,9	34.0	38.1	41.1	42,6	44.5	46.2
На рис. 4.2 приведены равновесные значения
СО2 для реакций (4.3) и (4 4), дополненные резуль-
татами исследования системы Fe- O-C при нагреве
ниже 600°С. Тремя пересекающимися при 570°С
линиями диаграмма разделена на три поля устой-
чивого состояния Fei()4, FeO, Fe. Верхняя линия
справа от тройной точки отвечает границе сущест-
вования магнетита и вюстита, нижняя - вюстита и
железа, а левая разделяет области устойчивого со-
126
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
стояния магнетита и железа. Изменение состава
газа в пределах каждого поля не меняет количества
связанного с железом кислорода, и только при пе-
ресечении границ полей происходит сдвиг реакций
в прямую или обратную стороны. Четвертая линия,
отвечающая превращению гематита в магнетит, на
диаграмме не показана, так как этот процесс необ-
ратим и граница существования обоих оксидов
совпадает с верхней осью абсцисс.
С? 0 ______L____J----1---1----1___J----1____I__
О 400	600	800	1000	1200
Температура, *С
Рис. 4.2. Диаграмма состояния систем:
1 - Fe-O-C; 2 - Fe-0-H
Реакция (4.3) имеет отрицательный стан-
дартный тепловой эффект при положительных эф-
фектах двух других процессов. Это вызвано тем,
что магнетит представляет достаточно прочное эк-
вимолярное химическое соединение гематита и
вюстита (FeiO4 == Fe2O3 • FeO) , на разрушение ко-
торого в процессе восстановления требуется до-
полнительный расход тепла. Согласно принципу
Ле-Шателье повышение температуры смещает рав-
новесие упомянутой реакции в сторону более пол-
ного окисления восстановителя, из-за чего содер-
жание СО2 в газе возрастает. Напротив, удаление
кислорода из вюстита по уравнению (4.4) сопрово-
ждается выделением тепла, смещением равновесия
в сторону исходного состояния и уменьшением
доли СО2 в газе. Образование железа из магнетита
при температуре ниже 570°С происходит с неболь-
шим изменением энтальпии, вследствие чего оно
мало зависит от изменения нагрева.
4.1.3.	Восстановление железа водородом
При температуре >570°С осуществляется в
три этапа:
2Fe2O3 + Н2 — 2Fe3O4 + Н2О >4,2 МДж; (4.5)
Fe3O4 + Н2 <-> 3FeO + Н2О - 62,4 МДж; (4.6)
FeO + Н2	Fe + Н2О - 27,8 МДж. (4.7)
Первый процесс практически необратим, а
два других обратимы и при определенных условиях
достигают состояния равновесия. Благодаря одина-
ковому количеству газовых молекул в правой и
левой частях уравнений равновесие реакций не за-
висит от давления газа. Поскольку теплота образо-
вания Н2О меньше теплоты окисления СО2 (241,8
против 283,0 кДж/моль), тепловые эффекты реак-
ций (4.5)- (4 7) ниже, чем реакций (4.2)-(4.4).
Равновесное содержание водяного пара для
восстановления магнетита и вюстита (см. табл. 4.1)
на рис. 4.2 совмещено с диаграммой системы
Fc-0-C. Как и в предыдущем случае, диаграмма
Fe-O-Н включает три неравных поля устойчивого
существования магнетита, вюстита и железа. Обе
линии, отвечающие границам полей Fe3O4 FeO и
Fe, с повышением нагрева смещаются в сторону
более высокого содержания Н2О. Эта закономер-
ность полностью соответствует принципу Ле-
Шателье, так как восстановление магнетита и вюс-
тита требует значительной затраты тепла. В таком
же направлении и по такой же причине меняется
состав газа при получении железа из магнетита ни-
же 570°С.
Диаграмма показывает, что в системах
Fe-O-C и Fe-O-Н границы рассматриваемых полей
пересекаются при температуре 810°С, когда содер-
жание СО2 и Н2О в газе одинаково. При более вы-
соком нагреве 1 м3 Н2 удаляет из Fe3O4 и FeO боль-
ше кислорода, чем 1 м3 СО. Напротив, в зоне менее
810°С потенциальные возможности водорода как
восстановителя ниже возможностей монооксида
углерода.
4.1.4.	Восстановление железа углеродом
При температуре более 1000 °C диоксид уг-
лерода и водяной пар газифицируют углерод кокса,
передавая ему свой кислород:
СО2 + С <--> 2 СО - 172,5 кДж; (4.8)
Н2О + С~Н2 + СО 131,2 кДж. (4 9)
Взаимодействие СО2 с углеродом иногда на-
зывают реакцией Белла-Будуара по фамилиям ее
первых исследователей.
В прямом направлении оба процесса совер-
шаются с поглощением тепла и увеличением объе-
ма газов, поэтому состояние их равновесия зависит
от температуры и давления газовой атмосферы.
Диоксид углерода, имеющий два атома кислорода,
восстанавливается углеродом легче водяного пара,
о чем свидетельствуют значения равновесных от-
ношений
Л°со ~ СО2 /( СО + СО2), Н2 = Н2О/(Н2 + Н2О)
при давлении газа 1 ат (101,3 кПа).
t,°C 500	600	700	750	800	850	900	950	1000
n°(CO) 0,73	0,35	-	0,20	0,11	0 06	0,03	0,013
ц°(Н2)	-	0,67	0,44	0,34	0,26	0.20	0,16	0,12	0,09
В результате для обеспечения одинаковой
степени восстановления СО? и Н?О вторая реакция
требует более высокого нагрева, чем первая, а при
одинаковой температуре значения ц°Ч2 превосходят
ц°с0. Добавка азота и понижение давления смеща-
ют равновесие обеих реакций влево, причем из-за
более низкой доли Н? + Н2О в доменном газе по
сравнению с СО + СО2 состав газа второй реакции
изменяется значительнее первой и разница в крите-
риях т|°н2 и ц°со сократится. Вероятно, по этой при-
4Л. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
1?7
чине фактическое отношение т]°Н2 / Л°со на границе
прямого и смешанного восстановлений FeO соста-
вило 1,4 (рис. 4.3) против 1,6-1,7 по расчету для
одинаковых содержаний Н2 + Н2О и СО + СО2.
В доменной печи углерод восстанавливает
35-50% FeO. Благодаря этому последний этап ос-
вобождения железа от кислорода, совершающийся
в интервале 1100- 1550°С, из одностадийного пре-
вращается в двухстадийный:
FeO + СО = Fe + СО2 FeO + Н2 = Fe + Н2О
+ +
СО2 + С = 2СО	Н2О -г С = Н2 + СО
Fe + С = Fe + СО	FeO + С = Fe + СО
Рис. 4.3. Зависимость отношения Пнг/Псо
от критерия т]С0
Итогом обеих стадий служит образование
железа за счет окисления твердого углерода в мо-
нооксид. Водород из-за низкого сродства к кисло-
роду является только посредником в передаче ки-
слорода от FeO к углероду, поэтому некоторые мо-
лекулы Н2 могут взаимодействовать с вюститом
дважды - сначала в зоне высоких температур, а
потом умеренных
Реакции типа
МеО + С = Me + СО - Q° (4.10)
с участием в качестве восстановителя твердого уг-
лерода называют реакциями прямого восстановле-
ния. Название появилось в XIX в., когда часть ме-
таллургов полагала, чго углерод удаляет кислород
благодаря соприкосновению с рудой. Опыты
Ле-Плея (1841 г.) по восстановлению частиц руды
без контакта с углеродом и более поздние экспери-
менты в вакууме показали, что восстановление же-
леза при высокой температуре осуществляется не
путем прямого взаимодействия с углеродом, а по-
средством ею монооксида, переходящего в диок-
сид и вновь восстанавливаемого в моиооксид.
Хотя реакции прямого восстановления не
отражают механизм реагирования оксидов с угле-
родом, их название продолжает сохраняться, так
как позволяет отличить двухстадийные восстанови-
тельные процессы от одностадийных (4 2)—(4.7),
называемых процессами непрямого (косвенного)
восстановления
Большая затрата тепла на прямое восстанов-
ление и зависимость равновесия реакции (4.8) от
давления газовой фазы побудили русского горного
инженера П.М Есманского (1916 г.) и американско-
го инженера-химика Дж. Эвери (1938г.) рекомен-
довать применение в рабочем пространстве домен-
ных печей повышенного давления газов с целью
уменьшения расходов тепла и твердого топлива.
Первый не совсем удачный промышленный опыт
применения новой технологии главным образом
для более форсированного ведения плавки осуще-
ствили в СССР (1940 г.), отработку конструкции
печи и оборудования - в США (1943-1944 гг.).
В настоящее время повышенное давление га-
зов является общепринятой частью технологии до-
менной плавки. Его в первую очередь применяют
как средство увеличения производительности пе-
чей, так как степень развития прямого восстанов-
ления оксидов шихты определяется другими фак-
торами, не зависящими от состояния равновесия
реакции (4 8) и давления газов.
Много общего с восстановлением оксидов
имеет разложение (диссоциация) известняка. Выде-
ляющийся из него диоксид углерода в зоне с нагре-
вом менее 1100°С полностью переходит в газ и
удаляется из печи. При более высокой температуре
СО2 известняка взаимодействует с углеродом кокса
с образованием СО;
7	СаСОз = СаО + СО2
+
СО2 + С = 2СО 
СаСОз + С = СаО + 2СО
Монооксид углерода последней реакции то-
же присоединяется к газовому потоку и ведет себя
одинаково с СО прямого восстановления.
В целом, благодаря единству состава газа,
критерий Т]со = СО2 /(СО + СО2) при удалении ки-
слорода из оксидов и разложении известняка оди-
наков. Одинакова для обоих процессов и доля ди-
оксида углерода, реагирующего с углеродом кокса:
Т--	, где 4х - степень взаимодействия СО2 из-
вестняка с коксом, м3/м3, Rd - степень прямого вос-
становления оксидов шихты, кг/кг
Термодинамика позволяет определить на-
правление хода окислительно-восстановительных
процессов и параметры равновесного состояния как
для чистых оксидов, так и для сложных оксидных
систем. Однако из-за малой скорости диффузион-
ных процессов в твердых телах установление рав-
новесного состава оксидов и газовой фазы часто
требует многих часов и не всегда достигается в
производственных условиях. Поэтому наряду с
термодинамическими основами необходимо знать
механизм и кинетику процессов восстановления, а
также действительный ход удаления кислорода в
промышленных агрегатах.
л
128
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
4.2.	КИНЕТИКА ВОССТАНОВЛЕНИЯ
ЖЕЛЕЗА
4.2.1.	Метод исследования
Механизм и скорость удаления кислорода из
оксидов железа посредством СО, Н2 и их смесей
изучают на лабораторных установках, схема одной
из которых показана на рис. 4.4. Установки вклю-
чают: электропечь с регулируемым нагревом, тер-
мопару и потенциометр для измерения температу-
ры, емкости для хранения газов, систему их очист-
ки от нежелательных примесей, устройства изме-
рения и регулирования расхода восстановителей,
манометр, весы.
Сухую навеску исследуемого материала (же-
лезной руды, агломерата, окатышей) известного
химического состава помещают в корзинку из жа-
ропрочной проволоки и вводят в зону наиболее
высокого и постоянного нагрева электропечи. Кор-
зинку подвешивают к тензометрическим весам,
позволяющим непрерывно измерять потери массы
пробы в процессе восстановления. Нагрев печи с
навеской ведут в атмосфере нейтрального газа (азо-
та, аргона) и только после достижения заданной
температуры подают газ-восстановитель. Его поток
проходит через отверстия в корзинке, по межкуско-
вым пустотам частиц навески и покидает реакци-
онное пространство. В отходящем газе определяют
содержание Н2О, СО2, СО и Н2.
Рис. 4.4. Схема установки для восстановления
рудных материалов.
1 - емкость для газа; 2 - устройство для его
очистки; 3 - дроссельный клапан, 4 - измерительная
шайба; 5,6 - микроманометр и манометр;
7 - термопара; 8 - потенциометр, 9 - электропечь;
10 - корзинка с навеской; 11 - газоанализатор;
12 - тензометрические весы
В зависимости о г цели эксперимента варьи-
руют: крупностью и минералогическим составом
рудных материалов, продолжительностью восста-
новления; температурой, составом и расходом вос-
становительного газа.
После окончания опыта печь и навеску ох-
лаждают током нейтрального газа, восстановлен-
ные частицы взвешивают и отправляют на химиче-
ский и петрографический анализы. Показатели вос-
становления определяют по убыли массы навески
во время опыта, а также по изменению химического
и петрографического составов рудных материалов.
Для вычисления степени восстановления (СВ, %)
оксидов, характеризующей относительную потерю
кислорода, применяют равенство
СВ -- 100  Ор/Оре,	(4.11)
где Ов, Ove - потеря кислорода в процессе восста-
новления и его начальное содержание в оксидах, %.
4.2.2.	Механизм и кинетика
восстановления
Химическое взаимодействие газа-
восстановителя с оксидами начинается на поверх-
ности частиц и пор оксида. Весь процесс включает
три стадии: адсорбцию восстановителя, его соеди-
нение с кислородом и десорбцию газообразных
продуктов реакции.
Вначале молекулы СО и Н2 закрепляются на
кристаллической поверхности оксида мономолеку-
лярным слоем. Этот процесс сопровождается не-
большим выделением тепла и уменьшением энтро-
пии, в результате чего возрастает свободная анер-
гия системы AGT. Часть адсорбированных молекул
деформируется из-за несовпадения расстояний ме-
жду ионами железа в решетке оксида и центрами
атомов в молекулах СО и Н2 При наличии большо-
го числа дефектов в кристаллической структуре
оксидов (активных центров) деформация молекул
восстановителя возрастает, облегчая их разрыв на
атомы и увеличивая этим химическую активность
монооксида углерода и водорода.
Следующее за адсорбцией соединение моле-
кул восстановителей с кислородом оксида вызыва-
ет перестройку кристаллической решетки исходно-
го минерала в решетки промежуточных оксидов и
металла. Так, удаление кислорода по схеме
Fe2O3 —> Fe3O4 —> FeO Fe сопровождается преоб-
разованием ромбоэдрической решетки гематита
(a-Fe2O3) в кубические Fe3Oi, FeO и Fe с различны-
ми значениями линейных размеров (параметр а) и
плотности вещества;
Параметр а,
мкм
Плотность,
г/см3
5,43	8.38 8,40 4,20-4,33 2,86
5,26-5,36	5,1	5,73	7,86
Вследствие меняющегося значения парамет-
ра а преобразование решеток вызывает появление
больших внутренних напряжений, вспучивание и
даже разрушение частиц восстанавливаемых мате-
риалов Особенно значительное снижение прочно-
сти наблюдается у гематитовых руд и офлюсован-
ных окатышей при образовании магнетита. С появ-
лением железа прочность частиц немного возраста-
ет благодаря образованию металлического каркаса
Ниже показана зависимость объема, порис-
тости и прочности окатышей от степени их восста-
новления-
4.2. КИНЕТИКА ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗА
129
СВ, %	0	9	16	25	36	51
Увеличение, %: объема	1,3	1,7	3,0	6,2	9,8
пористости	0	6,5	10,0	13,5	19,5	23,5
Прочность на раздавай- 1Q_ t	loj	125	106	76	60	48
Аналогичные изменения происходят и при
восстановлении агломерата, но в меньшей степени.
В конечной стадии основная часть молекул
СО2 и Н2 десорбируется, переходя в окружающий
газ. а некоторая их доля остается на поверхности
оксида. Процесс десорбции сопровождается сокра-
щением - AG г, поэтому согласно принципу
Ле-Шателье с повышением температуры он интен-
сифицируется, облегчая восстановление.
Суммарная площадь активных центров мно-
го меньше площади поверхности оксида, включая
поры. В результате в самом начале восстановления,
называемом периодом инкубации, скорость удале-
ния кислорода невелика (рис.4.5). Позже наступает
период автокатализа, когда зародыши новой фазы,
действуя подобно катализаторам, покрывают всю
поверхность оксида. Скорость удаления кислорода
в этот период быстро возрастает, достигая макси-
мальной величины. В дальнейшем скорость восста-
новления снижается из-за уменьшения массы свя-
занного с железом кислорода, сокращения реакци-
онной поверхности и возрастающей толщины слоя
железа.
О	Т, мин
Рис. 4.5. Изменение полноты СВ и скорости р
восстановления оксидов железа по времени т
(I, II, III - соответственно периоды инкубации,
автокатализа и замедления скорости реакции):
а - образование активных центров
на поверхности частиц и пор;
б - зональное строение плотных оксидов
Интенсивность восстановления в большей
мере зависит от скорости диффузии молекул r га-
зовой среде - главного вида транспорта в окисли-
тельно-восстановительных процессах. Движущей
силой диффузии служит градиент концентраций
СО, Н2, СО2 и Н2О по длине микроканалов восста-
навливаемых частиц или градиент парциальных
давлений компонентов газа. Под действием этих
градиентов молекулы СО и Н2 преодолевают со-
противление малоподвижной (ламинарной) наруж-
ной пленки газа и по микропорам проникают
внутрь твердых частиц. Такой же путь в обратном
направлении совершают молекулы СО2 и Н2О.
Наряду с газовой в восстановительных про-
цессах широко развита диффузия в твердой фазе
Удаление части кислорода с поверхности оксида
нарушает имевшееся ранее соотношение между
железом и кислородом, вызывая появление двух
встречных потоков. Избыточные ионы железа на-
чинают мигрировать внутрь, меняя на своем пути
кристаллическое строение восстанавливаемых час-
тиц. Навстречу им перемещаются ионы кислорода,
концентрация которых на поверхности снизилась.
Оба процесса стремятся выровнять содержание
железа и кислорода по сечению частиц.
Скорость диффузии газовых молекул в пря-
мом и обратном направлении и скорость пере-
стройки кристаллических решеток в большей мере
зависят от температуры. С ее повышением оба про-
цесса интенсифицируются, но скорость второго
меняется быстрее скорости первого В итоге в зоне
умеренных температур скорость удаления кислоро-
да часто ограничивается химическим звеном, в зоне
высоких - диффузионным
Недостаточная скорость кристаллохимиче-
ских превращений при интенсивном подводе моле-
кул СО и Н2 к поверхности оксида вызывает появ-
ление в крупных и сравнительно плотных частицах
оксидов слоев железа, вюстита и магнетита (см.
рис. 4.5). По мере удаления кислорода слой железа
расширяется сначала за счет сокращения, а потом
исчезновения двух других слоев (гематит к момен-
ту появления железа успевает полностью превра-
титься в магнетит).
Восстановленное при умеренных температу-
рах железо имеет мелкокристаллическое строение и
высокую пористость, что облегчает диффузию га-
зов через его слой. С повышением нагрева >900°С
происходит рост зерен железа за счет рекристалли-
зации и некоторое сокращение пористости губча-
той массы. Одновременно подавляющая часть зе-
рен железа постепенно мигрирует к поверхности
частиц и крупных пор, оттесняя шлакообразуюшие
материалы внутрь и уменьшая площадь контакта с
ними. Благодаря этому начинается твердофазное
разделение металла и шлака, которое завершается
образованием в горне доменной печи двух отдель-
ных слоев жидких продуктов плавки
4.2.3.	Влияние параметров
восстановления на его скорость
К таким параметрам относятся: крупность,
пористость и минералогический состав рудных ма-
териалов, температура, расход и состав восстанови-
тельного газа
Крупные частицы сырья из-за малого отно-
шения площади реакционной поверхности к массе
частиц теряют кислород медленнее мелких. Увели-
чение количества макро- и микропор повышает
реакционную поверхность и этим ускоряет процесс
BO ' Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
восстановления Распространенным представите-
лем пористых рудных материалов служит агломе-
рат, из которого кислород удаляется почти одно-
временно по всему объему с малым разграничени-
ем на зоны.
Минералогический состав рудных материа-
лов связан с их пористостью и наличием соедине-
ний оксидов железа с другими оксидами. Легче
всего кислород удаляется из гематитовых руд и
обожженных бурых железняков, имеющих разви-
тую микропористость. Труднее его теряют более
плотные магнетиты и титаномагнетиты На послед-
нем месте по скорости восстановления находятся
шлаки передельных производств (мартеновский,
сварочный) с низкой пористостью и значительным
количеством прочных химических соединений ок-
сидов железа с другими оксидами.
Эти соединения характерны также для агло-
мерата и окатышей - массовых видов сырья. Боль-
шое содержание кремнезема в рудах и концентратах
способствует образованию минерала фаялита 2FeO •
SiO3, имеющего сравнительно высокую химическую
прочность Добавление в шихту СаО и MgO - более
сильных оснований, чем закись железа, позволяет
освободить последнюю от связи с SiO2. В результате
фаялит исчезает, его место занимают железосодер-
жащие минералы с меньшей химической прочно-
стью и высокой долей трехвалентного железа
(CaO2Fe?O3, CaO Fe?O3, 2СаО Fe2O3)
Повышение температуры ускоряет восста-
новление всех видов доменного сырья. Совершаю-
щаяся одновременно рекристаллизация зерен губча-
того железа и снижение пористости его слоя мало
меняют эту тенденцию Разделение малоуглероди-
стого железа и пустой породы становится столь глу-
боким, что нагрев частиц восстановленного агломе-
рата размером 15-18 мм до 1200°С в нейтральной
среде позволил получить два отдельных вещества -
деформированный нагревом металлический скелет и
выплавившийся из него шлак с 4% FeO
При небольшом расходе СО и Н2 скорость
восстановления почти пропорциональна скорости
газового потока (рис. 4 6). Это объясняется тем, что
определяющим звеном всего процесса служит
транспорт газовых молекул в прямом и обратном
направлениях. В итоге достигается достаточно вы-
сокая степень использования химической энергии
восстановителей. Но с повышением их расхода
скорость удаления кислорода начинает лимитиро-
вать кристаллохимические превращения, в связи с
чем критерии Т|Н2 и г|со быстро сокращаются. При
этом в наибольшей мере уменьшается последний
критерий из-за высокой адсорбционной способно-
сти молекул Н2О, тормозящих ход восстановления.
В доменной печи малая скорость газа и вы-
сокая степень использования восстановителей
имеются в зоне с максимальной рудной нагрузкой
на кокс, высокая скорость и низкое использование
СО и Н2- в периферийной и осевой частях радиуса
на степень его использования т|в и скорость р
удаления кислорода из железа
Образуемое в интервале 650 900гС мелко-
кристаллическое губчатое железо обладает высокой
химической активностью. При нагреве >100 °C оно
способно самопроизвольно окисляться за счет ки-
слорода воздуха. Чтобы избежать этого явления,
губчатое железо из шахтных печей для металлиза-
ции железных руд подвергают пассивации - обра-
ботке реагентами и прессованию с целью умень-
шить химическую активность и пористость.
4.2.4.	Показатели восстановимости сырья
и реакционной способности кокса
Первый из них характеризует массовую до-
лю кислорода оксидов железа (В, %), удаляемою в
процессе восстановления. По своему содержанию
он одинаков с показателем степени восстановления
оксидов и поэтому его вычисляют с использовани-
ем равенства (4.11).
Показатель В определяют на установке, схе-
ма которой похожа на схему рис. 4 4. Для получе-
ния сравнимых результатов во время испытаний
контролируют: крупность частиц и массу навески;
продолжительность восстановления; нагрев и со-
став восстановительного газа Восстановителями
служат СО или Н2, температуру и длительность
опыта выбирают с учетом условий восстановления
железа в средней части шахты доменной печи.
В некоторых случаях одновременно с пока-
зателем восстановимости определяют степень из-
мельчения рудных материалов в процессе восста-
новления. К таким способам относится стандарти-
зованный метод испытания железных руд, агломе-
ратов и окатышей на восстановимость во вращаю-
щемся барабане (ГОСТ 19575 - 81).
Следует учитывать, что даже самые сложные
способы определения показателя В не воспроизво-
дят всех условий доменной плавки. Поэтому полу-
чаемые результаты пригодны только для оценки
направления, в котором может измениться восста-
новительный процесс в промышленном агрегате.
Выше отмечалось, что наибольшей скоро-
стью удаления кислорода обладают гематиты и
бурые железняки - материалы с высоким содержа-
нием Fe2O3. Эта же закономерность проявилась на
ММК в период освоения производства офлюсован-
4.2. КИНЕТИКА ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗА
131
ного агломерата, когда повышение основности вы-
звало замещение двухвалентного железа трехва-
лентным и соответствующий рост показателей
окисленности железа (OFe, кг 0/кг Fe) и восстано-
вимости:
CaO/SiO;	0,23	0,27	0,77	1,21	1,37	1,43
ОГе	0,382	0,383	0,388	0,390	0,393	0,395
В, %	34,2	35,0	40,2	41,3	43,2	45,3
Восстановимость офлюсованных окатышей,
у которых почти все железо трехвалентное, еще
выше (В = 52-58%).
На рис. 4.7 показаны итоги производствен-
ного контроля восстановимости агломерата ММК в
1952-1971 гг. в токе воздушного генераторного
газа с добавлением сведений о восстановимости
окатышей. Данные свидетельствуют о почти ли-
нейной зависимости показателя В от степени окис-
ления железа в рудных материалах. При этом по
мере роста поступления кислорода с железом су-
щественно уменьшается его количество Q’Fc, ос-
тающееся в пробах сырья после восстановления.
Й, кг О/кг Fe
Рис. 4 7. Влияние начальной степени окисления
железа Q на показатель восстановимости В
рудных материалов и конечную степень
окисления Q'
Перенося результаты аналогичных опреде-
лений на доменную печь, часть металлургов пола-
гала, что использование рудных материалов с вы-
соким показателем В позволит заметно ускорить
непрямое восстановление, сократить прямое и этим
снизить затрату кокса на получение 1 т чугуна Ис-
следования доменных печей ММК в 1950-1960-х
гг. подтвердили влияние восстановимости сырья на
скорость удаления кислорода в зоне умеренных
температур, но не установили ее связи с расходом
кокса После этого интерес металлургов к показа-
телю В как одному из критериев качества рудных
материалов заметно снизился. На ММК даже рас-
формировали лабораторный участок, в течение 20
лет занимавшийся контролем восстановимости аг-
ломерата.
Реакционная способность кокса характери-
зует полноту взаимодействия СО2, с углеродом по
реакции (4 8). Ее вычисляют по составу отходящих
газов после пропускания порции диоксида углерода
через слой кокса при определенных значениях на-
грева и крупности частиц. Критерием реакционной
способности служит величина
R = ЮОСО/(2СО? + СО),
где СО, СО2 _ объемное содержание соответствую-
щих компонентов, %.
На рис. 4.8 приведено изменение состава газа
после взаимодействия СО2 с кусочками углеродосо-
держащих материалов крупностью 15-18 мм в срав-
нении с равновесным составом газа по реакции (4 8).
С повышением температуры первым с диоксидом
углерода реагирует пористый древесный уголь с
высокой адсорбционной способностью, последним -
электродный графит. Из-за неоднородности химиче-
ского состава кусочков кокса и графита первооче-
редной газификации подвергались небольшие участ-
ки с высокой реакционной способностью, в резуль-
тате чего поверхностный слой этих материалов лег-
ко истирался с образованием значительного числа
частиц крупностью 1-2 мм.
Температура. °C
Рис. 4.8 Влияние температуры
на содержание в газе СО2:
1 - равновесная концентрация для реакции (4.8),
2, 3,4 - после взаимодействия соо гветственно
с древесным углем, коксом и элекгродным графитом
Различие в реакционной способности твер-
дого топлива влияет на состав восстановительного
газа и скорость удаления кислорода из оксидов же-
леза. Для оценки этого влияния частицы агломерата
крупностью 15-18 мм восстанавливали в смеси с
такими же частицами древесного угля и кокса. Вос-
становительный газ содержал, %. 29 СО, 2 Н2 и 60
N?. Опыты вели по графику, отвечающему темпе-
ратуре и времени пребывания шихты в шахте до-
менной печи
Ниже показано влияние обоих видов топлива
на степень восстановления (СВ, %) агломерата при
его нагреве от 300°С до температуры конца опыта t:
132
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
t, °C Продолжительность	600	700	750	800	850	900
нагрева, мин СВ в присутствии:	37	72	107	132	150	165
древесного угля	2	8	17	24	32	67
кокса	1,5	6	15	20	22	25
Удаление кислорода		началось		с 600°С		и до
750°С продолжалось почти одинаково, отходящий
газ имел 10,4-10,8% СО2. Позднее диоксид углеро-
да восстановительного газа вступил во взаимодей-
ствие с древесным углем, благодаря чему содержа-
ние СО2 в отходящем газе снизилось до 4,8% про-
тив 11,6-11,8% в присутствии кокса и существенно
возрос показатель СВ. Замена обычного кокса кок-
сом-недопалом с более высокой реакционной спо-
собностью повысила долю удаляемого кислорода
при 900 °C до 36%.
По исследованию И.А.Соколова, переход зо-
ны непрямого восстановления в зону прямого про-
исходил в древесно-угольных печах Урала (1904—
1908 гг.) при температуре 800-850°С, в коксовых
печах - при 1000°С. Вследствие этого для одинако-
вых рудных материалов в коксовых печах можно
было ожидать большее развитие непрямого восста-
новления в сравнении с древесно-угольными печа-
ми. В действительности показатели непрямого вос-
становления в обоих типах печей были приблизи-
тельно одинаковыми.
Наибольшее внимание реакционной способ-
ности кокса уделяли в конце XIX и первой четверти
XX столетий, в период массовой замены ульевых
печей для производства кокса печами с улавлива-
нием парогазовых продуктов коксования. Были
опасения, что кокс с высокой реакционной способ-
ностью из печей нового типа повысит развитие
прямого восстановления и увеличит в связи с этим
расход гоп л ива. Последующая практика показала
целесообразность применения в доменном произ-
водстве малопористого кокса с высокой механиче-
ской прочностью, чему соответствует пониженный
показатель R Другой связи между реакционной
способностью кокса и результатами доменной
плавки не обнаружено.
Отсутствие заметного влияния показателей
восстановимости рудных материалов и реакцион-
ной способности твердого топлива на относитель-
ное развитие прямого восстановления свидетельст-
вует, что этот процесс не зависит от упомянутых
характеристик компонентов шихты. Он управляет-
ся другими, более общими закономерностями до-
менной плавки, которые будут рассмотрены в сле-
дующей (пятой) части курса настоящих лекций.
Лабораторные исследования позволяют изу-
чить механизм и кинетику удаления кислорода из
оксидов железа, но их результаты не следует пол-
ностью переносить на доменную пень по трем при-
чинам.
1.	В лабораториях железо восстанавливают
по схеме Ре20з —* БезО4 —* FeO —> Fe газом посто-
янного состава при одинаковой или возрастающей
температуре. В доменной печи горновой газ на пу-
ти к колошнику взаимодействует с оксидами в об-
ратном порядке в условиях снижения температуры
и накопления СО2 и Н2О.
2.	В лабораторных условиях восстанавливае-
мые материалы нагревают за счет тепла электропечи
без какой-либо связи с расходом восстановителя,
тогда как в промышленном агрегате главным источ-
ником тепла служит горновой газ, выход которого на
1 т чугуна существенно влияет на скорости нагрева и
восстановления рудной части шихты.
3.	В лабораторных опытах восстановитель-
ный газ достаточно равномерно распределяется по
поперечному сечению слоя частиц, тогда как в до-
менной печи его скорость в зоне сосредоточения
основной массы рудных материалов всегда значи-
тельно меньше, чем в других частях радиуса. В ре-
зультате избыток газа в одной части поперечного
сечения агрегата регулярно сочетается с его недос-
татком в другой.
Отсюда следует, что для получения полных
сведений о процессе восстановления оксидов желе-
за лабораторные эксперименты необходимо допол-
нять исследованием доменных печей.
4.3.	ВЛИЯНИЕ НАГРЕВА НА СОСТАВ
ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
4.3.1.	Испарение влаги
В современных условиях влага в шихтовых
материалах находится в виде тонкой пленки, ад-
сорбированной поверхностью частиц, и много реже
в форме гидратов Последние содержатся в не-
обожженных бурых железняках и псиломелановой
марганцевой руде, но доля этих компонентов в об-
щей массе материалов незначительна. Кокс, агло-
мерат и окатыши в процессе производства нагре-
ваются до температуры 900-1450°С и поэтому гид-
ратов не имеют.
Количество пленочной (гигроскопической)
влаги зависит от крупности и пористости компо-
нентов шихты, их температуры, условий хранения
и транспортировки к доменной печи. При прочих
одинаковых условиях наибольшее количество вла-
ги содержат мелкие пористые материалы, наи-
меньшее - крупные плотные. Кокс сухого тушения
имеет 0,1 0,5% Wp , кокс мокрого тушения 2-8%.
Агломерат и окатыши с температурой свыше 100сС
влаги не содержат, тогда как в холодном состоянии
их влажность может достигать 2%. Влияют на со-
держание влаги в шихтовых материалах атмосфер-
ные осадки в виде дождя или снега, зимой гигро-
скопическая влага превращается в лед.
В условиях применения агломерата и ока-
тышей с температурой более 100°С влага содер-
жится только в коксе мокрого тушения. При нагре-
ве колошникового газа до 350 400°С сушка кокса
начинается сразу после ссыпания подачи (рис. 4.9),
4.3. ВЛИЯНИЕ НАГРЕВА НА СОСТАВ ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
133
о чем свидетельствует резкое увеличение содержа-
ния водяного пара в газе. Испарение влаги продол-
жается 5-6 мин и обычно нс успевает закончиться к
моменту загрузки следующей порции материалов.
Понижение температуры газа замедляет удаление
влаги, которое иногда завершается на глубине 1,2-
1,5 м от поверхности засыпи, Об этом можно за-
ключить по результатам измерения влажности ко-
лошникового газа при преднамеренной задержке
загрузки подач, когда уровень засыпи опускали
ниже горизонта полного испарения влаги.
Рис 4.9. Изменение влажности колошникового
газа в паузах между загрузкой шихты (стрелки
на диаграмме - моменты опускания конуса):
а - без задержки опускания подач;
б - то же с задержкой при работе без добавки (1)
и с добавкой (2) природного газа
Кроме влаги шихтовых материалов колош-
никовый газ содержит водяной пар, образуемый
процессом восстановления оксидов железа водоро-
дом После начала вдувания в доменные печи угле-
водородов и увеличения в связи с этим количества
Н2 в горновом газе остаточная влажность колошни-
кового газа перед загрузкой новой порции шихты
возросла в 3-4 раза.
Вследствие значительной затраты тепла на
испарение воды и нагрев холодных шихтовых ма-
териалов температура колошникового 1аза регу-
лярно снижается после загрузки каждой порции
шихты, восстанавливаясь к моменту опускания
следующей подачи. Измерения исследовательской
термопарой с малой тепловой инерцией (без чехла)
показали различие температуры газа до и после
ссыпания подачи 80-120°.
Из-за конденсации водяного пара при его
охлаждении влажность колошникового газа на ме-
таллургических предприятиях не контролируют,
тогда как измерения нагрева в каждом гаюотводе
на уровне колошниковой площадки осуществляют
регулярно. При малой скорости движения бумаж-
ной ленты (20-25 мм/ч) диаграмма регистратора
последнего параметра выглядит как полоса точек,
ширина которой равна амплитуде колебаний тем-
пературы газа в паузах между загрузкой подач
Вследствие использования для измерений обычных
промышленных термопар в защитных металличе-
ских чехлах показываемая регистраторами ампли-
туда колебаний нагрева газа в 1,5-2 раза меньше
действительной.
4.3.2.	Выделение летучих из кокса
К концу пребывания в коксовой камере, ко-
гда температура кокса достигает 900-1100°С, из
угольной шихты выделяется подавляющая часть
летучих веществ. Однако процесс коксования к
этому времени полностью не завершается - в орга-
нической массе кокса остается 1,8 2,2% V°, вклю-
чая 0,3 0,5% Н°; 0,4 0,5% О° и 0,8-1,1% №. По-
следующий нагрев кокса в доменной печи до 1500-
1550°С вызывает выделение оставшейся части ле-
тучих и снижение крупности его кусков из-за обра-
зования усадочных трещин
На рис. 4.10 показано изменение массы сухо-
го кокса во время нагрева до 1470сС в кварцевой
трубе. Увеличение температуры до 850°С вызвало
потерю 0,8 0,9% массы, что соответствовало коли-
честву летучих по данным технического анализа.
Последующее нагревание сопровождалось быст-
рым ростом выхода летучих, который при конечной
температуре в 3-3,5 раза превышал их суммарное
содержание, даваемое элементным анализом кокса.
Температура, °C
Рис. 4.10. Влияние нагрева на потерю массы кокса
•в условиях:
1 - атмосферного давления;
2 то же остаточного 2,6 кПа
Причина такого явления состоит в следую-
щем. В зоне высоких температур из кокса наряду с
остатками водорода, кислорода и азота удаляются
химически связанные с ними углерод и сера. По-
мимо этого происходит возгонка оксидов щелоч-
ных металлов (К2О, Na2O) и восстановление угле-
родом кремнезема, содержащегося в минеральной
части кокса В зоне умеренных температур многие
из перечисленных веществ реагируют с рудной
частью шихты и вместе с ней поступают в горн
Летучие кокса, выделившиеся при вторич-
ном нагреве до 1000°С, содержат, %: 9-13 СО2;
48-53 СО; 30-39 Н2; 0,9- 1,2 СН4; 2,7-3,1 N2. С по-
вышением температуры доля СО2 и СН4 уменьша-
ется, а содержание СО и Н2 возрастает. Скорость
образования метана по реакции
2 Н? <- С = СН4 + 74,8 кДж/моль
ничтожна, в связи с чем в колошниковом газе домен-
ных печей ММК обнаружили только 0,05-0,08% СН4,
поступающего в основном из кокса Такое количест-
во метана не имеет практического значения, поэтому
на многих металлургических комбинатах метан в
колошниковом газе не определяют.
134	Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Из всех веществ, содержащихся в летучих
кокса, наибольшее значение для доменной плавки
имеет водород. Регулярный контроль его содержа-
ния у производителей и потребителей кокса отсут-
ствует, из-за чего трудно составить достоверный
баланс водорода и таким способом определить сте-
пень его участия в восстановлении оксидов.
Для решения этой задачи на ММК в 1957-
1959 и 1962 гг. отобрали и проанализировали 448
проб колошникового газа при различных значениях
влажности дутья. Результаты исследования (рис.
4.11) свидетельствуют о линейной зависимости
концентрации Н2 в колошниковом газе от содержа-
ния Н2О в дутье, согласно которой для сухого дутья
доля водорода соответствует 0,65и 0,86%.
Рис. 4.11. Влияние влажности дутья (р
на содержание водорода в колошниковом газе
по определениям:
1 - 1957-1959 гг.; 2-1962 г.
Критерий Т|н2> вычисленный по разности
объемов вносимого в печь водяного пара и поки-
дающего ее водорода, составил 0,44 и 0,43, а мас-
совое отношение Н°/С° для сухого дутья было рав-
но 0,43 и 0,53. Последние величины отвечают соот-
ветствующему отношению в органической массе
кокса.
Увеличенное содержание Н° в 1962 г. вызва-
но значительным повышением доли газовых углей
в шихте для коксования, а также снижением темпе-
ратуры коксования из-за неудовлетворительного
технического состояния коксовых батарей.
Длительное пребывание кокса в зоне с нагре-
вом более Ю00°С благоприятствует превращению
аморфного углерода в графит, сопровождающемуся
увеличением размера частиц углерода в 10-20 раз
повышением их плотности с 1-87 до 2,08 г/см3 и вы-
делением тепла в количестве 1125 кДж/кг-ПС. По
одному из исследований степень графитизации маг-
нитогорского кокса возросла с 18% перед загрузкой
в печь до 30 и 45% на горизонте воздушных фурм и
шлаковой летки. По другим данным в скиповом кок-
се хорошего качества имелось 25% графита.
Графитизация углерода кокса уменьшает
выделение тепла в процессах горения топлива и
восстановления оксидов с участием твёрдого угле-
рода. Поскольку степень графитизации не всегда
известна, приводимые в справочниках тепловые
эффекты реакций горения и восстановления отно-
сят к графиту как достаточно устойчивой форме
существования углерода в природе. При расчете
доменной плавки необходимо учитывать степень
графитизации углерода кокса, в противном случае
неизбежны значительные расхождения в приход-
ных и расходных статьях теплового баланса. В кок-
се удовлетворительного качества степень графити-
зации углерода можно принимать равной 25%.
4.3.3.	Разложение карбонатов
Применение в доменной плавке офлюсован-
ных агломерата и окатышей с полным или почти
полным выводом из шихты известняка существен-
но снизило значение карбонатов. На многих метал-
лургических комбинатах карбонаты в печь не за-
гружают, а на других их использование сведено к
минимуму.
К употребляемым в современных условиях
карбонатам относятся: известняк, частично обож-
женный сидерит и марганцевая руда с примесью
родохрозита МпСОз. Во время нагревания все кар-
бонаты разлагаются с образованием оксида металла
и СО2 по схеме
‘	• МеСОз <-► МеО н СО2 - Q0,
где Q° - тепловой эффект реакции в стандартных
условиях (25°С; 101,3 кПа).
Реакции разложения обратимы, совершаются
с поглощением тепла. Согласно принципу
Ле-Шателье с повышением температуры их равно-
весие смещается вправо, а с увеличением давления
газа - влево. Показателем химической прочности
карбонатов служит температура химического кипе-
ния (ТХК, °C), при которой равновесное давление
СО2 равно давлению окружающей газовой среды.
Диссоциация карбонатов начинается на по-
верхности кусков и продвигается вглубь с замед-
ляющейся скоростью из-за роста толщины наруж-
ного слоя оксида (рис.4.12) и уменьшения площади
реакционной поверхности. Продолжительность
процесса зависит от размера кусков, теплопровод-
ности наружного слоя и скорости диффузии через
него молекул СО?. При достижении ТХК градиент
концентраций диоксида углерода в наружном слое
становится максимальным, в связи с чем скорость
разложения начинает определяться только площа-
дью реакционной поверхности и интенсивностью
подвода к ней тепла. При прочих одинаковых усло-
виях время полного разложения карбонатов про-
порционально Д2, где Д - начальный диаметр кус-
ка. Поэтому для обеспечения достаточно высокой
производительности обжиговых агрегатов и сни-
жения расхода топлива принято ограничивать
крупность частиц карбонатов и в некоторых случа-
ях избегать их полного разложения.
Из используемых в доменной шихте карбо-
натов наибольшей химической прочностью облада-
ет известняк, состоящий в основном из кальцита
СаСО3. В атмосферном воздухе, содержащем 0,03%
СО2, он начинает выделять диоксид углерода после
540сС, а с достижением 900-920 С наступает хи-
мическое кипение, сопровождающееся интенсив-
4.3. ВЛИЯНИЕ НАГРЕВА НА СОСТАВ ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
1Э5
ным выделением газа. Часто присутствующий в
известняке в качестве примеси доломит
CaO-MgO(CO2)2 имеет меньшую химическую
прочность, в связи с чем температура начала его
разложения на воздухе и ТХК несколько ниже по
сравнению с известняком. Еще более низкое значе-
ние ТХК у родохрозита МпСО3 и сидерита FeCO3 -
соответственно 450-530 и 360-490 °C.
Рис. 4 12. Схема изменения степени разложения СР
карбоната при постоянных значениях температуры
и давления газа
В доменной печи давление, температура и
состав газа существенно меняются по высоте и ра-
диусу, из-за чего установить границу начала разло-
жения карбонатов и вычислить скорость их диссо-
циации затруднительно. По исследованию автора
на одной из печей ММК степень разложения из-
вестняка на различных горизонтах составила, %:
верх шахты - 0; середина шахты - 6,5; низ шахты -
35; распар - 55; низ заплечиков - 89,5. Наряду с
крупными частицами извести в нижней части шах-
ты и распаре содержалось большое число мелких 0-
5 мм, рассеянных по всей массе шихты.
Разложение карбонатов требует значитель-
ного расхода топлива. В шахтных обжиговых печах
ММК средняя затрата металлургического кокса в
начале 1970-х гг. составила 116 кг/т извести-
недопала со степенью диссоциации 73% и пи 100
кг/т известняка В то же время практически полный
(на 98,5%) обжиг доломита получали только после
увеличения расхода кокса до 212 кг/т исходного
материала.
В доменной печи карбонаты разлагаются
полностью. Данные о затрате тепловой энергии на
их диссоциацию будут приведены в последней час-
ти курса этих лекций, посвященной выделению и
использованию тепла.
4.4.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА
В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
4.4.1.	Методы исследования
Экспериментальное изучение доменной
плавки стало возможным после разработки
Р Бунзеном (1838 г.) объемного способа химиче-
ского анализа доменного газа. Первые исследова-
ния выполнены Р Бунзеном (1839	г.),
Я.Эбельманом (1841, 1844 и 1851 гг.), Р.Бунзеном и
Л.Плейфером (1846 г.) на доменных печах Прус-
сии, Франции и Бельгии. Газ отбирали посредством
железных или чугунных труб, опускаемых через
колошник вместе с шихтой Позже (1865 г) этим
же методом Л.Ринман и Б Фернквист изучили хи-
мический состав, давление и температуру газов в
доменных печах Швеции, использовав для измере-
ния последнего параметра металлические сплавы с
различной температурой плавления.
Ход восстановления оксидов железа изучали
посредством заполнения компонентами шихты ме-
таллической коробки (колокола), изготовленной из
толстой жести с многочисленными отверстиями
для доступа газа. Коробку подвешивали к железной
цепи и опускали до желаемой глубины от поверх-
ности засыпи, после чего извлекали из агрегата
Химический состав бывших в печи материалов со-
поставляли с исходным и по ним судили о скорости
удаления кислорода из железных руд различных
типов и пудлингового шлака.
Первое исследование этим методом выпол-
нил Ж Эбельман (1839 г.) во Франции. В России
такой способ изучения доменною процесса приме-
нила группа горных инженеров под руководством
Н.А.Кулибина (1868 г.) на печи Райволовского за-
вода, находившегося недалеко от С.-Петербурга.
В последующие десятилетия изучением до-
менной плавки занимались металлурги многих
стран мира. Распространение засыпных устройств
затруднило опускание газоотборных труб и коро-
бок с шихтовыми материалами через колошник, а
строительство агрегатов с металлическим кожухом
и тонкостенной кладкой шахты позволило приме-
нить новый и более эффективный метод исследова-
ния горизонтальное зондирование на нескольких
уровнях высоты печи. Для определения температу-
ры газов стали использовать термопары с милли-
вольтметрами - удобные и точные приборы. В
Швеции (1927 г.) охладили экспериментальную
доменную печь объемом 7,8 м3, получив много но-
вых сведений о процессах восстановления и плав-
ления железных руд. Из-за чрезмерного увлечения
горизонтальным зондированием о вертикальном
зондировании доменных печей забыли; его на но-
вой технической основе возродил в СССР
Б.Л Лазарев.
В России первые крупные исследования дре-
весно-угольных печей Урала методом горизонталь-
ного зондирования в 1904 1908 гг. выполнил
И.А .Соколов. Ему принадлежат и большие лабора-
торные эксперименты по изучению восстановимо-
сти железных руд.
В современных условиях доменный процесс
изучают во время нормальной работы печи и после
ее остановки с полным охлаждением столба шихты
В первом случае на нескольких горизонтах
по высоте устанавливают исследовательские пло-
щадки с реверсивными электролебедками для ввода
в печь и извлечения из нее термопар, устройства
136
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
для отбора проб шихты и других измерительных
приборов.
Исследовательские отверстия обычно распо-
лагают в верхней, средней и нижней частях шахты,
а также в распаре и фурменной зоне (рис. 4.13),
иногда дополняя устройством для вертикального
зондирования. Традиционное размещение кольце-
вого воздухопровода на уровне заплечиков затруд-
няет установку электролебедок и введение в печь
измерительных приборов, поэтому химические и
тепловые процессы в заплечиках изучены не в пол-
ной мере.
Рис.4.13. Расположение исследовательских отверстий I-V (ЗТ - ось
зондовой термопары) и устройство труб для отбора материалов в шах-
те, распаре и горне доменной печи (пояснения в тексте)
Температуру измеряют одновременно с отбо-
ром проб газа через отверстия в торцовой части ко-
жуха термопары. Пробы шихты отбирают посредст-
вом устройств различной конструкции, два из кото-
рых приведены на рис. 4.13 Чтобы уменьшить про-
1иб труб под действием опускающейся шихгы, из-
мерения параметров газа и отбор проб материалов
начинают вблизи оси печи с последующим переме-
щением головной части измерительного устройства
в сторону огнеупорной кладки
Пробоотборная труба для шихты имеет бес-
шовный корпус 1, шток 2 с поршнем, скобу 3 для
соединения с тросом электролебедки и сальник 4
для предотвращения выхода газа из печи. Корпус
трубы с выдвинутыми до ее конца поршнем пере-
мещают к месту отбора пробы, после чего поршень
отводят внутрь корпуса на 200 мм и посредством
возвратно-поступательных движений трубы запол-
няют шихтой пространство перед поршнем. Во из-
бежание окисления железа извлеченные из печи
пробы шихты охлаждают без доступа воздуха, за-
тем разделяют на составляющие, сортируют по
крупности, магнитной восприимчивости и отправ-
ляют на химический анализ.
Отобранные в печи пробы газа обычно анапи-
зируют в химической лаборатории. Исключением
служит определение влажности газа которое выпол-
няют вблизи исследовательскою отверстия Чтобы
предотвратить конденсацию водяного пара, импульс-
ную линию делают короткой и подогревают до 100—
120°С. На ММК для измерений влажности использо-
вали психрометр и гигрометр, сконструированные
соответственно Ф.А.Юшиным и А.В.Карташовым.
Благодаря этим приборам удалось получить доста-
точно полные сведения об участии водорода в восста-
новлении оксидов доменной шихты.
Показатель степени восстановления СВ руд-
ных материалов вычисляют по снижению началь-
ной степени окисления железа O/Fe. Так, если
перед загрузкой в печь значение О = 0,400 т/т, а в
нижней части шахты снизилось до 0,180, получим
СВ = 100(0,400 - 0,180) 0,400 = 55%.
Будучи наиболее распростра-
ненным, метод горизонтального
зондирования имеет значительные
недостатки. В частности, по техни-
ческим причинам внутренний диа-
метр труб для отбора проб шихты
редко превышает 70 мм, что не по-
зволяет извлекать более крупные
куски кокса, железной руды и аг-
ломерата. Вследствие недостаточ-
ной представительности проб по-
лученные результаты пригодны
только для сравнительной оценки
хода восстановительного процесса.
Помимо этого, горизонтальное зон-
дирование существенно затруднено
необходимостью применять иссле-
довательским персоналом газоизо-
лирующие приборы в связи с нали-
чием в воздухе на горизонтах шах-
ты и в распаре опасной для жизни человека кон-
центрации СО (угарного газа).
Исследование охлажденных печей позволяет
получить обширную информацию об изменении
гранулометрического составе всех шихтовых мате-
риалов под действием механических, тепловых и
химических процессов на пути от колошника до
горна. После остановки дутья печь в течение 2,5-
3 сут охлаждают азотом, подаваемым в газоотводы
и удаляемым в атмосферу через воздушные фурмы,
воздухонагреватель и дымовую трубу. Окончатель-
ное охлаждение осуществляют подачей небольшо-
го количества воды Разборка шихты занимает 2-
3 мес., поэтому охлаждают только печи, выводи-
мые из эксплуатации.
Из-за медленного охлаждения шихты и про-
должающегося восстановления оксидов их состав
заметно расходится с температурой и составом газа
до охлаждения печи В связи с этим наиболее пол-
ные данные о ходе восстановления железа в про-
мышленных агрегатах можно получить сочетанием
обоих методов исследования.
4.4.2.	Восстановление монооксидом
углерода
Этот реагент является в доменной плавке
главным, он удаляет 58-63% вносимого шихтой
4 4 ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
137.
кислорода. Ход восстановления характеризует из-
менение химического состава газа и рудных мате-
риалов.
Рис. 4.14 показывает влияние нагрева на
критерий Псо по результатам исследований домен-
ных печей ММК методом горизонтального зонди-
рования. Каждая точка диаграммы является сред-
ней из 4-5 разовых измерений температуры и со-
става газа. Линии 1 и 2 отвечают равновесным зна-
чениям г|с0 Для реакций превращения магнетита в
вюстит и вюстита в железо, линия 3 - равновесию
реакции Белла-Будуара. Поле между кривой 2 и
осью абсцисс соответствует области устойчивого
существования железа, поля между линиями 2 и 1,
а также выше последней - устойчивому существо-
ванию вюстита и магнетита.
Температура, °C
Рис. 4 14 Влияние температуры на величину
степени использования СО фактическую
и равновесную для системы Fe-O-C
(пояснения в тексте)
Диаграмма включает результаты измерений
на горизонтах 1—IV При ее построении основная
масса опытных точек для верхнего горизонта рас-
положилась в левой части, для III и IV горизонтов
в правой, а оставшиеся точки сосредоточились в
середине.
Причиной такой закономерности служит по-
стоянное присутствие в шихте частиц с различны-
ми физико-химическими свойствами, обусловлен-
ными особенностями получения агломерата, ока-
тышей и кокса. Из-за этого с газовым потоком в
первую очередь взаимодействуют кусочки рудных
материалов и твердого топлива с высокими показа-
телями восстановимости и реакционной способно-
сти. Остающиеся частицы с более низкими значе-
ниями упомянутых характеристик подвергаются
действию газа при более высокой температуре. В
итоге восстановительный процесс растянут почти
по всей высоте противоточной зоны печи, чему в
некоторой мере способствует уменьшение пористо-
сти рудных материалов и губчатого железа при на-
греве более 900 ЭС.
По данным рассматриваемой диаграммы
скорость реакции (4.8) при температуре свыше
1150°С столь велика, что весь диоксид углерода,
образуемый восстановительным процессом, пре-
вращается в монооксид.
С понижением нагрева начинается противо-
борство процессов накопления и расходования СО2,
в большей мере зависящее от величины рудной
нагрузки на кокс. Так, в интервале 1000-780°С в
зоне с максимальным сосредоточением рудных
материалов и низкой скоростью газа его фактиче-
ский состав мало отличается от равновесного для
реакции восстановления вюстига, тогда как в зоне с
высокой долей кокса значение Лео определяется в
основном реакцией Белла-Будуара. По мере
уменьшения расхода топлива граница быстрого
увеличения г|Со смещается в сторону высоких тем-
ператур.
В интервале 780-600°С металлического же-
леза мало, поэтому основная часть СО контактиру-
ет с наружным слоем вюстита, удаляя через него
кислород из Fe3O4 Поскольку восстановление маг-
нетита требует затраты тепла, совместный ход ре-
акций (4.3) и (4 4) совершается при малом измене-
нии нагрева шихты и газа. Незадолго до выхода из
печи монооксид углерода отнимает кислород у ге-
матита, после чего критерий г)со в зоне с макси-
мальной рудной нагрузкой на кокс достигает 0,54-
0,56. В других участках радиуса и в колошниковом
газе его величина существенно ниже.
Для проверки возможного действия на кри-
терий г]со изменений содержания в газе Н2 + Н2О
на рис. 4.15 приведены значения степени использо-
вания СО при отношении (Н? + Н2ОУ(СО + СО2)
меньше и больше 0,332. Так как изменения выпол-
нены на одном горизонте, опытные данные образо-
вали сравнительно узкую полоску точек без явного
деления на зоны с высоким и низким количеством
Н2 + Н2О Эго свидетельствует об отсутствии за-
метного влияния водорода и водяного пара на тем-
пературные границы взаимодействия СО с оксида-
ми железа. Не изменилась и максимальная величи-
на критерия Цсо, составившая 0,55.
Рис. 4.15. Влияние температуры на величину г|со
в газе I горизонта для значений (Н2+Н2О)/(С24-СО2):
1 -<0,332; 2->0.332
138
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Гак как СО является главным восстановите-
лем в зоне с нагревом менее 1150сС, зависимость
показателя СВ от температуры газа (рис. 4.16) со-
гласуется с двумя предыдущими диаграммами.
Ступенчатый характер восстановления с присущим
для каждого оксида температурным интервалом
выражен четче, чем на рис. 4.14 и 4 15.
Рис 4 16. Связь степени восстановления оксидов
железа с температурой газа в зонах:
1 - с высокой рудной нагрузкой на кокс;
2 - то же с низкой
При работе доменной печи на смеси агломе-
рата и окатышей гематит вносит 8-10% всей массы
кислорода. Его восстановление начинается при
температуре 540 570°С и завершается в интервале
600-780°С, причем нижний предел относится к
зоне с высокой рудной нагрузкой на кокс, верхний
к зоне с низкой нагрузкой. Почти сразу после
восстановления Fe:O3 на поверхности частиц обра-
зуется слой Fe3O4, через который и удаляется ос-
новная масса кислорода гематита. Вертикальная
протяженность зоны восстановления Fe2O3 состав-
ляет 2-4 м.
Магнетит содержит 22 -24% всего кислорода,
вносимого железом. Как отмечалось выше, основ-
ная масса этого оксида восстанавливается в интер-
вале 600 -780°С вместе с частью FeO при малом
изменении нагрева По данным вертикального зон-
дирования высота слоя совместного восстановле-
ния РелОд и FeO составляет 4 6м Итоги горизон-
тального зондирования верхней половины шахты
(рис. 4.17) свидетельствуют о замедлении нагрева и
восстановления рудных материалов как в перифе-
рийной (0,5 м от стенки), так и средней (1,5 м) час-
тях радиуса
Далее следует непрямое восстановление
вюстита и оставшейся доли магнетита, которое за-
вершается при 1100-1150°С. К этому времени в
участках радиуса с высокой рудной нагрузкой на
кокс потеря кислорода оксидами железа составляет
40-50%, в участках с низкой нагрузкой - до 95%,
Все рудные материалы размягчаются, образуя
большое количество конгломератов с включениями
кусков кокса. Внутри восстановленных частиц за-
вершается разделение железа и шлакообразующих
компонентов, в результате которого железо сосре-
дотачивается на поверхности частиц, шлакообра-
зующие - в глубине.
Рис.4 17. Изменение температуры и степени
восстановления оксидов железа между
поверхностью засыпи и распаром на удалении
0,5 и 1,5 м от стенки печи (числа на графике)
Остаток кислорода удаляется процессом
прямого восстановления главным образом в распа-
ре и заплечиках. Перед поступлением в фурменную
зону оксиды железа теряют до 98% начальной мас-
сы кислорода. Его последняя часть в виде FeO на-
ходится в каплях шлака и кусках конгломерата,
достигающих горизонта воздушных фурм.
Как следует из равенства (4.10), процесс
прямого восстановления сопровождается газифика-
цией углерода кокса, в результате которой содер-
жание СО + СО2 в газе зоны умеренных температур
возрастает на 25 -30% по сравнению с горновым
газом. Согласно опытным данным максимум зна-
чения (СО + CO2)/N2, характеризующий относи-
тельное развитие прямого восстановления по сече-
нию печи, расположен на участке наибольшего со-
средоточения рудных материалов (рис. 4.18) и в
определенной мере отражает распределение газов в
потоке шихты. Так, при использовании агломера>а
со значительным содержанием мелких частиц и
наличием по этой причине периферийного газового
потока и слабопроницаемой осевой зоны величина
упомянутого отношения были в осевой зоне суще-
ственно больше, чем у стенки печи. После замены
половины агломерата окатышами значение
(СО + CO2)/N2 возросло в периферийной части
радиуса и уменьшилось в осевой, максимум значе-
ния стал более четким.
Наибольшая степень испопьзования моноок-
сида углерода рСо зависит от массы кислорода, по-
ступающего с восстанавливаемыми оксидами ших-
ты (Ош, т/т чугуна) и содержания углерода в конеч-
ном металле (Сч, т/т)
4.4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
139
Лсо~ 1,333 • Ош/(1 - Сч),
где 1,333 = 16/12 - отношение атомных масс кисло-
рода и углерода.
Рис. 4 18. Зависимость отношения (CO+CO2)/N2
в газе горизонта I от расстояния до стенки печи
При выплавке передельного чугуна с
Сч == 0,045 из агломерата и его смеси с окатышами в
пропорции 50 : 50 в печь на 1 т чугуна обычно по-
ступает 0,385—0,388 и 0,404 0,406 т Ош. В этих слу-
чаях расчетное значение т|со равно соответственно
0,54 -0,55 и 0,56 0,57. Оно мало отличается от мак-
симальных фактических величин qc0 (см. рис. 4.14
и 4.15), измеренных на 1 горизонте шахты в зоне
наибольшего сосредоточения рудных материалов.
В целом при движении в сторону колошника
монооксид углерода действует на оксиды железа в
широком температурном интервале (1150-540°С) и
может обеспечить значение критерия qCo = 0,54-0,56
4.4.3.	Восстановление водородом
В период работы на дутье естественной
влажности содержание Н2 в горновом газе опреде-
лялось поступлением водяного пара с дутьем и FP с
органической массой кокса. Поскольку в обоих
веществах доля водорода мала, его участием в вос-
становлении оксидов шихты пренебрегали, гем
более, что степень превращения Н2О в этом про-
цессе не была известна.
Применение в начале 1950-х гг. увлажнённо-
го дутья, а затем мазута и природного газа в каче-
стве дополнительного топлива повысило роль во-
дорода в восстановлении оксидов. Для его оценки
потребовалась разработка промышленных способов
определения содержания ИЮ в газе из шахты до-
менной печи и колошниковом газе с проведением
многочисленных измерений Наиболее важные ре-
зультаты этих измерений приведены ниже
Водяной пар в восстановительном газе появ-
ляется при температуре менее 1150°С (рис. 4.19),
когда Н2 покидает зону прямого восстановления.
На границе этой зоны происходит противоборство
реакций накопления Н2О за счет восстановления
вюстита и одновременного уменьшения содержа-
ния НЮ в результате окисления углерода кокса
водяным паром по реакции (4.9). При нагреве
1000-1150°С последний процесс имеет высокую
скорость, он и определят интенсивность увеличе-
ния Н2О в газе. Согласно приведенным выше опыт-
ным данным (см. рис. 4.3) фактическое отношение
Лнг/Псо = 1Л меньше расчетного 1,5-1,7 для равно-
весных концентраций НЮ и СО2 при восстановле-
нии вюстита.
ТН2
0,4
0.3
0,2
I_____I__—1------1_____i_____I_____L
400	600
800	1000 сС
Рис. 4.19. Сопоставление фактических значений
критерия Пн, при различной температуре
с равновесным для реакции восстановлением FeO
водородом (линия на диаграмме)
С понижением температуры степень ис-
пользования водорода возрастает, достигая в ин-
тервале 800 700°С равновесного значения для
реакции восстановления FeO. Последующее охла-
ждение газа приводит к превышению фактическо-
го содержания Н2О над равновесным, в связи с
чем удаление кислорода из оксидов железа по-
средством Н2 прекращается, критерий г)Н2 ограни-
чивается значениями 0,37-0,44, причем рост от-
ношения (Н2 + Н2О)/(СО + СО2) смещает границу
начала восстановления FeO водородом в сторону
более низкого нагрева и уменьшает значение кри-
терия Т)н- в колошниковом газе, тогда как на вели-
чину т]со это отношение не влияет.
Такое поведение водорода вызвано двумя
причинами Во-первых, в доменной плавке он игра-
ет вспомогательную роль, заменяя часть прямого
восстановления оксидов на косвенное. В связи с
этим доля кислорода шихты, удаляемого водоро-
дом, не может превысить долю кислорода, удаляе-
мого твердым углеродом (ОН2 < Od). Во-вторых,
восстановление водородом требует значительной
затраты тепла. Поэтому рост отношения
(Нт । Н2О)/(СО + СО2) сопровождается расширени-
ем температурных границ восстановления и сниже-
нием величины qне-
длительное отсутствие экспериментальных
данных породило появление различных гипотез о
поведении Н2 в потоке шихты По одной из них
водяной пар по пути к поверхности засыпи якобы
передает часть принадлежащего ему кислорода
монооксиду углерода по реакции водяного газа
Н2О + СО = Н2 + СО2 + 41,25 кДж (4.12)
с последующим участием Н2 в восстановлении
рудных материалов. Реакция (4.12) каталитическая,
совершается в изолированной (замкнутой) системе,
где нет иного источника кислорода для окисления
140
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
СО кроме Н2О. Длительное время применялась в
химическом производстве для получения техниче-
ского водорода, катализаторами служат оксиды
железа и железо. С понижением температуры ее
равновесие смещается вправо, в сторону образова-
ния Н2 и СО2.
Для проверки возможности развития рас-
сматриваемой реакции в потоке шихты константу
ее равновесия Кр сопоставили (рис. 4.20) с отноше-
нием (Н2 • СО2)/(Н2О • СО) по измерениям в шахте
доменной печи при различной величине
(Н2 -* Н2О)/(СО + СО2). В правой части диаграммы
опытные значения состава газа расположены близ-
ко к равновесной кривой, но это еще не свидетель-
ствует о восстановлении водяного пара моноокси-
дом углерода. Дело в том, что для получения
(Н.7 • CO2)Z(H2O  СО) = Кр достаточно иметь оди-
наковую степень приближения фактических кон-
центраций Н2О и СО2 к равновесным при восста-
новлении вюстита. Например, если на выходе из
зоны прямого восстановления отношение Лнг/Лсо
составит 1,6-1,7, величины Кр и (Н2  СО2)/(Н2О •
СО) совпадут. В действительности отношение
TWrlco~ 1,4, поэтому на рассматриваемой диа-
грамме основная часть опытных данных в области
высоких температур расположена ниже равновес-
ной кривой без четкой связи с величиной
(Н2 + Н2О)/(СО + СО2).
реакции водяного газа и отношение (СО2 Н2)/(СО Н2О)
из шахты доменной печи
С понижением нагрева значение
(Н2 • СО2)/(Н2О • СО) слабо возрастает благодаря
участию СО в восстановлении оксидов. Быстро
растущее различие между равновесным и фактиче-
ским составами газа свидетельствует об отсутствии
заметного взаимодействия между Н2О и СО в пото-
ке шихты Это вызвано тем, что доменная печь яв-
ляется открытой системой, обеспечивающей одно-
временное развитие нескольких параллельных про-
цессов с участием одинаковых исходных компо-
нентов. Критерием вероятности того или иного
процесса служит принцип наименьшего действия
(работы), по которому из всех возможных процес-
сов осуществляются только требующие минималь-
ного расхода энергии Процессы непрямого восста-
новления оксидов железа посредством СО и Н2
имеют, в частности, более низкую кажущуюся
энергию активации в сравнении с реакцией водяно-
го газа (59- 74 против 100-125 кДж/моль), поэтому
они и определяют состав газа в зоне умеренных
температур.
Отсутствие рассматриваемой реакции в по-
токе шихты исключает участие образуемого ею
водорода в восстановлении рудных материалов.
Во время исследования доменных печей зна-
чительное изменение состава газа под действием
реакции (4.12) замечено внутри кожуха термопар
длиной 20-24 м, применяемых для вертикального
зондирования. Здесь компоненты газа, будучи изо-
лированными от контакта с шихтой, в процессе
сравнительно медленного охлаждения при движе-
нии в сторону колошника взаимодействуют между
собой и со стенкой стальной трубы. В условиях
горизонтального зондирования отбираемый из печи
газ охлаждается быстро и реакция (4.12) в кожухе
термопар отсутствует.
Другим не оправдавшим себя предположе-
нием явилась гипотеза об ускоряющем действии Н2
на восстановление оксидов в доменной печи. Она
основана на способности водорода проникать в
мелкие поры рудных материалов, трудно доступ-
ные для СО. Как показали лабораторные исследо-
вания, благодаря этой особенности даже небольшая
добавка Н2 к восстановительному газу существенно
ускоряет удаление кислорода из оксидов в начале
одновременного действия на них СО и Н2
В доменной печи Н2 начинает дей-
ствовать позже СО, когда оксиды железа
утрачивают 25-30?<> начальной массы ки-
слорода и по этой причине существенно
увеличивается размер всех пор. При таком
условии добавка в фурменный газ водоро-
да не влияет на скорость восстановления
оксидов.
По радиусу 1 горизонта доменной
печи водород распределяется неравномер-
но (рис. 4.21) из-за отличия условий окис-
ления дополнительного топлива у фурм по
сравнению с коксом, а также неодинако-
вой скорости движения газа и разного раз-
вития прямого восстановления оксидов
шихты. При работе агрегата на атмосферном дутье
и с его увлажнением содержание Н2 в газе было
низким, в связи с чем действие перечисленных
факторов не замечали. Введение в дутье струи ма-
зута по оси сопла обеспечило сжигание этого топ-
лива во всем объеме окислительной зоны и доста-
точно равномерное распределение водорода по го-
ризонтальному сечению шахты с небольшим пони-
жением в месте расположения рудного гребня из-за
значительного образования здесь СО за счет про-
цесса прямого восстановления
Отсутсгвие в первое время на ММК техно-
логического кислорода не позволипо вдувать в пе-
чи необходимое количество природного газа (ПГ),
вследствие чего его струя имела малый динамиче-
ский напор и не проникала глубоко в поток дутья.
Поступавший через фланец или тело фурмы ПГ
4.4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
141
горел недалеко от места ввода в дутье, продукты
его неполного окисления (включая Н2) перемеща-
лись в сторону колошника главным образом в пе-
риферийной зоне (кривая 4). Такому распределе-
нию водорода по радиусу печи способствовало и
использование в шихте агломерата со значитель-
ным содержанием мелких частиц.
Рис. 4,21. Изменение содержания Н2 по радиусу
печи на дутье:
] - естественной влажности, 2 - увлажненном;
3-е добавкой мазута; 4,5 - то же природного газа;
6 - то же с обогащением кислородом
Замена в шихте половины массы агломерата
окатышами при неизменном расходе ПТ повысила
газопроницаемость осевой части радиуса, в связи с
чем распределение водорода по сечению печи стало
более равномерным (кривая 5). Последующая рабо-
та на обогащенном кислородом дутье с увеличен-
ным расходом ПГ показала наличие на линии рас-
пределения И2 минимума в зоне наибольшей руд-
ной нагрузки на кокс и более высокого содержания
водорода в осевой части радиуса шахты по сравне-
нию с периферийной,
Малое изменение содержания Н2 по горизон-
тальному сечению печи не позволяет использовать
этот показатель для характеристики распределения
материалов и газов
По количеству удаляемою кислорода водо-
род в доменной плавке играет менее значительную
роль в сравнении с монооксидом углерода и твер-
дым углеродом. Это вызвано не только относитель-
но малым его содержанием в горновом газе (4-
15%), но и небольшим температурным диапазоном
активного действия (115О-75О°С). Фактическое
значение критерия гщ? в верхней части шахты в
1,5-1,8 раза превышает равновесное для реакций
(4.6) и (4.7), что вместе с высокой степенью ис-
пользования монооксида углерода, достигающей
0,54-0,56, благоприятствует сокращению общего
расхода восстановителей
Как уже отмечалось выше, водород в домен-
ной плавке уменьшает развитие прямого восста-
новления оксидов железа, не влияя непосредствен-
но на их взаимодействие с СО (косвенное влияние
проявляется в сокращении расхода углерода на по-
лучение 1 г чугуна).
Максимальная степень использования водо-
рода гщ. связана с аналогичным критерием цСо вы-
ражением
Пнз ~ 1 - Лео
и достигается при очень малом содержании
Н2 + Н2О в восстановительном газе. Например, ко-
гда рудная часть шихты состоит из агломерата или
его смеси с окатышами в соотношении 50 : 50, зна-
чение Г|с0 равно соответственно 0,45- 0,46 и 0,43-
0,44. С повышением доли Н2 в горновом газе сте-
пень использования водорода уменьшается (рис.
4.22), о чем кроме последней диаграммы свиде-
тельствуют данные рис 4.19
Величины т]Н2 в левой части рис. 4.22 отно-
сятся к работе доменных печей на увлажненном
дутье, в правой - с применением ПГ.
Влажность колошникового газа вычислена
по материальному балансу водорода, влажность
газа из шахты печи измерена психрометром и гиг-
рометром (соответственно точки 2 и 3).
Содержание Н2 + Н2О в восстановительном
газе шахтных печей для металлизации железных
руд составляет 30 73%, но температурный диапа-
зон взаимодействия водорода с оксидами железа
сокращен почти в два раза до 900 750°С. В итоге
значение т]Н2 в колошниковом газе этих агрегатов
не превосходит 0,33 против т]Со “ 0,39-0,50.
Рис. 4.22. Зависимость критерия т]н2 от доли
Н2+Н2О в газе:
1,2 - колошниковом, 3 - из шахты доменной печи
Количественное участие водорода в удале-
нии кислорода шихты будет рассмотрено в сле-
дующей (пятой) части курса настоящих лекций,
посвященной расчетному определению показателей
восстановительного процесса и расхода кокса в
доменной плавке.
4.4.4.	Ход восстановления по высоте
и радиусу печи
Ниже приведено изменение содержания
Fe2O3, FeO и металлическо! о железа 1емег по итогам
химического анализа проб рудных материалов
между поверхностью засыпи (ПЗ) и горизонтами
I-IV, %.
Вместе с показателем степени восстановле-
ния СВ эти данные позволяют судить о ходе удале-
ния кислорода по высоте печи. Поскольку обычный
химический анализ не определяет содержания маг-
нетита, количество последнего вычисляют предпо-
ложительно по результатам магнитной сепарации
извлеченных из печи рудных материалов и содер-
жания в них Fe2Oi, FeO и Гемет.
142
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Г оризонт	пз	1	11	III	IV
Fe2O3	61,2	34,5	22,8	6,0	2,3
FeO	15,0	29,9	36,5	25,3	8,5
FeMeT	0	7,8	11,3	20,1	37,5
СВ	0	22,6	32,5	57,6	85,7
На ММК магнитную сепарацию предложил
Ф.А.Юшин (1952 г). Она позволяет выделить со-
ставляющие с высокой и низкой магнитной вос-
приимчивостью. Магнитные материалы содержат
магнетит и металлическое железо, немагнитные -
FeO и повышенное количество шлакообразующих
компонентов (SiO2_ АЬО3, СаО, MgO). Из магнит-
ных частиц в дальнейшем образуется чугун, из не-
магнитных - шлак.
Исследования восстановительного процесса
выполнены в условиях использования в рудной
части шихты до 60% горячего агломерата с темпе-
ратурой 400-500°С. В этом случае нагрев сырья до
начала восстановления занимал мало времени, в
связи с чем на глубине 1,8-2,2 и от поверхности
засыпи, отвечающей горизонту 1, свободный гема-
тит отсутствовал. Его заменяли магнетит, вюстит и
губчатое железо.
Между 1 и II горизонтами кислород из Fe3O4 и
FeO удалялся в условиях малого изменения нагрева
шихты, из-за чего скорость восстановления на этом
участке меньше предыдущего. Ниже середины шах-
ты интенсивность удаления кислорода вновь возрос-
ла благодаря развитию прямого восстановления. В
результате в распаре магнетит присутствовал в не-
большом количестве и только в зоне с высокой руд-
ной нагрузкой на кокс существенно снизилось на
этом горизонте и содержание вюстита.
По поперечному сечению печи восстанови-
тельный процесс развит неравномерно. Наиболее
быстро он совершается в периферийной и осевой
зонах (рис. 4.23), где пробы сырья содержат макси-
мальное количество губчатого железа, значительно
медленнее - в промежуточной части радиуса, на
удалении 1,5 м от стенки печи. В прямой связи с
содержанием FeMeT находится доля магнитных ма-
териалов в рудной части шихты: вблизи стенки и
оси их больше, чем в зоне с высокой рудной на-
грузкой на кокс Кривые равной степени восста-
новления (рис. 4.24) похожи на изотермы, дополни-
тельно подтверждая большое влияние на ход уда-
ления кислорода скорости, температуры и состава
газа. По мере опускания шихты минимум кривых
смещается в сторону стенки печи, свидетельствуя о
движении в этом направлении основной массы
рудных материалов вместе с коксом.
Фазовый состав окатышей, извлеченных из
периферийного и осевого участков на горизонте 1,
свидетечьствовал о зональном ходе восстановления
с четким делением всех зон. Наружный слой состо-
ял из губчатого железа, промежуточный и ядро -
соответственно из вюстита и магнетита. На участке
с высокой рудной нагрузкой на кокс с газовым по-
током контактировал вюстит, затем располагался
магнетит, ядро иногда состояло из гематита. У це-
лых окатышей удаление кислорода осуществлялось
фронтально, у гранул с трещинами - фронтально и
по трещинам.
Рис. 4.23. Изменение степени восстановления
оксидов железа на горизонтах 1-Ш (L - расстояние
от стенки) при использовании охлажденного
агломерата и окатышей различной основности:
1 - 100% агломерата; 2 - 60% агломерата
и 40% неофлюсованных окатышей;
3 - то же офлюсованных
Рис. 4.24. Связь степени восстановления СВ окси-
дов железа с параметрами газа в шахте доменной
печи:
А - линии равной СВ по данным двух исследова-
ний, %; Б - изотермы, °C; В - линии равного со-
держания СО2, %
Большинство окатышей в периферийном и
осевом участках радиуса II горизонта имело тре-
щины, а многие были разрушены Целые гранулы
восстанавливались фронтально, с трещинами -
фронтально и по трещинам Снаружи располагался
слой губчатого железа шириной до 2 мм, внутри
вюстит, крупные осколки состояли полностью из
губчатого железа. Окатыши из средней части ра-
диуса имели слои вюстита и магнетита, причём в
отдельных гранулах вюстит находился в виде ши-
рокого почти мономинерального слоя с незначи-
тельными включениями железа.
4.4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
143
Замена в шихте горячего агломерата охлаж-
денным снизила температуру материалов и газа, а
также скорость восстановления оксидов железа в
верхней половине печи (рис. 4.25). Одновременно
интенсифицировался восстановительный процесс в
нижней ее половине без изменения показателя СВ
перед поступлением материалов к горизонту фурм.
В итоге возросла протяженность зоны непрямого
восстановления, сократилась область прямою,
нижняя граница зоны когезии из распара опусти-
лась в заплечики При этом соотношение между
прямым и непрямым способами восстановления
оксидов осталось прежним.	.»
Рис. 4.25. Изменение температуры газа и степени
восстановления СВ оксидов железа по высоте печи
при использовании в шихте:
1 - охлажденного агломерата; 2 - окатышей,
3 - горячего агломерата
Противоположное изменение происходит
при частичном или полном замещении охлажден-
ного агломерата окатышами. Благодаря более вы-
сокой восстановимости окатышей скорость удале-
ния кислорода и температура газов в верхней поло-
вине печи возрастают по всему поперечному сече-
нию, зона когезии из распара и заплечиков пере-
мещается в нижнюю часть шахты. Вместе с зоной
когезии поднимаются все температурные зоны, в
том числе и граница перехода прямого восстанов-
ления в непрямое. Вследствие роста протяженности
вязкого состояния рудных материалов увеличива-
ется сопротивление шихты движению газов в ниж-
ней части печи.
Совместное использование рудных материа-
лов с высокой и низкой восстановимостью вызыва-
ет значительное различие в скорости удаления ки-
слорода при одинаковых условиях первые его те-
ряют быстрее вторых. Вследствие этого в пределах
одних и тех же проб шихты, извлеченных из шах-
ты, степень восстановления окатышей в 1,4—1,6
раза превосходит степень восстановления агломе-
рата (рис. 4 26). В итоге riei ко восстанови мое оком-
кованное сырье к началу размягчения имеет более
высокий показатель СВ в сравнении с агломератом,
что увеличивает высоту зоны когезии и связанное с
нею сопротивление потока шихты движению газов.
Обходя наиболее плотные массы размягченных
материалов, газовый поток при большом протяже-
нии зоны когезии хуже использует тепловую и хи-
мическую энергии, чем при малом, а это вызывает
Рис. 4.26. Различие степени восстановления СВ
агломерата (1) и окатышей (2) при их совместном
использовании в шихте
Наименее благоприятные условия для кон-
такта газа с оксидами железа в зоне когезии созда-
ются при равном содержании в рудной части ших-
ты легко- и трудновосстановимого сырья. На ММК
в четырех сериях экспериментов по полному заме-
щению агломерата окатышами получили следую-
щий средний результат:
Содержание окатышей, %	0	30	50	74	100
Расход кокса, кг/т чугуна	507	512	523	518	504
Отсюда следует, что для обеспечения низкого
расхода топлива входящие в состав шихты рудные
материалы должны мало отличаться по физико-
химическим характеристикам, включая показатель
восстановимости.
4.4.5.	Изменение прочности
и крупности частиц шихты
Под действием восстановительного процесса
механическая прочность многих кусочков агломе-
рата снижалась до такой степени, что они раздав-
ливались пальцами, с образованием большого ко-
личества мелочи. До 40% окатышей из периферий-
ной и осевой зон I и II горизонтов имело радиаль-
ные трещины, многие из гранул раскалывались на
мелкие части, образуя зерна крупностью 1-0 мм.
Прочность целых окатышей (рис. 4 27) бы-
стро уменьшалась до показателя СВ = 25-30%, по-
сле чего сопротивление раздавливанию начинало
увеличиваться благодаря образованию слоя губча-
того железа. В неофлюсованных окатышах процесс
упрочнения из-за относительно малой объемной
доли шлакообразующих в сравнении с железом
развит значительнее, чем в офлюсованных
На 1 горизонте наименьшую разрушающую
нагрузку имели гранулы, расположенные на пери-
ферии и у оси печи, а наибольшую - в рудном
гребне, где восстановительный процесс развит ела-
144
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
бо и прочность окатышей мало отличалась от ис-
ходной. Изменение разрушающей нагрузки нахо-
дилось в четкой обратной связи с распределением
температуры газа и содержания в нем СО.
благодаря чему ход печей стал более ровным и воз-
росла выплавка чугуна.
Описываемое разупрочнение (дезинтегра-
ция) частиц рудных материалов из-за ослабления
связи зерен оксидов железа и получаемого из них
Рис. 4.27. Зависимость прочности окатышей на раздавливание
от степени их восстановления СВ и расстояния L от стенки
печи горизонтов I- III
металла с нерудными компонентами вполне
закономерно, оно является одним из проявле-
ний присущего доменной плавке процесса
очистки металла от пустой породы руд, начи-
нающегося в шахте печи в твердом состоянии
и завершающегося в горне образованием двух
несмешивающихся жидкостей. Дезинтегра-
ция заметно увеличилась после перехода на
полностью офлюсованное сырье с наличием в
составе значительного количества двухкаль-
циевого силиката 2CaO SiO2, имеющего при
температуре 675°С полиморфное превраще-
ние с изменением объема на 10-12%.
Вследствие больших внутренних на-
пряжений в частицах сырья и воздействия
внешней механической нагрузки в столбе
шихты исходные рудные материалы не
только измельчаются, но и делятся на бога-
тые и бедные железом составляющие. Этот
процесс начинается после некоторого пре-
бывания их в печи, так как попытки подоб-
В средней части шахты прочность окомко-
ванного сырья была минимальной и менялась по
более сложной закономерности. Наряду с продол-
жающимся ослаблением гранул из-за удаления ки-
слорода на отдельных участках радиуса с величи-
ной СВ более 30% началось их упрочнение вслед-
ствие образования металлической оболочки. Наи-
более четко результаты упрочнения проявились на
III горизонте, где разрушающая нагрузка находи-
лась в прямой зависимости от температуры газа и
степени восстановления оксидов железа.
ного разделения порошков агломерата и окатышей
до загрузки в печь не удались. По данным магнит-
ной сепарации рудной части проб шихты (рис.4.29)
заметное количество частиц с низкой магнитной
восприимчивостью (немагнитных) появляется при
СВ = 20% и быстро возрастает по мере удаления
кислорода. На III и IV горизонтах этот показатель
превышает действительную долю шлакообразую-
щих для СВ = 100% из-за присоединения к ним
большой массы закиси железа, обладающей слабой
магнитной восприимчивостью. В заплечиках коли-
В период описываемых опытов окатыши в
доменные печи ММК поступали из г.Рудного (Ка-
захстан), где их производили из сернистых магне-
титов Соколовского и Сарбайского месторождений.
Содержание серы в готовом продукте и прочность
гранул после частичного восстановления в лабора-
торных условиях во многом определялись гемпера-
турно-тепловым режимом работы обжиговых ма-
шин. При относительно низком нагреве дымовых
газов, благоприятствующем продолжительной
службе колосников обжиговых тележек, содержа-
ние серы в окатышах возрастало с одновременным
уменьшением механической прочности после час-
тичного восстановления.
Такая же закономерность проявилась в до-
менных печах: целыми в процессе восстановления
оставались только хорошо обожженные малосерни-
стые окатыши (рис. 4.28), тогда как менее оплав-
ленные частицы с недостаточным количеством
шлаковой связки и повышенным содержанием серы
разрушались с образованием большого числа ос-
колков Совершенствование режима обжига позво-
лило увеличить в обшей массе оком кованного сы-
чество немагнитных материалов сокращается
вследствие восстановления FeO.
Степень восстановления, %
Рис 4.28 Связь между степенью восстановпения
окатышей и содержанием в них серы:
а - целые гранулы;
6 - разрушение с частицами более 5 мм;
в - среднее содержание S перед загрузкой в печь
рья долю первых гранул и сократить долю вторых,
4.4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
145
Рис 4.29. Зависимость содержания немагнитных
материалов НМ в рудной части шихты от степени
восстановления СВ оксидов железа
Материалы с высокой магнитной восприим-
чивостью (магнитные) содержат частицы с боль-
шой долей магнетита и металлического железа при
малом количестве шлакообразующих компонентов.
Они тоже подвержены дезинтеграции, о чем свиде-
тельствует рост количества мелких частиц:
Горизонт	I	II	III
Содержание			
класса, %	•• , •		
>10 мм	13,6	7,1	4,5
5-0 мм	54,6	65,2	76,2
Кокс в процессе опускания к фурмам из-
мельчается интенсивнее рудных материалов, из-за
чего его содержание в пробах шихты возрастает, %:
Г оризонт	'	1	11	III	IV
Кокс	15,0	22,3	34,6	40,1
Рудные материалы	85,0	77,7	65,4	59,9
Причинами разрушения кокса служат: обра-
зование усадочных трещин при нагреве, снижение
прочности поверхностного слоя вследствие избира-
тельной газификации в зоне прямого восстановле-
ния и интенсивное истирание частиц в нижней час-
ти шахты и распаре из-за сужения рабочего профи-
ля Все наружные поры твердого топлива на всем
протяжении от 1 до IV горизонтов заполнены мел-
кой рудной пылью, при подходе к распару куски
кокса утрачивают острые углы и ребра
Значительное измельчение шихтовых мате-
риалов на пути от колошника до распара под дейст-
вием нагрева, восстановления и истирания ухудшает
газопроницаемость шихты в средней и нижней час-
тях зоны потока, ио конусная форма шахты ослабля-
ет отрицательное воздействие этого фактора
4.4.6.	Размягчение рудных материалов
Многие пробы шихты на III и IV горизонтах
имели признаки начавшегося размягчения. При
проплавке агломерата некоторые крупные частицы
состояли из слипшихся более мелких с включением
кокса или полуразложившегося известняка. По-
верхность таких образований имела металлический
блеск и бесформенные отростки; крупные поры
отсутствовали, пробы царапались напильником и
легко ковались.
Из зоны когезии, верхняя граница которой
часто располагалась между III и IV горизонтами,
извлекали прочные конгломераты цилиндрической
формы длиной 100 120 мм с поперечным разме-
ром, равным внутреннему диаметру пробоотборной
трубы. Эти образования включали кусочки кокса,
прочно сцементированные тестообразной массой из
губчатого железа с ферритной структурой микро-
шлифов (силикатная связка отсутствовала). Благо-
даря наличию таких конгломератов доля частиц
размером >10 мм была в распаре в 3-3,5 раза выше,
чем в нижней части шахты.
Снеки окатышей (рис. 4.30) располагались на
III горизонте большей частью в средней части ра-
диуса и состояли из частично восстановленных
гранул, включавших полуоплавленный металл, ок-
сидную и силикатную фазы. В промежутках между
деформированными гранулами находились полно-
стью восстановленные крупные осколки окатышей
и кусочки кокса, создававшие в целом малопорис-
тый прочный конгломерат В состав оксидной фазы
входил преимущественно вюстит с редкими вкрап-
лениями магнетита.
Для изучения механизма разделения размяг-
ченных рудных материалов на металл и шлак ку-
сочки офлюсованного агломерата с показателем
основности СаО/ SiO2 = 1,44 крупностью 8-10 мм
восстановили воздушным генераторным газом на
65-70%, а потом нагрели в нейтральной среде до
950-1300°С. Согласно петрографическому анализу,
все зерна металла при 1150- 1250°С под действием
поверхностного натяжения стали глобулярными,
основная их масса сконцентрировалась на поверх-
ности кусочков и стенок крупных пор в виде
сплошной каймы. Между металлом и остатками
магнетита образовался разрыв, заполненный стек-
ловидной массой и вюститом. При 1300°С все ку-
сочки навески (100 г) образовали сплошной дефор-
мированный нагревом металлический каркас, из
которог о выплавился шлак.
Рис. 4.30. Конгломерат шихтовых материалов,
спеки частиц агломерата и окатышей
'	из зоны когезии:
1 - кокс; 2 - вюстит; 3 - восстановленное железо;
4 - трещины
Эти и другие данные свидетельствуют, что
появлению первых гранул металла и шлака пред-
шествует постепенное обособление (взаимное от-
торжение) этих веществ с преимущественным со-
146
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
средоточением металла в наружной зоне частиц
рудных материалов, шлакообразующих - в глуби-
не В процессе обособления под действием поверх-
ностного натяжения происходит сокращение сум-
марной поверхности металла и шлака, завершаю-
щееся образованием большого числа отдельных
частиц шарообразной формы с минимальным от-
ношением площади поверхности к массе.
Определение температуры начала и конца
размягчения неполностью восстановленного агло-
мерата в атмосфере азота при давлении поршня 180
кПа показало следующее:
. •
Степень	54	62	77
восстановления, %			
Температура начала размягчения, сС	976	1024	1049
Интервал размягчения, град	262	176	52
С ростом степени восстановления интервал
размягчения сокращается в основном за счет по-
вышения температуры начала размягчения. Поэто-
му при улучшении химической подготовки сырья в
сухой зоне доменной печи ширина пластического
слоя должна сокращаться с соответствующим об-
легчением условий движения газа
4.5.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ
ПРИМЕСЕЙ ЧУГУНА
./Г 
4.5.1.	Степень извлечения элементов
Из-за сравнительно высокой химической
прочности часть оксидов доменной шихты восста-
навливается труднее FeO Поэтому примеси (эле-
менты) из таких оксидов не переходят полностью в ’
чугун, значительная их доля теряется со шлаком.
Для характеристики полноты перехода труд-
новосстановимых элементов в металл используют
два показателя: степень извлечения элемента (т|,
т/т) и его содержание в чугуне ([Э], %):
П = 1 / (1 + Ш Ьэ);
[Э] = 0,1 т) -Эост;	(4.13)
U = (Э) /[Э],
где Ш - выход шлака, т/т чугуна,
L, - коэффициент распределения элемента
между шлаком и чугуном;
(Э) - содержание элемента в шлаке, %;
0.1	- коэффициент пропорциональности;
Эост - масса остающегося в печи элемента,
Ki /т чугуна,
Эост = 10[Э] + ш (Э).
Наличие в равенстве (4.13) коэффициента
пропорциональности вызвано неодинаковыми еди-
ницами измерения элемента: его содержание в
шлаке и чугуне выражено в процентах, остающаяся
в печи масса - в килограммах В расчетах учтено
только количество элемента, переходящего в жид-
кие продукты плавки, ею потери с колошниковой
пылью во внимание не приняты
Значение г| зависит от двух величин, выхода
шлака и коэффициента Ц С увеличением массы
шлака унос примеси из печи возрастает, тогда как
противоположное действие позволяет уменьшить
потери и повысить ее содержание в металле.
Коэффициент Ьэ для каждого элемента ин-
дивидуален. Кроме химической прочности оксида
он определяется температурой, вязкостью и показа-
телями основности шлака. Равновесные значения L3
вычисляют на основе термодинамических расчетов
и лабораторных опытов, реальные - по производст-
венным данным.
4.5.2.	Восстановление кремния, марганца
и фосфора
Эти элементы вместе с серой достаточно пол-
но характеризуют качество чугуна, поэтому их со-
держание регулярно определяют в выпускаемом из
печи металле Оксиды кремния и марганца не только
сопутствуют оксидам железа в рудах, но при вы-
плавке кремнистых и марганцовистых чугунов их
дополнительно вводят в шихту доменных печей,
Кремний и железо образуют химические со-
единения - силициды Fe2Si, FeSi, FeSi2, дающие
непрерывный ряд растворов. В доменной плавке
главную роль играет первый силицид, благодаря
которому существенно облегчается восстановление
кремния. 1 ак, по лабораторным исследованиям
заметное удаление кислорода из SiO7 твердым уг-
леродом в отсутствии железа начиналось при тем-
пературе > 1300пС, тогда как в каплях чугуна из
периферийной части распара, где нагрев составлял
1150-1230°С, содержалось 0,10-0,15% Si против
0,65 -0,75% в конечном металле. Особенно благо-
приятные условия для восстановления этого эле-
мента существуют внутри кусков кокса, содержа-
щих в массе углерода большое количество мелких
минеральных включений с высокой долей SiO2.
Кремний в железных рудах содержится в ви-
де свободного кремнезема (кварца) и других мине-
ралов, тогда как в агломерате, окагышах и негорю-
чей части кокса он представлен только силикатами
В процессе нагрева руд кварц реагирует с FeO ,
СаО и другими шлакообразуюшими компонентами,
поэтому в нижней половине печи свободный крем-
незем отсутствует, что затрудняет восстановление
кремния.
Кремнезем является прочным химическим
соединением, теряющим кислород только в зоне
прямого восстановления. В зависимости от наличия
или отсутствия металлического железа переход
кремния из диоксида в металл осуществляется дву-
мя путями. По первому, совершающемуся в распа-
ре и заплечиках, в восстановлении участвуют SiO2
и углерод первичного чугуна
SiO2 + 2[С] -[Si] -г 2СО. '‘
4.5. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ПРИМЕСЕЙ ЧУГУНА
147
Переход кремния в металл при производстве
передельного чугуна начинается после достижения
в первичном металле 2,8% С и быстро прогресси-
рует по мере роста содержания углерода (рис. 4.31).
Напротив, при окислении брызг чугуна кислородом
воздуха в первую очередь уменьшается содержание
углерода.
Рис. 4.31. Связь содержаний углерода и кремния:
1 - в первичном чугуне;
2 - в брызгах металла из чугунной лётки
Из минеральной части кокса и шлака крем-
ний восстанавливается в два этапа:
SiO2 + С = SiO +- СО
+
SiO ь С - Si + СО
SiO2 + 2С = Si + 2 СО - 650,2 МДж.
Восстановление из расплава нерудных ком-
понентов происходит как за счет углерода кокса с
образованием SiO, так и углерода чугуна. По лабо-
раторным наблюдениям в последнем случае замет-
но слабое кипение слоя шлака вследствие выделе-
ния пузырьков СО на границе раздела расплавов. В
доменной печи образование СО можно ожидать во
время движения капель чугуна через слой шлака.
Значительное количество монооксида крем-
ния возгоняется при температуре свыше 1500°С и
вместе с потоком газа уносится в зону более низко-
го нагрева. Здесь одна часть SiO
восстанавливается углеродом пер-	с,%
вичного чугуна и переходит в ме-
талл, а другая окисляется до SiO2
посредством СО. Основная масса 4,6
окисленного возгона оседает на
поверхности кусков шихты и воз-
вращается в горн, а некоторая доля 4>4
удаляется из печи с колошниковой
пылью в виде тонкодисперсного
кремнезема. Потери SiO2 через дд
колошник заметно возрастают в
условиях выплавки литейных чу-
гунов с высоким содержанием Si и 40
особенно значительны при получе-
нии доменного ферросилиция (по-
сле 1972 г. его производство в
СССР и России прекращено).
Восстановление кремния
усиливается с повышением темпе-
ратуры в горне, достигаемым за счет увеличения
удельного расхода кокса и содержания кислорода в
дутье. Этому также способствует работа печи на
кислых шлаках с отношением
(СаО + MgO) / (SiO2 + А12О3) - 0,7 -0,8 и высоким
их выходом. Для компенсации затраты кремнезема
на восстановление кремния при выплавке литейных
чугунов в шихту вводят кварцит, содержащий до
98% SiO2, или железную руду с кремнистой пустой
породой. Такое изменение состава шихты позволяет
предотвратить повышение доли глинозема в шлаке,
вносимого в печь минеральной частью кокса.
По мере насыщения железа кремнием его
дальнейшее восстановление затрудняется главным
образом из-за невозможности нагреть металл до
температуры > 1600°С. В связи с этим содержание
кремния в доменном ферросилиции не превышало
14%, что соответствует формуле Fe2Si. В то же
время в продукте из ферросплавных печей доля
кремния достигает 40-45 и 70-75%, отвечая соот-
ветственно FeSi и FeSi2. Так как производство фер-
росилиция с использованием электричества сокра-
щает затрату тепловой энергии в расчете на 1% Si в
сплаве, то в настоящее время ферросилиций полу-
чают только в электропечах.
По таким же соображениям в России часть
литейного чугуна производят синтетическим спосо-
бом, вводя в жидкий передельный чугун куски элек-
тропечного ферросилиция. Температура чугуна по-
сле такой операции возрастает на 10-15°С благодаря
значительному выделению тепла при образовании
силицида с пониженным содержанием кремния.
Вследствие более высокой химической
прочности Fe?Si по сравнению с карбидом железа
Fe3C увеличение содержания кремния в чугуне
свыше 1% уменьшает долю углерода (рис.4.32).
Избыточный углерод выделяется в виде спели, что
особенно заметно при получении синтетического
литейного чугуна. Малокремнистые передельные
чугуны имеют меньшую температуру и более вы-
сокую долю FeO в шлаке, которые затрудняют на-
сыщение железа углеродом.
Рис. 4.32 Связь содержаний кремния и углерода в чугуне:
1 мартеновском; 2 - литейном синтетическом
148
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Охлажденные пробы кремнистых чугунов
имеют излом серого цвета, обусловленный наличи-
ем большого числа мелких включений графита,
выделяющихся при охлаждении проб. Много спели
выделяется из жидкого чугуна во время его выпус-
ка из печи. Поверхность охлажденных проб шлака
- стекловидная, блестящая.
При выплавке передельных чугунов в металл
переходит 8-12% поступающего в печь кремния,
главная его часть в виде SiO2 удаляется со шлаком.
Марганец имеет неограниченную раствори-
мость в железе и близок нему по многим свойст-
вам. Агломерат и окатыши содержат марганец в
виде монооксида МпО, химически связанного с
другими компонентами сырья. В марганцевых ру-
дах. используемых при выплавке зеркального чугу-
на (шпигеля) и ферромарганца с содержанием со-
ответственно 10-25 и 70-75% Мп, рассматривае-
мый элемент представлен минералами: пиролюзи-
том МпО?, браунитом Мп2О3, гаусманитом Мп3О4 и
родохрозитом МпСО3. Восстановление марганца
осуществляется ступенчато в соответствии с прин-
ципом последовательности превращений.
Имея низкую химическую прочность, пиро-
люзит и браунит легко теряют кислород в верхней
части печи по необратимым реакциям:
2МпО2 + СО = Мп2О3 + СО2 + 209,8 МДж;
ЗМп2О3 + СО - 2Мп3О4 + СО + 143,9 МДж.
Большой положительный тепловой эффект
реакций восстановления вызывает значительное
повышение температуры газа в верхней части печи,
что вместе с высоким расходом кокса при выплавке
зеркального чугуна и ферромарганца сокращает
продолжительность службы огнеупорной кладки и
засыпного устройства. Для уменьшения выноса
колошниковой пыли и снижения выделений тепла
марганцевые руды подвергают агломерации, в про-
цессе которой пиролюзит и браунит диссоциируют
с образованием Мп3О4 и кислорода.
Гаусманит прочнее предыдущих минералов,
но и он теряет кислород достаточно легко (легче
Fe3O4) по реакции
Мп3О4 + СО = ЗМпО + СО2 + 58,1 МДж.
В монооксиде МпО сродство марганца к ки-
слороду высокое, поэтому он восстанавливается
только твердым углеродом при температуре
> 1150эС
МпО + С - Мп ь СО - 276,3 МДж.
Удаление основной части кислорода из МпО
происходит в жидкой фазе, тогда как предыдущие
оксиды теряют его из твердой Благодаря хорошей
растворимости в железе капли металла на горизон-
те распара при выплавке передельного чугуна име-
ют до 70% конечного содержания марганца.
Высокая химическая прочность МпО за-
трудняет полное восстановление марганца, в связи
с чем его значительная часть теряется со шлаком.
Для передельного чугуна с 0,8-1,5% Мп степень
перехода этого элемента из шихты в металл состав-
ляет 0,5-0,6, для зеркального чугуна и ферромар-
ганца соответственно 0,7-0,8 и 0,8 -0,9. Кроме того,
имеются потери с газом, вызванные испарением
восстановленного марганца и окислением его пара
в зоне умеренных температур до Мп3О4 посредст-
вом СО2 и Н2О, их значение возрастает по мере
увеличения марганца в сплаве, достигая при произ-
водстве зеркального чугуна и ферромарганца соот-
ветственно 5 и 12%.
Подобно восстановлению кремния, степень
извлечения марганца из шихты зависит от трех
факторов: температуры горна, основности шлака и
его выхода на 1 т чугуна.
Высокую температуру в горне, необходимую
для более полного восстановления марганца, обес-
печивают повышением расхода кокса и применени-
ем дутья, обогащенного кислородом (при получении
ферромарганца содержание О2 в дутье достигает 27-
30%). С этой же целью выплавку высокомарганцо-
вистых чугунов и сплавов ведут на шлаках повы-
шенной основности [(СаО + MgO) / SiO? == 1,5-1,6
против 1,2-1,4 для чугунов с низким содержанием
марганца], что позволяет заменить монооксид мар-
ганца в химических соединениях, обладающий сла-
быми основными свойствами, более сильными осно-
ваниями СаО, MgO и таким образом облегчить уда-
ление кислорода из МпО.
Потерю марганца уменьшает сокращение
выхода шлака, в связи с этим при получении высо-
комарганцовистых чугунов и сплавов используют
обогащенные марганцевые руды.
Наличие значительного содержания МпО в
шлаке и марганца в чугуне меняет внешний вид
обоих продуктов плавки. Перемещаясь по транс-
портным желобам, жидкий металл выделяет значи-
тельное количество поглощенного в горне печи
водорода, который сгорает в воздухе с образовани-
ем белого прозрачного пламени. Излом
охлажденного шлака имеет зеленый цвет несо-
зревшего гороха, охлажденный металл - белый,
обязанный наличию карбида марганца Мп3С.
Фосфор в железных рудах представлен соля-
ми фосфорной кислоты, содержащимися главным
образом в минералах вивианите Fe3(PO4)2 • 8Н2О и
апатите Са3(РО4)2  CaF2. При агломерации руд и
обжиге окатышей эти минералы разрушаются с
образованием других химических соединений, в
которых присутствует Р2О5. Такой же оксид содер-
жится в минеральной части кокса.
Подавляющая часть фосфора восстанавлива-
ется при температуре более 1000°С твердым угле-
родом
2РэО5 M0C - Р4 + ЮСО - 1908,0 МДж.
Вследствие низкой температура кипения
(423°С) восстановленный фосфор находится в па-
рообразном состоянии в виде молекул Р4. из кото-
рого поглощается железом. С последним фосфор
образует одно прочное химическое соединение
Fe3P, облегчающее процесс восстановления фосфо-
ра в доменной печи, и три менее прочных (Fe2P,
4.5. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ПРИМЕСЕЙ ЧУГУНА
149
FeP, FeP2). Предельная растворимость фосфора в
железе равна 2,8%, но обычно его содержание в
чугуне не превышает 1,8%.
В условиях производства малофосфористых
чугунов в металл переходит 100% вносимого ших-
той фосфора, при выплавке фосфористых - 90-95%
Поскольку технологическими средствами умень-
шить поступление фосфора в чугун не представляет-
ся возможным, чистые по фосфору чугуны выплав-
ляют из шихтовых материалов с ничтожным содер-
жанием этого элемента или применяют дефосфора-
цию чугуна вне доменной печи.
"У
4.5.3.	Восстановление хрома, титана
и свинца
Встречаясь в железных рудах отдельных ме-
сторождений, эти элементы затрудняют выплавку
чугуна или снижают продолжительность службы
доменной печи
Хром поступает в печь в виде хромита Сг2О3,
имеющего высокую химическую прочность. Вос-
становление осуществляется в два этапа с образо-
ванием СгО и металлического хрома, растворимого
в железе. Первый этап начинается при температуре
~ 1000°С посредством СО и Н2, завершается вос-
становление твердым углеродом в горне. В чугун
переходит 90-95% поступающего с шихтой хрома,
остающаяся часть уносится со шлаком в виде СгО.
Наличие последнего оксида делает шлак густым,
требует дополнительного расхода кокса для под-
держания повышенного нагрева горна и затрудняет
получение низкокремнистых передельных чугунов.
Титан в виде TiO2 в небольшом количестве
содержится в железных рудах многих месторожде-
ний, но наибольшая его концентрация имеется в
титаномагнетитах. В связи с высокой химической
прочностью TiO2 восстанавливается только твер-
дым углеродом
TiO2 + 2С = Ti + 2СО - 694,4 МДж
В чугун переходит только 15- 20% вносимо-
го шихтой титана, остающаяся часть теряется со
шлаком в виде TiO2. Диоксид титана тугоплавкий,
его присутствие в шлаке в количестве 1.5-2% за-
метно повышает вязкость шлака
Растворимость титана в передельном чугуне
при 1420°С составляет 0,09%. После восстановле-
ния этот элемент соединяется с углеродом и азо-
том, образуя карбид TiC и карбонигрид T1CN с
ограниченной растворимостью в металле и шлаке
В результате основная часть карбида и карбонит-
рида тигана сосредотачивается на границе раздела
чугуна и шлака, затрудняя слияние мелких капель
металла и их быстрое прохождение через слой
шлака. В связи с этим существенно возрастает унос
капель чугуна во время выпуска шлака из печи
Розовые в изломе кристаллы карбонитрида
титана кубической формы размером 2-3 мм регу-
лярно присутствуют в горне доменных печей, вы-
дутых для капитального ремонта. Они расположе-
ны на границе раздела чугуна и шлака, часто за-
полняя небольшие углубления в огнеупорной
кладке.
Свинец встречается в отдельных месторож-
дениях железных и марганцевых руд в виде карбо-
ната РЬСОз, сульфида PbS и сульфата PbSO4. В
процессах агломерации и обжиге окатышей он об-
разует оксиды с низкой химической прочностью,
восстановление которых осуществляется в верхней
части шахты по реакциям-
Pb3O4 + 4СО = ЗРЬ 4- 4СО? + 416,9 МДж;
РЬО + СО = РЬ + СО2 + 65,5 МДж.
При нагреве > 800°С РЬО начинает заметно
улетучиваться и часть этого оксида уносится из пе-
чи. Однако основная доля свинца поступает в горн,
где в условиях большого содержания в рудах и огра-
ниченной растворимости в чугуне и шлаке (соответ-
ственно 0,09 и 0,04%) располагается отдельным сло-
ем на лещади, не смешиваясь со слоем чугуна.
Вследствие низкой температуры плавления (328°С)
свинец в горне находится в перегретом состоянии,
что вместе с высокой плотностью позволяет ему
проникать в швы огнеупорной кладки и способство-
вать разрушению лещади. Часть паров свинца вме-
сте с газом проходит через кладку шахты, конденси-
руясь и застывая вблизи холодильников.
На Кремниковском металлургическом ком-
бинате в Болгарии, работающем на рудах с повы-
шенным содержанием свинца, 12 15% этого метал-
ла уходит из печи с чугуном, 18 -20% - со шлаком,
7-8% теряется с газом и 50-55% выпускается через
специальную летку для свинца, расположенную на
3,5 м ниже уровня чугунной лётки.
В 1991-1995 гг. в чугуне ММК содержалось
0,02-0,07% Сг и 0,01- 0,25% Ti.
4.5.4.	Восстановление меди, никеля,
мышьяка и ванадия
Обычно эти примеси встречаются в железо-
рудных месторождениях в малом количестве. Их
восстановление в доменной печи не вызывает за-
труднений.
Медь образует малопрочные оксиды СиО и
Си2О, легко теряющие кислород в верхней части
шахты по реакциям:
СиО + СО ~ Си + СО? 4-126.2 МДж;
Си2О + СО = 2Си + СО2 + 111,5 МДж.
Вся вносимая шихтой медь переходит в чу-
гун. а гатем в сталь.
Никель чаще всего содержится в бурых же-
лезняках осадочного происхождения. Образует ок-
сиды Ni2O3, Ni3O4 и NiO, из которых последний
наиболее прочен. Восстановление никеля заверша-
ется при температуре менее 9о0 °C по реакции:
NiO + СО = Ni + СО2 + 38,8 МДж.
Весь никель переходит в чугун.
Мышьяк часто сопутствует фосфору в бурых
железняках. В агломерате и окатышах представлен
150
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
оксидом As2O3, восстановление которого полно-
стью завершается до 1000 °C по реакциям:
As2O3 1 ЗСО = 2As + ЗСО2 + 38,8 МДж;
As2O3 + ЗН2 - 2As + ЗН2О + 79,3 МДж.
Часть мышьяка возгоняется, но его потери с
колошниковым газом незначительны. Технологи-
ческих средств уменьшить поступление этой при-
меси в чугун не имеется. Наибольшее количество
мышьяка содержат руды Керченского месторожде-
ния Крыма.
Ванадий входит в состав некоторых титано-
магнститов и фосфористых бурых железняков. Об-
разует устойчивые оксиды V2O5, V2O3 и VO, из ко-
торых последний является прочным. Восстановле-
ние ванадия осуществляется непрямым и прямым
способами:
V2O5 + 2СО = V2O3 + 2СО2 + 221,0 МДж;
V2O3 । СО = 2VO + СО2 - 85,0 МДж;
VO + C-V +СО-321,3 МДж.
В чугун переходит 70 85% вносимого ших-
той ванадия, остающаяся часть уносится шлаком в
виде VO . Для более полного восстановления вана-
дия необходимо повышать нагрев горна, а при
плавке титаномагнетитов это невозможно из-за
возрастающего поступления в чугун титана.
В 1990- 1995 гг. в чугуне ММК содержалось,
%: 0,10-0,30 Си; 0,10-0,20 Ni; 0,02-0,04 As; 0,02-
0,04 Mo.
В отдельных случаях в доменную печь могут
в небольшом количестве поступать оксиды вольф-
рама, кобальта и олова, восстановление которых
осуществляется без каких-либо затруднений.
4.6.	ЦИРКУЛЯЦИЯ ЛЕТУЧИХ
И МАЛОПРОЧНЫХ ВЕЩЕСТВ
4.6.1.	Причины, условия и последствия
циркуляции
Жидкое состояние металла и шлака в ниж-
ней половине печи сопровождается постоянным
присутствием паров свободных элементов или их
химических соединений, входящих в состав обоих
расплавов и находящихся с ними в подвижном рав-
новесии. Часть паров регулярно уносится газовым
потоком в более холодную верхнюю половину аг-
регата, где конденсируется и вместе с потоком
шихты возвращается в зону высокого нагрева. В
конечном счете главная масса возгоняемых ве-
ществ удаляется из печи с чугуном и шлаком, не-
большая доля - с колошниковым газом, а некото-
рые из возгонов накапливаются в огнеупорной
кладке. Все твердые возгоны мелкодисперсны, в
потоке шихты концентрируются преимущественно
в материалах с низкой магнитной восприимчиво-
стью, а выносимые чере* колошник оседают пре-
имущественно в системе мокрой очистки газа.
Небольшая часть летучих веществ испаряет-
ся из чугуна и шлака во время выпуска из
На ММК с увеличением выноса возгонов
встретились и при производстве обычного марте-
новского чугуна в 1959-1963 гг., когда из-за при-
менения в рудной части шихты большой доли не-
охлажденного агломерата температура колошнико-
вого газа превышала 400°С (рис. 4.33). Наличие
нагретых частиц сырья ускоряло их восстановление
между поверхностью засыпи и 1 горизонтом почти
пропорционально изменению нагрева газа, пример-
но также возрастал вынос через колошник оксидов
щелочных металлов и цинка.
Наряду с испаряющимися в кругообороте
участвуют и отдельные вещества с малой химиче-
ской прочностью при умеренных и низких темпе-
ратурах. К ним в первую очередь относится сажи-
стый углерод, способный выделяться при умерен-
ном нагреве и газифицироваться при высоком, а
также карбонитриды (цианиды) щелочных метал-
лов. Некоторые из летучих и малопрочных веществ
во время движения в сторону колошника окисля-
ются за счет кислорода FeO, СО? и Н2О, но их зна-
чение в восстановлении оксидов шихты ничтожно.
Возможно, несколько больше роль возгонки и кон-
денсации паров на перенос тепла из нижней поло-
вины печи в верхнюю, но это явление еще недоста-
точно изучено.
печи, когда расплавы находятся в горновом и
транспортных желобах. Испарение увеличи-
вается при повышении температуры чугуна и
шлака.
Интенсивность циркуляции и ее верх-
няя граница (контур) для каждого вещества
индивидуальна, они зависят от температур
плавления и кипения вещества, а также на-
грева горна и колошника. При выплавке ли-
тейного чугуна и особенно специальных
сплавов, требующей высокого расхода кокса
и сопровождающейся повышением темпера-
туры колошникового газа, интенсивность
циркуляции летучих веществ и их вынос в
систему газоочистки значительно возрастают.
Рис. 4.33. Изменение температуры колошникового газа tK
и степени восстановления СВ оксидов железа на 1 горизонте
доменных печей ММК в 1948-1980 гг.
Ъ .'ЧП: #г..'	* ГьЧ.-Т/ ’5	t Г-.
4.6. ЦИРКУЛЯЦИЯ ЛЕТУЧИХ И МАЛОПРОЧНЫХ ВЕЩЕСТВ
151
При стабильных условиях плавки вызывае-
мое циркуляцией накопление отдельных веществ в
определенных температурных зонах столба шихты
не оказывает заметного влияния на технологиче-
ский процесс и качество чугуна, так как приходные
и расходные статьи материального баланса и кон-
туры интенсивной циркуляции постоянны.
Инос положение при изменении характера
хода печи и теплового состояния горна, когда кон-
туры циркуляции смещаются вверх или вниз, на-
рушая равенство приходных и расходных статей
баланса за счет увеличения выхода или накопления
циркулирующих веществ в столбе шихты. В част-
ности, в случаях резких и глубоких похолоданий
наблюдается увеличенный выход серы с чугуном и
шлаком, тогда как во время последующих разогре-
вов удаление серы с жидкими продуктами плавки
сокращается Аналогичные нарушения постоянства
выхода из печи присущи оксидам щелочных метал-
лов и цинку
4.6.2.	Выделение сажистого углерода
Согласно данным рис. 4.1, при температуре
ниже 1 000 К химическая прочность СО меньше
прочности СО2 Вследствие этого в зоне умеренно-
го нагрева реакция Белла-Будуара (4.8) развивается
в обратном направлении
2СО = СО2 + С + 152,85 МДж
с образованием СО2, мелкодисперсного сажистого
углерода (сажи) и выделением тепла. Повышение
давления смешает равновесие реакции вправо, в
сторону образования сажи.
В лабораторных опытах наиболее значитель-
ные отложения сажи отмечены в интервале 480-
620°С с максимумом при 540-560°С. Процесс ката-
литический, одним из активных катализаторов ко-
торого является свежевосстановленное железо с
мелкозернистой структурой и повышенным запа-
сом поверхностной энергии. Поскольку реакция
обратима, ее скорость невелика и быстро уменьша-
ется по мере увеличения доли СО2 в газе В слое из
смеси кусочков рудных материалов и кокса сажа
выделяется на поверхности первых.
Основываясь на результатах лабораторных
исследований, некоторые металлурги до недавнего
времени допускали возможность регулярного вы-
деления значительной массы сажистого углерода в
слое материалов из верхней части шахты с после-
дующей его газификацией посредством СО2 после
опускания шихты в зону прямого воссгановления.
Перемещение части тепла из нижней половины
печи в верхнюю и неизбежный вынос некоторой
доли сажи колошниковым газом в систему газоочи-
стки должны увеличивать расход кокса на получе-
ние чугуна, а образование СО2 без участия оксидов
железа будет искажать показатели восстановитель-
ного процесса.
За 33-летний период экспериментального ис-
следования доменных печей ММК (1952-1985 гг)
автору не довелось наблюдать явных признаков
наличия сажистого углерода в пробах шихты, из-
влеченных из работающих агрегатов, хотя даже
ничтожное количество этого вещества окрашивает
человеческую кожу и светлые предметы в черный
цвет, легко отличимый от серого цвета коксовой
пыли.
Одной из причин отсутствия сажи в потоке
шихты служит малое время пребывания плавиль-
ных материалов в зоне температур 500-600°С, наи-
более благоприятных для выделения углерода. По
результатам вертикального зондирования и изме-
рениям нагрева колошникового газа (рис 4.34) во
время задержки загрузки шихты средний темпера-
турный градиент составил 120°/м. Шихта со скоро-
стью 100 мм/мин проходила упомянутую зону за 8
мин, что недостаточно для образования заметного
количества сажи
Другими причинами являются: отсутствие в
упомянутой зоне свежевосстановленного железа и,
главное, наличие в газе высокой концентрации СО2.
Нет достоверных сведений и о присутствии суще-
ственного количества частиц сажи в колошниковой
пыли, хотя их вынос из печи в условиях постоянно-
го опускания шихты мелкими толчками неизбежен.
Следовательно, опасаться отрицательного влияния
обратного хода реакции Белла-Будуара на техноло-
гический процесс и показатели доменной плавки
нет достаточных оснований.
Рис. 4.34. Изменение температуры газа
на различном удалении от поверхности засыпи
В то же время большие отложения сажистого
углерода всегда присутствуют в огнеупорной клад-
ке и гарнисаже доменных печей, проработавших
несколько лет и выдутых на капитальный ремонт.
Сажа и некоторые другие вещества выделяются из
небольшой части периферийного газового потока с
пониженным содержанием СО2, проникающей в
футеровку главным образом через швы и трещины
кирпичной кладки и перемещающейся вверх по
кольцевому зазору между кладкой и кожухом печи.
И хотя количество такого газа невелико, при про-
должительном его действии масса отложений ока-
зывается значительной по сравнению с массой со-
хранившейся кладки, но совершенно ничтожной по
отношению к количеству прошедших через печь
шихтовых материалов.
4.6.3.	Циркуляция кремнезема и магнезии
Причина циркуляции кремнезема изложена
выше (п 4.5) Она вызвана высокой летучестью
монооксида кремния, а также наличием значитель-
152
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ного количества паров этого элемента в зоне высо-
ких температур. Благодаря таким особенностям
восстанавливаемое в доменной печи железо начи-
нает растворять кремний при более низком нагреве,
чем в лабораторных опытах.
Во время выпуска из печи металлического
расплава часть растворенного в нем кремния испа-
ряется. Об этом свидетельствует не только наличие
над транспортным желобом белого прозрачного
дыма, но и убыль кремния ASi, заметная при вы-
плавке литейных чугунов. Сопоставление анализов
металла перед наполнением чистых чугуновозных
ковшей и во время слива на разливочных машинах
свидетельствует об убыли кремния, пропорцио-
нальной его начальному содержанию (рис. 4.35).
Другой причиной снижения доли кремния может
служить частичное окисление чугуна воздухом во
время движения металла по желобу и наполнения
Рис. 4.35. Связь между начальным содержанием Si
в чугуне и его убылью ASi на пути между доменной
печью и разливочной машиной
Значение стандартной теплоты образования
MgO в 1,5 раза меньше в сравнении с SiO2 (соот-
ветственно 601,5 и 905,2-910,7 МДж7моль), поэто-
му в доменной печи можно ожидать восстановле-
ния заметного количества магния по реакции
MgO + С = Mg + СО - 480,3 МДж.
Химические анализы выпускаемого из горна
металла не показывают присутствия магния. Это
вызвано невысокой температурой кипения упомя-
нутого элемента (1065иС) и ограниченной раство-
римостью в железе. В результате металлический
магний, вводимый в чугун в процессах внедомен-
ной десульфурации или модифицирования распла-
ва для придания графиту литых изделий шаровид-
ной формы, быстро испаряется.
Внутри печи пары магния и его оксид участ-
вуют в циркуляционных потоках. Об этом свиде-
тельствует изменение химического состава немаг-
нитной части рудных материалов, состоящей из
главных шлакообразующих компонентов со значи-
тельной добавкой FeO и некоторого количества
Fe2O3 (1 - IV горизонты, KLU - конечный шлак), %:
I	20,4	7,1	17.1	3,4	0,29	1,8	20,4	16,2
II	14,0	5,7	14,6	2,8	0,28	0,9	33,1	10,8
III	13,6	5,8	15,4	4,0	0,34	0,4	31,4	4,6
IV	26,1	12,1	23,2	5,7	0,63	0,8	10,5	1,6
кш	36,0	15.4	39,5	7,8	0,91	0,42	0,40	0
По мере опускания из верхней половины
шах гы в нижнюю в немагнитных материалах уве-
личиваются значения отношений Bi - CaOzSiO2, В2
= (СаО + MgO)/SiO2 и MgO'CaO. Первые два от-
ношения к моменту поступления шихты в распар
вновь понижаются:
Горизонт	I	II	III	IV	КШ
Bi	0,85	1,04	1,13	0,89	1,10
в2	1,12	1,24	1,44	1,И	1,32
MgO/CaO	0,20	0,19	0,26	0,26	0,20
Последнее отношение достигает наибольшей
величины на III и IV горизонтах.
Существенное изменение состава шлакооб-
разующих компонентов между горизонтами III, IV
и горном связано не только с присоединением ми-
неральной части кокса после газификации углерода
на участке прямого восстановления оксидов и у
воздушных фурм, но и конденсацией возгонов из
горна и фурменной зоны. Последний вывод согла-
суется с анализом пробы порошкообразного налета
белого цвета, снятого со стенок сопел двух домен-
ных печей после длительной стоянки на тяге:
Компоненты SiO2 А12О3 СаО MgO S K2O+Na2O
Содержание, % 20,4 7,1	9,8 51,2 1,2	4,4
Главными составляющими пробы явились
магнезия и кремнезем, способные образовать мине-
рал форстерит 2MgOSiO2. Наличие в порошке зна-
чительного количества А12О3 и СаО свидетельству-
ет о более сложном минеральном составе налета.
Цинк в нем отсутствовал.
Процесс циркуляции магнезии в потоке
шихты полностью не изучен. По величине отноше-
ния MgO/СаО на III и IV горизонтах можно пола-
гать, что максимум ее концентрации расположен
немного выше максимума содержания кремнезема.
4.6.4.	Циркуляция серы и щелочей
Главная масса серы поступает в доменную
печь с коксом, дополнительная - с рудными мате-
риалами и каменноугольной пылью. Ее выделение
из кокса начинается в зоне прямого восстановления
и завершается перед воздушными фурмами. По
расчетам И.С.Куликова (1962 г.) в газовом потоке
сера находится в соединениях с углеродом, водоро-
дом и в свободном состоянии: COS, CS, CS2, PTS,
HS, S2, S.
В немагнитной части рудных материалов со-
держание серы начинает возрастать после II гори-
зонта и достигает наибольшей величины в конеч-
ном шлаке На уровне распара доля рассматривае-
мой примеси после исключения из состава немаг-
нитных материалов оксидов железа составляет
0,72% и соответствует связыванию 67-70% всей
массы серы, оставшейся в доменной печи.
В магнитной составляющей сера увеличива-
ется на всем пути от поверхности засыпи до распа-
ра пропорционально степени восстановления окси-
дов железа (рис. 4.36). Последняя зависимость обя-
зана поглощению серы из газового потока губ-
4.6. ЦИРКУЛЯЦИЯ ЛЕТУЧИХ И МЛЛОПРОЧНЫХ ВЕЩЕСТВ
153
С В,%
20
40
60
80
100
0	0,2 0,4 S,%
Рис 4 36. Связь степени
восстановления СВ
магнитных материалов
с содержанием
в них серы
чатым железом, масса
которого возрастает по
мере восстановления
агломерата и окатышей,
а также насыщения се-
рой, остающейся в маг-
нитных материалах час-
ти шлакообразующих
компонентов. После
удаления из магнитных
материалов 80 90% на-
чальной массы кислоро-
да содержание серы
уменьшается благодаря
более полному разделе-
нию железа и шлакооб-
разующих.
По поперечному сечению потока шихты сера
распределяется неравномерно: на всех горизонтах
наибольшее ее количество имеется вблизи стенки и
оси печи (рис.4.37), наименьшее - в промежуточ-
ной части радиуса.
Рис. 4.37. Содержание в магнитных материалах I
горизонта на различном удалении от стенки печи:
1 - серы; 2 - щелочных металлов; 3 - цинкита
По причине сравнительно высокого сродства
рассматриваемой примеси к Fe, Са и Mg поток ших-
ты улавливает газифицируемую серу достаточно
полно, из-за чего ее содержание в колошниковом
газе невелико В связи с этим в период работы до-
менных печей ММК на увлажненном дутье через
колошник терялось только 1,0 1,5% поступившей в
плавку серы, а остающаяся часть удалялась с чугу-
ном и шлаком. На комбинированном дутье с приме-
нением природного газа доля уносимой через верх
печи серы повысилась до 3% вследствие роста в вос-
становительном газе содержания Н2 и образования
по этой причине дополнительного объема H2S.
Среднее содержание К2О и Na?O в земной
коре составляет соответственно 2.5 и 4,0%, а от-
ношение их суммы к главным компонентам коры
(К?О+ Na2O)/(SiO2 + А12О3) - 0,09. В доменную
печь щелочи поступают с рудными материалами и
минеральной частью кокса В огнеупорной кладке,
гарнисаже и настылях они накапливаются в виде
алюмосиликатов, главными из которых являются
минералы капиофилит К2О А12О3 2SiO2 и нефелин
Na2OAI2Or2SiO->. Небольшая часть калия и на-
трия образует цианиды KCN и NaCN. Вероятно, в
таком же сочетании с другими химическими эле-
ментами щелочные металлы циркулируют и в по-
токе шихты.
Подобно сере, наибольшее количестве ще-
лочных оксидов находится в периферийной и осе-
вой частях радиуса печи, максимум их концентра-
ции расположен между III и IV горизонтами. В ог-
неупорной кладке основная масса щелочей сосре-
доточена на удале-
нии 0-0,3 м от гра-
ницы с шихтой,
тогда как вблизи
кожуха печи ще-
лочных отложений
мало. В вертикаль-
ном сечении мак-
симум отложений
приурочен к участ-
ку интенсивного
разрушения футе-
ровки в нижней
части шахты (рис.
4.38) не только из-
за высокого содер-
жания щелочей в
периферийном газе,
но и малой толщи-
ны остающейся
здесь кладки.
Рис. 4 38. Распределение в
огнеупорной кладке
доменной печи:
1 - оксидов щелочных
металлов; 2 - цинкита ZnO
Очень высокая концентрация щелочных ок-
сидов (до 48%) имелась в пробах тонкой пыли
светло-серого цвета, извлеченных из канала пробо-
отборных отверстий в стенке печи на II и Ill гори-
зонтах. Такой же пылью забивались отверстия на
других горизонтах во время продолжительных пе-
рерывов в проведении исследований.
Значительное уменьшение химической
прочности К2О и Na2O при нагреве свыше 1000°С
вместе с большим содержанием углерода в коксе и
азота в восстановительном газе благоприятствуют
образованию за пределами окислительных зон циа-
нидов калия и натрия. Находясь в газообразном
состоянии, эти вещества в заплечиках, распаре и
нижней части шахты восстанавливают FeO с обра-
зованием Fe, К2О, Na2O, СО, СО2 и N?. Непрореа-
гировавшие KCN и NaCN при температуре ниже
635°С образуют мелкодисперсный кристалличе-
ский порошок, часть которого оседает на поверхно-
сти компонентов шихты, а другая уносится газовым
потоком в систему мокрой газоочистки
По измерениям МИРовенского (1970 г.) на
одном из заводов Украины содержание цианидов в
газе верхней части шахты в условиях ровного хода
печи составляло 4-5 mi /м3, в нижней - до 950 мг. Рас-
стройства хода увеличивали концентрацию цианидов
в колошниковом газе в 4-5 раз - до 25-30 мг/м3.
В горизонтальном сечении печи цианиды
распределяются подобно сере и оксидам щелочных
металлов Их малая концентрация в газе не оказы-
вает заметного влияния на ход восстановления же-
леза. но может снизить срок службы огнеупорных
изделий в шахте печи и воздухонагревателях В
первом случае цианиды реагируют с огнеупорами
во время обычной работы агрегата, во втором - при
его остановке со взятием на тягу через воздухонаг-
реватель.
154
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
На ММК содержание цианидов в газе и ших-
те не определяли, но качественные химические
анализы и специфический запах, исходивший из
проб шихты с П-IV горизонтов, свидетельствовали
о значительном их присутствии.
В доменных шлаках ММК содержится 0,9-
1,2% (К2О * Na2O), а часть удаляющихся через ко-
лошник химических соединений калия и натрия с
другими элементами растворяется в воде. Послед-
ний вывод согласуется со слабой щелочной реакци-
ей конденсата покидающего печь водяного пара, а
также оборотной воды, применяемой в системе
мокрой очистки колошникового газа. Вероятно ре-
акции нейтрализации обязано снижение содержа-
ний СО2 и (СО; + СО) в доменном газе на 0,4-0,8%
после его очистки от пыли.
4.6.5.	Восстановление и окисление цинка
В условиях применения в рудной части
шихты агломерата и окатышей этот элемент посту-
пает в доменную печь в виде монооксида 7,пО, об-
разующего минерал цинкит. Основная часть кисло-
рода из ZnO удаляется в зоне умеренных темпера-
тур посредством СО и Н2:
ZnO + СО “ Zn + СО2 - 65,8 МДж;
ZnO + Н2 = Zn + Н2О - 107,0 МДж.
С железом цинк образует два химических
соединения FeZn2 и FeZn3 с низкой температурой
плавления (662 и 773°С). Вследствие невысокой
температуры кипения (906°С) значительная часть
восстановленного цинка испаряется с последую-
щим окислением до ZnO главным образом за счет
кислорода FeO, а также СО2 и Н2О. Некоторая доля
цинкита оседает на поверхности частиц шихты и
вместе с ней возвращается в зону повышенного
нагрева, образуя циркуляционный поток, но глав-
ная масса ZnO уносится из печи газовым потоком.
Содержание цинка в различных точках горизон-
тального сечения шахты печи соответствует рас-
пределению температур газа: на периферии и у оси
его больше, чем в промежуточной части радиуса
(см. рис 4.37).
Помимо этого, пары цинка вместе с газом
проникают в швы и трещины огнеупорной кладки,
где конденсируются и окисляются, вызывая рост
футеровки и разрывы кожуха печи. Некоторая доля
цинкита сосредотачивается в гарнисаже нижней
половины печи, а также накапливается на внутрен-
ней стороне верха шахты, образуя цинковые насты-
ли. Срыв потоком шихты части гарнисажа и его
последующее поступление в горн повышает содер-
жание цинка в чугуне, что иногда вызывает замет-
ное окисление паров цинка во время выпуска чугу-
на из печи с образованием мелкодисперсных белых
частиц ZnO.
В некоторых доменных печах цинкит обна-
ружен в огнеупорной кладке горна и лещади. Его
появление здесь вызвано окислением паров цинка,
выделившихся из чугуна или проникших из фур-
менной зоны через неплотности футеровки.
В шахте и распаре главная часть цинка со-
средоточена вблизи рабочей поверхности огнеупо-
ров на удалении до 0,3 м от границы оставшейся
футеровки. Наибольшие его отложения обычно
соответствуют зоне максимального разрушения
футеровки в нижней части шахты. В направлении
заплечиков и поверхности засыпи содержание цин-
ка быстро уменьшается и только при наличии цин-
ковых настылей на кривой распределения этого
элемента появляется второй максимум вблизи ко-
лошниковой защиты, положение нижнего макси-
мума совпадает с зоной наибольшего содержания
цинка в периферийном слое потока материалов.
В период работы доменных печей ММК с
большим содержанием в шихте неохлажденного
агломерата верхняя граница зоны циркуляции цин-
ка в периферийной и осевой частях колошника вы-
ходила за пределы потока шихты, вызывая образо-
вание значительных отложений цинкита на внут-
ренней поверхности большого конуса засыпного
устройства и в газоотводах. Отложения на конусе,
не уравновешенные контргрузами, повышали массу
конуса и часто служили причиной его самопроиз-
вольного открытия сразу после наполнения межко-
нусного пространства получистым газом, сопрово-
ждавшегося осыпанием в печь части подачи. А за-
растание газоотводов увеличивало скорость газа и
вызывало быстрое истирание колошниковой пылью
их огнеупорной футеровки и стального кожуха.
Упомянутые неполадки в эксплуатации печей ис-
чезли после уменьшения температуры колошнико-
вого газа ниже 400°С за счет введения в шихту хо-
лодных окатышей.
Необходимость по экологическим и эконо-
мическим причинам использовать в аглошихте ко-
лошниковую пыль и особенно шламы мокрой очи-
стки газов доменного и сталеплавильного произ-
водств с содержанием 40 50% Fe и 0,5-1% Zn вы-
зывает возврат с агломератом значительной части
удаляющегося через колошник цинка, повышает
его выход с жидкими продуктами плавки и создает
дополнительные трудности в эксплуатации домен-
ных печей.
В передельный чугун переходит 8-12% по-
ступающего с шихтой цинка, причем верхний пре-
дел соответствует малому его приходу, нижний
большому. О соотношении отдельных статей рас-
ходной части материального баланса можно судить
по данным о работе одной из доменных печей Но-
волипецкого металлургического комбината
(1983 г.), кг/т чугуна:
Чугун	0,04	Шлам	0,33
Шлак	0,01	Невязка	0,12
Колошниковая	0,01	Всего	0,51
пыль
Относительно большая положительная не-
вязка свидетельо вует о завышенном приходе цин-
ка с шихтой или (и) неполном учете его выхода.
При составлении баланса по производственным
4.6. ЦИРКУЛЯЦИЯ ЛЕТУЧИХ И МАЛОПРОЧНЫХ ВЕЩЕСТВ - • •	*/ i ' .-оеР 155
данным возможны оба варианта. Если только поло-
вина показанной невязкой массы цинка проникнет
в гарнисаж, огнеупорную кладку или образует цин-
ковые настыли, за один год в печи производитель-
ностью 1 млн т чугуна накопится 60 т этого эле-
мента.
На Нижнетагильском металлургическом
комбинате из 2,0 кг Zn, поступивших с шихтой на 1
т чугуна (1984 г.), с металлом и шлаком удалялось
соответственно 0,17 и 0,02кг, а главная масса уно-
силась колошниковым газом. На ММК (1993 г.) из
поступавших с шихтой 0,3-0,5 кг Zn с жидкими
продуктами плавки удалялось 0,05-0,07 кг, причем
первые числа относятся к работе без использования
в аглошихте шламов газоочистки, вторые - с ис-
пользованием
Технологические средства борьбы с отложе-
ниями цинкита в доменных печах отсутствуют.
Практика показала, что единственным способом
облегчить условия службы огнеупорной кладки и
кожуха является снижение прихода цинка с шихтой
до 0,5 кг/т чугуна
Испарению и конденсации в доменной печи
подвергаются и другие вещества, но их влияние на
технологический процесс, качество чугуна и про-
должительность службы агрегата незначительно.
4.7.	ОБРАЗОВАНИЕ ЧУГУНА И ШЛАКА
4.7.1.	Диаграмма состояния системы Fe-C
Чугуном принято называть сплав железа с
углеродом, кремнием, марганцем, фосфором, серой
и некоторыми другими химическими элементами,
переходящими из доменной шихты в металл Наи-
более важным элементом является углерод, опре-
деляющий температуру плавления чугуна, его вяз-
кость и многие физические свойства в жидком и
твердом состояниях
Согласно диаграмме системы Fe-C (на
рис.4.39 приведена ее высокотемпературная часть)
к чугунам относят сплавы с содержанием углерода
более 2,0%. Главными структурными составляю-
щими (фазами) этих сплавов служат аустенит (0-
2,24% С) и цементит (6,4-6,67%), отвечающий со-
ставу карбида железа Fe^C. Система имеет эвтекти-
ку с температурой плавления 1148 °C и содержани-
ем 4,3% С из смеси аустенита и цементита, назван-
ной ледебуритом в память о видном немецком ме-
таллурге А. Ле дебуре.
Рис. 4 39 Диаграмма состояния системы Fe - С:
* А - аустенит; Г - графит, Ж - жидкость; Ц - цементит;
ас - степень насыщения железа углеродом
Температуры плавления аустенита (1495°С)
и цементита (1260°С) превышают температуру эв-
тектики, поэтому диаграмма включает две области
совместного существования жидкой и твердой фаз,
ограниченные наклонными линиями ликвидуса.
Слева от эвтектической точки расположена область
нахождения аустенита и жидкости, справа - жидко-
сти и цементита. Выше линий ликвидуса жидкий
расплав может находиться в равновесии с СО, СО2
и графитом. Повышение парциального давления
СО увеличивает содержание углерода в сплаве,
понижение - уменьшает.
Фактическое количество углерода в домен-
ных чугунах меньше формальных пределов и обыч-
но составляет 3,6-5,0%. Так как эвтектика является
важной точкой диаграммы Fe-C, чугуны делят на
доэвтектические, эвтектические и заэвтектические.
Для этого применяют показатель насыщения железа
углеродом ас по сравнению с эвтектикой
ас = (Сч - 2)/(4,3 - 2) = (Сч - 2)/2,3,
где Сч; 2; 4,3 - содержание углерода соответственно
в чугуне, аустените и эвтектике, %.
Для доменных чугунов ас ~ 0,7-1,5.
В нижней части горна доменной пе-
чи слой жидкого металла длительное вре-
мя пребывает в окружении частиц твердо-
го топлива и спели. С повышением темпе-
ратуры он растворяет углерод кокса до
полного насыщения, а с понижением на-
грева - выделяет спель. По эксперимен-
тальным данным (рис. 4.40) при измене-
нии нагрева на 100° в I т чугуна дополни-
тельно растворяется углерода или выделя-
ется спели 2,6 кг.
Быстрое охлаждение (закалка) проб
передельного чугуна препятствует выде-
лению графита, в связи с чем структура
таких проб представлена главным образом
цементитом, а их излом имеет белый цвет
С увеличением содержания кремния доля
графита при одинаковых условиях охлаж-
дения возрастает (рис. 4.41), излом проб приобре-
тает различные оттенки серого цвета. До примене-
ния регулярных химических анализов структура и
156
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
цвет излома являлись главными признаками при-
годности чугуна для получения ковкого железа или
отливок.
Рис. 4.40. Влияние температуры и количества
кремния (числа на диаграмме, %)
на содержание углерода в жидком чугуне
Рис. 4 41. Влияние содержания кремния в чугуне
на количество углерода:
1 - общего; 2 - в форме графита
4.7.2.	Науглероживание железа
и появление чу>уна
Свежевосстановленное мелкокристаллическое
железо начинает усваивать углерод при температу-
ре более 740°С по реакциям:
3Fe + 2СО = Fe3C ч СО2
+
СО2 + С - 2СО
3Fe + С = Fe3C
Процесс совершается в две стадии, его ско-
рость зависит от нагрева железа и содержания в
газе СО и СО2. При изготовлении цементирован-
ных изделий из малоуглеродистой стали для уско-
рения нау1 лероживания применяют древесный
уголь с добавками щелочных оксидов, повышаю-
щих реакционную способность угля и отношение
СО/СО?.
В шахте, распаре и заплечиках доменной пе-
чи щелочные оксиды присутствуют в достаточном
количестве, но состав газа здесь определяется хо-
дом восстановительного процесса. В связи с этим
ускорять или замедлять науглероживание железа
выше оси воздушных фурм можно только соответ-
ствующим изменением скорости удаления кисло-
рода из оксидов железа.
В период использования в доменной шихте
большого количества горячего агломерата признаки
начинающегося науглероживания (0,2-0,5% С) на-
ходили в периферийной зоне горизонта в небольшом
количестве мелких магнитных частиц с высоким
содержанием металлического железа. По мере опус-
кания шихты количество таких частиц и содержание
в них углерода увеличивались, они появлялись в
осевой, а потом и средней частях радиуса шахты.
Ввод в шихту охлажденного агломерата, неофлюсо-
ванных и офлюсованных окатышей менял положе-
ние верхней границы начала науглероживания, но к
III горизонту колебания количества углерода в маг-
нитной части рудных материалов существенно
уменьшались. Здесь регулярно находили сростки
металлизированных частиц с 2,5-2,8% С, имевшие
шлаковые включения и коксовую пыль.
В распаре гранулы металла размером 0,5-3
мм и более крупные его образования (корольки) бы-
ли хорошо отделены от шлака и коксовой пыли. При
выплавке передельного чугуна они содержали, %:
Si	Мп	S	С
0,13-0,29	0,11-0,17	0,12-0,16	3,2-3,8
Все приведенные составы характеризуют до-
эвтектические чугуны с невысоким содержанием
кремния, марганца, фосфора и большим количест-
вом серы. Гранулы и корольки находились в массе
коксовой мелочи и постоянно контактировали с
газовым потоком. Кремний в первое время восста-
навливается медленнее увеличения количества уг-
лерода (см.рис. 4.31), а потом более быстро. Напро-
тив, при окислении капель чугуна кислородом воз-
духа в первую очередь снижалась доля углерода.
Во время производства литейного чугуна его
гранулы из распара содержали, %:
Si Мп	S	С
0,39-0,68	0.18-0.24	0.14-0,22	2.7-3.4
Более полное насыщение первичного чугуна
кремнием в сравнении с предыдущим случаем свя-
зано, по-видимому, с подъемом границы повышен-
ной концентрации SiO и паров кремния в газе. В
пользу этого предположения свидетельствует на-
личие высокого содержания кремния (2,5 2,6%
против 0,53% на выпуске) в гранулах и корольках
металла, извлеченных из нижней части заплечиков
одной из печей ММК в 1947 г. при вьн ребке через
фурменные отверстия большого количества кокса.
Науглероживание больших масс размягчен-
ного губчатого железа и выделение из них шлако-
вых включений осуществляется медленнее и за-
вершается в основном в нижней половине заплечи-
ков, где расположена граница перехода рудных
материалов из пластического состояния в жидкое.
И только небольшое количество конгломератов из
4.7. ОБРАЗОВАНИЕ ЧУГУНА И ШЛАКА
157.
этих материалов с включениями кусков кокса дос-
тигает фурменных очагов и плавится в газовоздуш-
ном потоке.
4.7.3.	Состав первичного шлака
Этот шлак образуется из немагнитной части
рудных материалов, дополненной некоторым коли-
чеством минеральных компонентов
кокса, частицами обожженного
флюса (если в шихте используется
известняк) и возгонами из фурмен-
ной зоны. Из большого числа по-
ступающих в область шлакообра-
зования мелких твердых частиц
различного химического состава
расплавлению в первую очередь
подвергаются частицы с наимень-
шей температурой каплеобразова-
ния, тогда как все другие сохраня-
ются в “сухом” виде. С повышени-
ем нагрева количество жидкого
шлака возрастает за счет плавления
частиц с более высокой температу-
рой каплеобразования. Одновре-
менно нагреваются, но позже пла-
вятся конгломераты из размягчен-
ных рудных материалов, пустая
порода которых присоединяется к
первичному шлаку, образуя про-
межуточный шлак.
Первичный шлак находится
в шихте в виде шариков (гранул)
размером 1-6 мм и значительно
реже в форме более крупных ко-
рольков, образованных слиянием
нескольких гранул. В период при-
менения в доменных печах мар-
ганцевых добавок часть корольков
имела в изломе зеленоватый цвет
несозревшего гороха, тогда как в
последующее время преобладали
различные оттенки серого. В от-
дельных случаях излом крупных
гранул и корольков был коричне-
вым, свидетельствуя о наличии
значительной доли FeO
В начале 1950-х гг. темпера-
тура в распаре была сравнительно
низкой, поэтому здесь обнаружили
только небольшое количество мелких гранул шлака
с содержанием 1,4% FeO и 1,2% S. Позже вследст-
вие увеличения в шихте доли горячего агломерата
и подъема по этой причине зоны высоких темпера-
тур количество жидкого шлака на IV горизонте
заметно возросло, много его гранул появилось в
нижней части шахты и даже в периферийной зоне I
и II горизонтов Крупность частиц шлака по мере
удаления от периферийной части распара уменьша-
лась до 1 ММ-
13 период работы доменных печей ММК на
железной руде с применением в качестве флюса
известняка (М.М.Лейбович, 1938 г.) отношения
В| = СаО / SiO2 и В2 = (СаО т MgO) / SiO2 в шлаке
из распара составили соответственно 0,88-0,91 и
1,09. В 1955-1963 гг. эти показатели возросли до
0,97-1,19 и 1,21-1,42 (табл. 4.3). Отношение
MgO / СаО в первичном шлаке передельного чугу-
на равнялось 0,21-0,26 против 0,20-0,23 в конеч-
ном.
Таблица4.3
Химический состав первичного шлака при использовании
полностью офлюсованного агломерата
Содержание, %
Гори- зонты	SiO2	А120з	СаО	MgO	МпО	FeO	S	К2О + Na2O	в>	в2
1	32,1	11,1	35,9	7,2	0,4	7,2	1,02	3,4	1,12	1,34
II	28,9	11,7	34,3	6,2	0,4	П,4	1,00	6,2	1,19	1,40
III	32,6	11,5	31,5	6,2	0,4	8,3	1,00	•*	0,97	1,16
	33,3	13,8	36,0	7,8	"	1.7	0,97	-	1,08	1,31
IV	32,6	13,2	33,6	6,9	1,2	2,4	1,09	м	1,03	1,24
	35,4	14,3	34,4	8,5	-	3,7	1,16		0.97	1,21
	33,7	13,2	35,3	8,4	0,8	1,8	1,27	4,7	1,05	1,30
	32,8	12,9	37,8	8,3	0,4	3,7	0,95	3,5	1,15	1,41
	32,0	10,7	36,8	8,7	0,4	7.6	0,87	3,3	1,15	1,42
	34,0	13,4	35,2	8,0	0,9	1,9	1,32	4,5	1,04	1,27
	34,0	13,2	34,2	8,5	0,8	2,0	1,28	5,2	1,01	1,26
	33,0	13,1	36,5	8,5	0,6	1,6	1,22	4,3	1,11	1,36
	32,9	13,3	32,8	8,4	0,4	2,2	0,90	3,4	1,00	1,25
	32,8	13,0	38.0	8,2	0,4	3,4	0,91	3,9	1,16	1.41
	32,5	13,0	37,8	8,5	0,4	3,8	1,00	3,5	1,16	1,42
	33,1	12.1	37,4	8,0	0,4	5,4	0,99	2,9	1,13	1,37
	31,8	11,4	36,3	8,6	0,4	7,2	0,90	3,5	1.14	1.41
	31,2	10,5	37,1	8,8	0,4	"О	0,73	3,6	1,19	1,47
	31,9	10,9	37.0	8,5	0.4	8,1	0,81	2,8	1,16	1,43
	33,0	10,2	36,5	8,8	o,4i	6.4	0,90	3,4	1,11	1,37
IV’	35,5	14,7	30,7	7,6	1.1	1,9	1,05	-	0,86	1,08
	37,8	14,5	31,5	7,8	1,0	1,7	1,04	-	0,83	1,04
	37,6	14,9	31,4	8,1	1,1	1,4	0,97	-	0,84	1,05
	36,4	14,6	31.8	8,1	1,2	1,2	1,00	—	0.87	1,10
	37,0	14,4	32,7	7,7	1,0	1,6	0,98	-	Г 0,88	' 1,091
	37.0	14.4	34.5	7,8	0,9	1,5	0,98	•	0,93	1,14
	37,4	14,5	33,2	7,8	0,9	1,8	1,05	•	0,89	1,10
	36,7	14,5	33,5	7,8	1,0	2,4	0,90	-	0,91	1,13
Литейный чугун
Одной из главных причин повышения ос-
новности первичного шлака явился переход на ра-
боту с полностью офлюсованным сырьем. Практи-
ковавшаяся ранее загрузка на железную руду из-
вестняка отдельным скипом ограничивала площадь
контакта сырья и флюса, которые начинали актив
но взаимодействовать только после прилипания
мелких частиц извести к размягченным рудам. Рав-
номерность распределения извести в слое руды
была недостаточной, поэтому первичные шлаки в
заметном количестве появлялись только в зоне ко-
158
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
гезии, а показатели их основности были сравни-
тельно низкими.
Использование полностью офлюсованного
сырья упростило процесс образования шлака, сведя
его к плавлению немагнитных частиц, содержащих
все необходимые компоненты. Шлак стал появ-
ляться во всём объеме рудных материалов и значи-
тельно выше верхней границы зоны когезии, объем
которой сократился вследствие перехода значи-
тельной доли частиц сырья из твердого состояния в
жидкое без предварительного размягчения. Об ос-
новности первичного (IV горизонт) и конечного
шлаков при работе без применения известняка
можно судить по следующим данным, %:
Шлак	SiO2	А12О3	СаО	MgO	в,	в2
Первичный	38,2	15,4	37,2	9,2	0,97	1,21
Конечный	37,1	15,4	39,2	8,2	1,06	1,28
Первичные		шлаки	передельного		чугуна	со-
держат в сравнении с конечными больше серы, ще-
лочных оксидов (3-5% против 0,9-1,2) и часто
имеют повышенное отношение MgO / СаО (в по-
следнем случае 0,25 против 0,21). При выходе шла-
ка 400 кг/т чугуна избыток MgO в первичном рас-
плаве может достигать 4 кг/т, что соответствует 2,4
кг восстанавливаемого магния.
Все эти различия связаны с рассмотренным
выше (п. 4.6) явлением циркуляции соответствую-
щих веществ в столбе шихты, а также избиратель-
ным плавлением немагнитных частиц. Так, для
первичного шлака с 5-10% А12О3 наименьшая тем-
пература каплеобразования обеспечивается только
при В, = 0,9-1,1 и концентрации щелочных оксидов
3-6%, тогда как другие значения химического со-
става имеют более высокую температуру плавле-
ния. Поэтому первые капли шлака возникают из
частиц с узким интервалом изменений химического
состава, включая количество К2О + Na2O (рис.4.42).
С увеличением А12О3 до 10-15% наименьшее зна-
чение температуры каплеобразования смещается в
сторону роста показателя Bj до 1,0-1,2, что согла-
суется с данными табл. 4.3.
Рис. 4.42 Зависимость содержания щелочей
(K2O+Na;O)1)UJ в первичном шлаке
от их концентрации в немагнитной части
рудных материалов
Первичные шлаки литейного чугуна имеют
более низкое значение критериев основности
(В] = 0,83 - 0,93; В? - 1,04 - 1,14) и малое содержа-
ние FeO (1,2-2,4%). Это вызвано присутствием в
зоне начального шлакообразования значительного
количества SiO и паров кремния, являющихся вос-
становителями для закиси железа.
Избирательное плавление проявляется и при
наличии в немагнитных частицах других компо-
нентов (FeO, MnO, CaS). Благодаря этому показа-
тель основности В], первичного шлака за период с
1938 по 1955 -
1963 гг. возрос много меньше показателя основно-
сти рудных материалов (с 0,3 до 1,4).
В зависимости от условий плавки содержа-
ние FeO в шлаке IV горизонта менялось от 1 до
10%, причем, судя по светлому излому большинст-
ва гранул и корольков, значительная часть пока-
занной химическими анализами закиси железа по-
лучена, вероятно, из-за неполного удаления мелких
включений металла при подготовке аналитической
пробы. С повышением степени восстановления
рудных материалов доля FeO в шлаке IV горизонта
уменьшается (рис. 4.43).
Гранулы и корольки промежуточного шлака
передельного чугуна, извлеченные в 1947 г. через
фурменные отверстия из нижней части заплечиков
во время отбора проб кокса, содержали в среднем,
%: 33,1 SiO2; 16,9 А12О3; 37,5 СаО; 7,4 MgO; 1,6
FeO. Они имели небольшое количество FeO, пока-
затели основности (В| = 1,13; В2 = 1,36) и отноше-
ние MgO / СаО = 0,20 превышали соответствующие
критерии для конечного шлака.
Степень восстановления, %
Рис. 4.43. Зависимость содержания FeO
в первичном шлаке от степени восстановления
оксидов железа
Образующийся в распаре шлак регулярно
дополняется выносимыми из заплечиков каплями.
После этого главная масса расплава перемещается в
сторону фурм (стекает или опускается вместе с
шихтой), непрерывно заменяясь новыми гранулами
из заплечиков. Верхняя граница циркуляции гранул
расположена между III и IV горизонтами, но не-
большая их доля выносится газовым потоком в
среднюю и верхнюю части шахты. |де самостоя-
тельное шлакообразование сомнительно.
По существовавшему ранее представлению
капли первичного шлака должны иметь невысокую
вязкость, чтобы достаточно свободно течь в сторо-
ну горна, опережая частицы кокса. Но это пред-
ставление не отражает действительности, так как
каплям первичного расплава не обязательно опере-
жать слой твердого топлива, они могут поступать в
заплечики (и в главной массе поступают) вместе с
4.7. ОБРАЗОВАНИЕ ЧУГУНА И ШЛАКА
159
коксом. Состав шлака определяется ходом восста-
новления оксидов железа и избирательным плавле-
нием пустой породы рудной части шихты.
4.7.4.	Разделение расплавов
и укрупнение их капель
Начавшееся в твердой фазе отделение (от-
торжение) металла от шлака продолжается в зоне
когезии и завершается в горне образованием двух
несмешиваюшихся жидкостей. Физическое состоя-
ние и химический состав оплавленных частиц руд-
ных ма г ерианов свидетельствуют о следующем
механизме появления первых гранул расплавов, их
укрупнения и движения в сторону горна
На I IV горизонтах кусочки магнитных ма-
териалов вместе с большой массой богатых желе-
зом пылевидных частиц, являющиеся основой бу-
дущего чугуна, перемешаны с коксовой мелочью и
немагнитными материалами. Механизм образова-
ния гранул металла из мелких и крупных частиц
различен. Первые при достижении необходимого
нагрева срастаются в небольшие конгломераты,
изредка включающие коксовую пыль и шлакообра-
зующие компоненты. С повышением нагрева сро-
стки становятся более плотными и прочными, их
удельная поверхность сокращается, а неметалличе-
ские включения вытесняются наружу В дальней-
шем из сростков возникают гранулы первичного
чугуна, которые при соприкосновении с другими
сливаются в более крупные. При этом кроме обыч-
ного контакта двух гранул много раз наблюдали
одновременное слияние трех частиц.
На поверхности сравнительно крупных ку-
сочков металлизированного и деформированною
нагревом агломерата первичный чугун иногда при-
сутствовал в виде капелек размером 1-1,5 мм, ко-
торые позже отрывались от материнского кусочка
Внутри таких кусочков обычно имелись малоугле-
родистое железо и твердые шлакообразующие ком-
поненты Изредка в пробах шихты присутствовала
металлическая губка, образованная уплотненными
кусочками агломерата, из которых в процессе отбо-
ра пробы был выжат полужидкий шпак
Сравнительно крупные частицы немагнит-
ных материалов с большим количеством FeO в
процессе восстановления из темных и слегка бле-
стевших в изломе становились более светлыми, а
одновременное нагревание сглаживало неровности
и придавало им шаровидную форму. На поверхно-
сти таких кусочков часто присутствовали, подобно
каплям росы, вытесненные наружу поверхностным
натяжением шлака мелкие шаровидные частицы
железа размером 0,5 -1,5 мм Во многих случаях у
светлых в изломе гранул имелась темная с корич-
невым оттенком сердцевина, указывающая на диф-
фузию FeO к поверхности и восстановление этого
оксида на границе жидкой и газовой фаз.
Внутри крупных и светлых в изломе гранул
и корольков шлака часто находили пустоты от пу-
зырьков газа, включавшие мелкие шарики металла
Это означает, что последние транспортируются
наружу газом подобно применяемому при обога-
щении полезных ископаемых процессу флотации.
Такое же явление наблюдается во время вы-
пуска из печи холодного шлака, когда восстанов-
ленные из FeO углеродом кокса в последний мо-
мент пребывания расплава в горне мелкие частицы
металла выбрасываются сопровождающими их пу-
зырьками СО в воздух и окисляются, образуя хо-
рошо известное технологам мелкое искрение.
Механизм укруггнения гранул первичного
шлака одинаков с укрупнением первичного чугуна
Обычно сливаются две соприкасающиеся гранулы,
много реже - три.
Производственные наблюдения за временем
прихода на горизонт воздушных фурм шихты из-
мененного состава и эксперименты с использова-
нием радиоактивных источников свидетельствуют
об опережении жидкими продуктами плавки слоя
топлива. Кроме естественного стремления капель
расплавов перемещаться в сторону горна по меж-
кусковым пустотам кокса этому явлению способст-
вуют постоянные мелкие толчки, возникающие из-
за образования и разрушения динамически неус-
тойчивых сводов в сужающейся части профиля.
Опережению благоприятствует отсутствие смачи-
вания расплавами поверхности кокса, шаровидная
форма и небольшое сопротивление жидких частиц
деформации.
В распаре суммарная масса гранул и король-
ков первичных расплавов не превышала 10% массы
шихты, а на II и I горизонтах сократилась до 0,1%.
Малое количество и избирательное образование
первых капель металла и шлака исключают их зна-
чительное влияние на ход и показатели доменной
плавки.
4.7.5.	Прохождение расплавов
через фурменную зону
В заплечиках некоторая доля капель металла
и шлака промежуточного состава проникает в пе-
риферийную часть малоподвижного слоя кокса и
достигает нижней половины горна, минуя фурмен-
ную зону. Однако главная масса расплавов, обра-
зующихся после плавления размягченных рудных
материалов, не выходит за пределы потока шихты.
По мере опускания в обход малоподвижного слоя
горючего этот поток непрерывно сужается, дости-
гая наименьшего поперечного сечения в фурмен-
ной зоне.
Чтобы определить ширину потока, в печь
через подвижное колено, сопло и фурму ввели во-
доохлаждаемую трубу (см. рис. 4 13) с карманами
для одновременного отбора проб чугуна и шлака в
нескольких точках радиуса. Трубу перемещали при
горизонтальном положении карманов, а потом на
3 мин поворачивали отверстиями вверх для запол-
нения каплями расплавов. Далее следовали поворот
карманов в исходное положение и извлечение гру-
бы из печи.
Ниже приведена средняя масса G проб ме-
талла и шлака на удалении L от носка фурмы;
160
Часть 4 ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
L, м	0,25	0,50	0,80	1,10	1,45	1,80
G, г	21,0	36,3	32,0	38,0	31,8	4,7
Из данных следует, что подавляющая часть
жидких продуктов плавки поступает в горн по пе-
риферийному участку на удалении - 1,5 м от носка
фурмы. С учетом высова последней в горн (0,4 м) и
более близкого расположения границы участка ме-
жду фурмами, средняя ширина периферийного
кольца с интенсивным потоком расплавов равна 1,6
м, считая от стенки горна. На печах среднего объе-
ма с диаметром горна >8-10 м площадь периферий-
ного кольца равна 64-54% площади горна.
Вследствие высокой интенсивности потока
расплавов в упомянутом кольце [70-100 кг/(м2мин)]
и обильного выделения СО при контакте восстанав-
ливаемых оксидов с углеродом непрерывное удале-
ние металла и шлака в металлоприемник возможно
только в условиях их малой вязкости, а также отсут-
ствия ниже оси фурм большого количества коксовой
мелочи и спели. В противном случае перед фурмами
появляются скопления не успевающих дренировать
металла и шлака, которые, проникая в сопла и под-
вижные колена, вызывают аварийную остановку
печи. Чтобы избежать такой неполадки, технологи-
ческий персонал сокращает расход дутья и вместе с
ним интенсивность потока расплавов.
Основную площадь периферийного кольца
занимают окислительные зоны с высокой темпера-
турой газовоздушной струи и наличием в ней сво-
бодного кислорода. Максимальный нагрев газов в
фокусе горения достигает 1900-2100°С на расстоя-
нии 0,4-0,6 м от носка фурмы (рис. 4.44). По мере
продвижения к оси печи температура быстро сни-
жается вследствие эндотермического взаимодейст-
вия СО2 и Н2О с углеродом кокса по реакциям (4.8),
(4.9) и на удалении 1,4-1,6 м обычно составляет
1520-1550°С. В центральной части горна из-за ма-
лого проникновения газов нагрев кокса выше оси
фурм составляет 1300-1400 °C, тогда как ниже оси
он соответствует нагреву шлака и чугуна.
Рис. 4.44. Изменение температуры газа
на различном удалении от носка воздушной фурмы
л при работе на обычном дутье по измерениям:
1 - Ф.А Юшина и автора; 2 - В.А.Хромова
В вертикальном сечении фурменной зоны
характер изменения нагрева материалов и газов
иной (рис. 4.45), Капли расплавов и конгломераты
из размягченных рудных материалов поступают в
окислительную зону с расчетной температурой
1250-1300°С. Здесь они быстро нагреваются до
1600-1650°С под действием горячего газовоздуш-
ного потока и с таким нагревом проникают в плот-
ный слой кокса ниже оси фурм. Поток газа после
передачи избыточного тепла расплавам и после-
дующего охлаждения из-за взаимодействия СО2 и
Н2О с углеродом кокса покидает фурменную зону с
температурой 1270-1320°С.
Т емпература, °C
Рис. 4.45. Схема изменения нагрева шихты (1)
и газа (2) в нижней части заплечиков,
окислительной зоне и горне:
ЧЛ горизонт чугунной летки;
to’, t0, tB - соответственно температура шихты перед
поступлением в окислительные зоны, чугуна
и шлака после выхода из них и во время
выпуска из печи
Проходя через фурменные очаги капли ме-
талла, кроме нагрева, подвергаются частичному
окислению. За 1-2 с пребывания в присутствии
свободного кислорода часть железа, кремния, мар-
ганца, фосфора, углерода и серы образует FeO.
SiO2, MnO, Р2О5, СО и SO2. Два последних оксида
уносятся газом, предыдущие добавляются к шлаку.
Выделяющееся при окислении тепло дополнитель-
но греет металл и шлак.
Процессы горения топлива и окисления ка-
пель чугуна у фурм начали детально изучать в
1920-х гг. в США и Германии. Позже к этой работе
присоединились исследователи других стран. По
экспериментальным данным наибольшее окисление
металла происходит на удалении 0,3-0,6 м от носка
фурмы, тогда как максимум содержаний FeO, МпО
и Р2О5 в шлаке расположен на 0,1-0,2 м ближе к
оси печи. Это вызвано более значительным отдува-
нием капель шлака газовоздушной струей Вслед-
ствие окисления углерода и образования внутри
капель СО металл при прохождении через окисли-
тельную зону дробится на более мелкие частицы,
как это регулярно случается с брызгами чугуна вне
доменной печи. Дроблению способствуют и дви-
жущиеся перед фурмами куски кокса.
Существующие способы отбора проб рас-
плавов на горизонте фурм не обеспечивают бы-
строе охлаждение их капель. В связи с этим степень
окисления компонентов чугуна в кислородной зоне
фурменных очагов обычно завышена и не позволя-
ет составить достаточно точный тепловой баланс
4.7..ОБРАЗОВАНИЕ ЧУГУНА И ШЛАКА
161
горна, тогда как в восстановительной зоне состав
металла ближе к действительности. На ММК за
пределами окислительной зоны содержалось, %:
0,2-1,0 Si; 0.11-0,23 S и 3,3-4,2 С Анализ характе-
ризует чугун промежуточного состава, капли кото-
рого достигли горизонта фурм через периферийную
часть малоподвижного слоя кокса. Большое коли-
чество серы в металле обязано ее высокой концен-
трации в газе нижней половины зоны потока.
Наличие в заплечиках высокого содержания
паров кремния и SiO вызывает появление металла с
большим количеством кремния и в восстанови-
тельной части фурменной зоны. По сообщению
Г Банзена (1929 г.), в доменной печи одного из ме-
таллургических заводов Германии пробы чугуна на
горизонтах не работавших вспомогательных фурм
в заплечиках (на 2,0 м выше основных), главных
воздушных фурм и на выпуске имели соответст-
венно 1,86; 1,33 и 0,45% Si . На ММК в условиях
производства мартеновского чугуна капли металла
с 2,0-2,6% Si найдены на удалении 0,2 0,3 м от
носка фурмы, где существует инжекция частиц чу-
гуна, шлака и кокса в струю дутья. По данным
Ю.А Попова (1963 г.), при выплавке ферросилиция
на Челябинском металлургическом комбинате в
сплаве из восстановительной зоны содержалось
12% Si в окислительной 6-9, на выпуске 9-10%.
На одной из печей ММК во время помпажа
воздуходувной машины фурмы и сопла были зали-
ты расплавами следующего состава, %:
Чугун 3,7 С; 2,5 Si; 0.2 Мп; 0,08 Р; 0,2 Ti; 0,10 S
Шлак 33,7 SiO2; 11,2 А12О3; 36,9 СаО; 6,8 MgO;
0,3 TiO2; 4,3 FeO; 1,0 S
i
От выпускаемого через чугунную летку ме-
талл отличался пониженным содержанием углеро-
да, повышенным - кремния и серы В шлаке доля
FeO превышала обычную норму в 10-12 раз, отно-
шение MgO / СаО = 0,18 было меньше нормы.
Ниже оси воздушных фурм избыточный
кремний расходуется на восстановление других
компонентов чугуна.
4.7.6.	Особенности процессов в горне
В этой части печи происходит вторичное
восстановление окисленных элементов чугуна и
окончательное формирование (доводка) химиче-
ски! о состава жидких продуктов плавки. От проти-
boiочной зоны условия хода процессов отличаются
следующими особенностями.
1.	Весь горн заполнен раскаленным коксом
крупностью 50 0 мм с примесью пластинок спели.
Порозность этих материалов обычно составляет
40-45%, заметно уменьшаясь в периоды накопле-
ния большого количества коксовой мелочи. Чугун
и шлак располагаются в межкусковых пустотах
твердых частиц, которые препятствуют усредне-
нию химического состава каждого расплава в пе-
риоды их накопления и способствуют усреднению
во время выпуска из печи. Высокая теплоемкость и
большая масса позволяют коксу уменьшать коле-
бания температуры горна в цикле накопления и
выпуска жидких продуктов плавки.
2.	Глубина проникновения газовоздушной
струи в слой кокса не превышает 0,5 м и сокраща-
ется до нуля после подъема уровня шлака до гори-
зонта фурм. Поэтому за исключением кратковре-
менных периодов продувки шлаковых и чугунных
леток в конце выпуска расплавов интенсивное дви-
жение газа в горне отсутствует. В результате почти
вся потребность в тепле на эндотермические реак-
ции и покрытие потерь через огнеупорную кладку
обеспечивается за счет уменьшения физического
нагрева чугуна и шлака, полученного в окисли-
тельных зонах.
3.	Г азовая среда в межкусковых пустотах со-
стоит из смеси СО, N2, Н2 и значительного количест-
ва паров химических элементов и их соединений,
входящих в состав металла и шлака. Ее основу со-
ставляет фурменный газ, заполняющий пустоты во
время выпуска чугуна В период наполнения горна к
фурменному газу добавляется СО прямого восста-
новления оксидов углеродом и вся газовая смесь
вытесняется расплавами вверх Судя по составу газа
у оси печи, куда слабо проникает фурменный газ.
отношение CO/N2 в горне в 1,2-1,4 раза больше, чем
в прилегающей к фурмам восстановительной зоне
4.	Вторичное восстановление и доводка со-
става металла до кондиции совершаются главным
образом во время движения капель чуг> на и шлака
между частицами кокса. Средняя фактическая дли-
на пути расплавов, как и длина пути струек газа в
шахте печи, превышает их вертикальную проекцию
в 1,07-1,09 раза. Так как капли обеих жидкостей
касаются поверхности многих частиц кокса, пере-
мещаются по ним в разных направлениях, время их
опускания через слой твердого топлива во мною
раз больше времени свободного падения
5.	Вертикальная скорость еще больше замед-
ляется после погружения капель металла в слой
шлака, время пребывания в котором зависит от вяз-
кости расплава, размера металлических частиц и
интенсивности встречного движения пузырьков
газа Многие металлические гранулы крупностью
0-2 мм силой поверхностного натяжения шлака
вдавливаются в пузырьки газа и поднимаются по-
следними на поверхность расплава, образуя цирку-
ляционный поток. Некоторая доля частиц этой
фракции в сопровождении или без сопровождения
пузырьков газа уносится шлаком из печи, не успев
соединиться с массой чугуна. При выдувке домен-
ных печей на капитальный ремонт I разряда боль-
шое количество таких часгиц застывает в шлаке.
6.	Периферийное поступление в горн глав-
ной массы расплавов вызывает их последующее
горизонтальное перемещение при формировании
слоев. Вследствие этого в различных точках радиу-
са горна возникает непостоянство входящих в рас-
плавы компонентов. На печах с диаметром горна
8-10 м в горизонтальном перемещении во время
наполнения горна участвует 36—46% массы металла
162
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
и шлака. Длина пути обеих жидкостей существенно
возрастает при их выпуске.
7.	Последовательность вторичного восста-
новления и полнота доводки состава чугуна до
кондиции зависят от положения уровней чугуна и
шлака относительно оси воздушных фурм. В нача-
ле наполнения горна, когда шлака мало и его слой
расположен низко, существуют благоприятные ус-
ловия для усвоения металлом углерода из газа и
частиц кокса и менее благоприятные для восста-
новления кремния и других элементов. После по-
гружения капель металла в шлак наступает очередь
быстрого восстановления кремния, марганца, фос-
фора за счет накопленного чугуном углерода. До-
водка состава металла по последнему элементу без
изменения количества Si, Мп, Р осуществляется в
металлоприемнике во время прямого контакта чу-
гуна с коксом.
8.	Различие в химическом составе чугуна,
вызванное изменением высоты слоя шлака в цикле
накопления и выпуска продуктов плавки, в значи-
тельной мере сглаживается при выпуске чугуна
благодаря одновременному поступлению в канал
летки слоев металла, накопленных в различные
периоды времени.
Непрерывное окисление части компонентов
чугуна в фурменной зоне и их последующее восста-
новление за счет твердого углерода не влияет на об-
щий тепловой баланс доменной плавки, но сущест-
венно ускоряет обмен кокса в горне. Являясь пере-
носчиками кислорода дутья, окисляемые элементы
расширяют область газификации твердого топлива.
4.7.7.	Температура и состав
продуктов плавки
В связи с большими техническими трудно-
стями экспериментального исследования горна о
совершающихся в нем процессах судят по темпера-
туре и составу продуктов плавки во время выпуска
из печи Причем кроме особенностей развития про-
цессов ниже горизонта фурм необходимо учиты-
вать дополнительные изменения состава расплавов,
вызываемые их повторным взаимодействием в ка-
нале чугунной летки. Отказ в 1970-х гг. многих
металлургических предприятий от выпуска верхне-
го шлака облегчил организацию уборки продуктов
доменной плавки, но лишил технологов важного
источника информации о работе горна.
Большой запас тепла, получаемый расплава-
ми в фурменной зоне, благоприятствует интенсив-
ному восстановлению окисленных элементов. По-
этому при выпуске шлака через летки, располо-
женные на 1,2-1,4 м ниже горизонта фурм, содер-
жание FeO редко превышало 0,5%, со шпаком уно-
сились капли металла следующего состава (среднее
для 9 определений), %:
Чугун	Si	Мп	S	С
Из шлака	0,28	0,15	0,093	3,90
На выпуске	0,68	0,18	0,030	4,65
V Уносимый металл являлся продуктом вто-
ричного восстановления в периферийной части
горна. По количеству кремния и марганца он бли-
зок к составу первичных гранул из распара, но со-
держит больше углерода и меньше серы.
Восстановление FeO, МпО и других оксидов
с затратой значительною количества тепла про-
должается и ниже горизонта шлаковых леток. Со-
поставление разности температур верхнего и ниж-
него шлаков с убылью FeO^ МпО свидетельствует
о линейной связи этих величин (рис.4.46). Можно
полагать, что при одинаковом температурном гра-
диенте среднее количество FeO + МпО в шлаке на
горизонте фурм составит 4-5%. Большее поступле-
ние упомянутых оксидов в зону вторичного восста-
новления не обеспечено резервом тепла расплавов
и будет вызывать похолодание горна. К вычислен-
ному значению FeO + МпО близок приведенный
выше шлак из сопел во время помпажа воздуходув-
ной машины.
По среднему содержанию FeO в шлаке на
уровнях нижней части заплечиков, воздушных
фурм и чугунной летки можно определить массу
железа, получаемого из шихты и окисляемого дуть-
ем. При выходе шлака 400 кг/т чугуна и наличии в
нем на упомянутых уровнях 1,6; 4,5 и 0,3% FeO в
горне из шихты будет получено 4 кг Fe, окислено и
повторно восстановлено 9 кг Суммарное количест-
во железа, восстанавливаемого ниже горизонта
фурм, составляет 1,4% его массы, проходящей че-
рез доменную печь.
Восстановлено (FeO+MnO), %
Рис. 4.46. Зависимость средней разности
температур At верхнего и нижнего шлаков
от убыли в них (FeO + МпО) за счет восстановления
Эти данные свидетельствуют о большом
влиянии на процессы в горне полноты восстанов-
ления оксидов железа в противоточной зоне и объ-
ясняют зависимость температуры продуктов плав-
ки даже от небольшого изменения количества FeO
в шлаке (рис. 4.47).
Экстраполяция линии (см. рис, 4.46) свиде-
тельствует о снижении нагрева жидких продуктов
плавки на 20° за счет внешних потерь тепла и дру-
гих эндотермических процессов, одновременно
совершающихся с восстановлением FeO и МпО.
Подобные потери существуют между юризонтами
воздушных фурм и шлаковых леток, но их величи-
на не измерена.
4.7. ОБРАЗОВАНИЕ ЧУГУНА И ШЛАКА
163
0,2	0,4 FeO, %
Рис. 4.47. Связь температуры и содержания FeO
в шлаке:
а - верхнем; б - нижнем
Вследствие затрат тепла на эндотермические
реакции и потери через стенки горна и лещадь тем-
пература расплавов по мере их опускания умень-
шается. Поэтому последние порции верхнего шлака
имеют более высокий нагрев, чем первые порции
чугуна, успевшие охладиться в результате более
длительного пребывания в металлоприемнике.
В период работы с удалением верхнего шла-
ка его температура, измеренная термопарой погру-
жения, в процессе выпуска обычно возрастала (рис.
4.48). И только в случаях неравномерного окруж-
ного распределения газов нагрев шлака при выпус-
ке через разные летки имел заметное различие, со-
хранявшееся в течение нескольких суток и даже
недель. Одновременно наблюдали систематическое
различие яркости свечения фурменных очагов в
секторах расположения шлаковых леток. На печах
с 2-4 чугунными летками по этой же причине часто
существует различие в составах металла и шлака.
Рис. 4.48. Изменение температуры верхнего шлака
во время выпуска из доменной печи
По ходу выпуска верхнего шлака уменьша-
лись показатель основности В] = CaO/SiOi (рис.
4.49), содержание FeO и МпО, тогда как количество
серы возрастало. С повышением температуры доля
FeO в шлаке снижалась, стремясь к величине
- 0,15%. При одинаковых условиях плавки через
летки с меньшим удалением от воздушных фурм
(1,2 м) выходил шлак с нагревом на 10—15° выше и
содержанием FeO на 0,05 - 0,10% больше, чем через
расположенные ниже (1,4 м).
Изменение химического состава верхнего
шлака связано с особенностью накопления и уда-
ления этого расплава. В нижней части слоя шлака,
находящейся в печи дольше верхней и пропускаю-
щей через себя весь чугун выпуска, содержание
FeO и МпО меньше, чем в выпускаемом через шла-
ковые летки верхнем слое. С повышением уровня
чугуна к шлаковым леткам подходят вытесняемые
металлом слои шлака с возрастающим содержани-
ем серы и уменьшенной долей FeO, МпО, чем объ-
ясняется снижение концентрации этих оксидов по
ходу выпуска.
Рис. 4.49. Изменение содержания серы, показателя
основности Bt и отношения В3 = (CaO+MgOyAI2O3
по ходу выпуска из доменной печи шлака:
1 - верхнего; 2 - нижнего
В нижнем шлаке содержание серы по ходу
выпуска сокращалось, а показатель основности Bi
возрастал, достигая в конце выпуска одинакового с
верхним шлаком значения. Вследствие перемеши-
вания расплавов в канале чугунной летки нагрев
чугуна во второй половине выпуска одинаков с
нагревом нижнего шлака (различие не превышает
5е). Между значениями температур верхнего шлака
и чугуна имелась прямая связь, используя которую
технологический персонал по нагреву шлака доста-
точно точно судил об уровне нагрева чугуна на
предстоящем выпуске.
Невысокая основность и пониженное значе-
ние отношения В3 - (CaO+MgO) / А12О3 в началь-
ных порциях нижнего шлака по сравнению с верх-
ним обязаны прежде всего присоединению к ниж-
нему шлаку минеральной части расходуемого в
горне кокса с содержанием 48-51% SiO2 (в период
исследования величина В3 составляла для кокса
0,35 против 4,57 для рудных материалов). Допол-
нительной причиной служит окисление кремния
чугуна при восстановлении им FeO и МпО шлака
во время выпуска расплавов из печи.
По измерениям термопарой погружения
температура чугуна в конце горнового желоба (ме-
жду скиммером и перевалом) обычно равнялась
1440-148(ГС, иногда достигая к концу выпуска
1500°С. С учетом охлаждения чугуна в горновом
желобе и более высокой температуры верхнего
шлака нагрев горна между горизонтами чугунных и
164
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
шлаковых леток в условиях нормальной работы
печей ММК равен !460-1520°С.
В разрушенной части лещади температура
чугуна (рис. 4.50), а также содержание в нем крем-
ния, углерода и марганца ниже, а количество серы
выше, чем в металле из чугунной летки. Это позво-
ляет полагать, что при постоянном тепловом режи-
ме горна поверхности равных концентраций от-
дельных элементов близки по форме к изотермам.
Следовательно, при установившемся очертании
поверхности разрушения лещади наиболее низкие
температуры металла и концентрации упомянутых
компонентов (за исключением серы) ниже оси чу-
гунной летки можно ожидать вблизи поверхности
огнеупорной кладки, а более высокие температуры
и концентрации - в глубине слоя металла.
Рис. 4 50. Температура и состав чугуна ниже
горизонта чугунной летки (ШЛ - оси шлаковых
леток, заштрихованный участок - слой графита)
Характер изменений нагрева и состава свиде-
тельствует об отсутствии перемешивания чугуна в
разрушенной части лещади. Это явление способст-
вует увеличению срока службы огнеупорной кладки
до 15-18 лет, но ведет к плохому усреднению и зна-
чительным колебаниям химического состава метал-
ла смежных выпусков. Ниже границы погруженного
в чугун кокса и соответствующего ему слоя графита
на стенке горна металл непосредственно контакти-
рует с огнеупорными изделиями лещади.
На рис. 4.51 показано распределение темпе-
ратуры по радиусу пня на границе с неохлажденной
лещадью из шамотного кирпича одной из домен-
ных печей ММК. Высокий нагрев у оси свидетель-
ствует о значительном износе в этом месте огне-
упорной кладки.
Рис. 4.51. Изменение температуры по радиусу
нижней части неохлаждаемой лещади
в конце кампании доменной печи
Применение воздушного охлаждения лещади
и углеродистых блоков для ее футеровки уменьши-
ло глубину разрушения огнеупоров, но не повлияло
на характер изменения состава чугуна ниже выпу-
скного отверстия.
4.7.8.	Требования к составу чугуна
Так как чугун и получаемые в доменных пе-
чах сплавы являются промежуточными продуктами
металлургического производства, предъявляемые
им требования представляют разумный компро-
мисс между желаниями потребителей и возможно-
стями доменного производства на современном
уровне развития технологий.
Передельный чугун обыкновенного качества
(табл 4 4) делят на марки, группы, классы и кате-
гории по содержанию соответственно кремния,
марганца фосфора и серы. Кроме двух марок пере-
дельного чугуна (П1, П2) в стандарт включены две
марки граничного с литейным (ПЛ1, ПЛ2) и три
марки фосфористого (ПФ1, ПФ2, ПФЗ) В стандар-
те на передельный чугун высокого качества (табл.
4.5) предусмотрены три марки с уменьшенным со-
держанием фосфора и серы
Стандарт на литейный чугун (табл. 4.6)
включает шесть марок металла, выплавленного в
доменной печи и семь марок синтетического, про-
изводимого путем добавки в обычный жидкий пе-
редельный чугун 75%-го кускового ферросилиция.
Последняя технология сокращает расходы на про-
изводство и позволяет получить металл мелкими
партиями, что затруднительно при выплавке чугуна
в доменной печи.
Приведенные стандарты являются основой
для коммерческих расчетов между производителя-
ми и потребителями металла. В легированных чу-
гунах часто присутствует ванадий, титан, хром,
никель, медь и другие химически элементы, содер-
жание которых определяют поставщик и потреби-
тель чугуна путем взаимного соглашения.
Стандарт на передельные чугуны не норми-
рует содержание углерода, хотя этот элемент важен
не только для доменной плавки, но и сталеплавиль-
ных процессов, где углерод служит одним из ис-
точников тепловой энергии. Как отмечалось выше,
количество углерода в чугуне зависит от темпера-
туры и парциального давления СО в газовой среде,
а также содержания кремния, марганца и фосфора.
В усповиях ММК, где со второй половины
1950-х гг. доменные печи работают с давлением
колошникового газа 70 150 кПа, доля марганца и
фосфора равна соответственно 0,2 и 0,05 0,10%.
Эта зависимость отвечает уравнению, %
С = 4,16 + 0.26 (t„ - 1200) - 0,19Si
Здесь 4.16 - содержание углерода при 1200°С в
равновесии с графитом; tB - температура металла на
выпуске, °C
4.7. ОБРАЗОВАНИЕ ЧУГУНА И ШЛАКА
165
Таблица 4.4
Чугун передельный обыкновенного качества (ГОСТ 805-80), % по массе
Мар- ка	Si	Мп				р			S				
		Группы				Классы			Категории				
		I	II	III	IV	А	Б	В	I	II	III	IV	V
П1	0,5-0,9	<0,5	0,5-1,0	1,0-1.5	-	<0,1	<0,2	<0,3	<0.01	<0,02	<0,03	<0,04	<0,05
П2	До 0.5	<0,5	0,5-1.0	1.0-1,5	-	<0,1	<0,2	<0,3	<0,01	<0,02	<0,03	<0,04	<0,05
ПЛ1	0,8-1,2	<0,3	0,3-0,5	0,5-0,9	0,9-1,5	<0,08	<0,12	-	-		-	-	-
ПЛ2	0,5-0,8	<0,3	0,3-0,5	О,5-О,9	0,9-1,5	<0,08	<0,12	-	-		-	-	*
ПФ1	0,9-1,2	1,0	<1.5	<2.0	-	0,3-0,7	0,7-1,5	1,5-2,0	<0,03	<0,05	<0,07	-	-
ПФ2	0,5-0,9	1,0	<1,5	<2,0	-	0,3-0,7	0.7-1,5	1,5-2,0	<0,03	<0,05	<0,07	-	-
ПФЗ	До 0.5	1,0	<1,5	<2,0	-	0,3-0,7	0,7-1,5	1,5-2,0	<0,03	<0,05	<0,07	-	-
Примечание. В фосфористых чугунах содержание мышьяка не должно превышать, %: класс А - 0,10;
класс Б - 0,15; класс В - 0,20.
Таблица 4.5
Чугун передельный высокого качества (ГОСТ 805-80), % по массе
Г  Марка	Si	Мп			Р				S		
		Группы			Классы				Категории		
		I	И	III	А	Б	в	Г	I	II	III
ПВК1	0,9-1,2										
ПВК2	0,5-0,9	До 0,5	0,5-1,0	1,0-1,5	0,02	0,03	0,04	0,05	0,015	0,020	0,025
ПВКЗ	До 0.5										
Таблица 4.6
Чугун литейный доменный и синтетический (ГОСТ 4832 - 80), % по массе
Мар- ка	Si	Мп				р					S				с’
		Группы				Классы					Категории				
		1	II	III	IV	А	Б	В	Г	д	I	11	111	IV	
Л1	3,2-3,6	До 0,3	0,3-0.5	0,5-0.9	0.9-1,5	До 0,08	До 0,12	До 0,3	0,3-0,7	0.7-0,12	0.02	0,03	0.04	0,05	3,4-3,9
Л2	2.8-3,2	До 0,3	0.3-0,5	0,5-0.9	0.9-1,5	До 0,08	До 0.12	До 0,3	0,3-0,7	0.7-0,12	0,02	0,03	0,04	0,05	3,5-4,0
ЛЗ	2,4-2,8	До 0,3	0.3-0,5	0,5-0,9	0,9-1,5	До 0,08	До 0,12	До 0,3	0,3-0,7	0,7-0,12	0,02	0,03	0,04	0,05	3,6-4,1
Л4	2,0-2,4	До 0,3	0,3-0,5	0,5-0,9	0,9-1,5	До 0,08	До 0,12	До 0.3	0.3-0,7	0,7-0,12	0,02	0,03	0,04	0,05	3,7-4,2
Л5	1,6-2,0	До 0,3	0,3-0,5	0,5-09	0,9-1 5	До 0,08	До 0.12	До 0.3	0.3-0,7	0,7-0,12	0,02	0,03	0,04	0,05	38-4,3
JI6	1,2-1.6	До 0.3	0,3-0,5	0.5-0.9	0.9-1,5	До 0.08	До 0,12	До 0.3	0,3-0.7	0.7-0.12	0,02	0,03	0.04	0,05	3,9-4,4
ЛР1	3.2-3.6	До 0.3	0.3-0.5	0,5-1,0		До 0.08	До 0,12	-	-	-	0,06	0,10	-	-	3 4-3,9
ЛР2	2.8-3.2	До 0,3	0,3-0,5	0,5-1,0	•	До 0,08	До 0.12	-	-	-	0,06	0,10	-	-	3,5-4 0
ЛРЗ	2,4-2,8	До 0,3	0,3-0,5	0,5-1,0	•	До 0,08	До 0,12	-	•	-	0,06	0,10	•	а»	3,6-4,1
ЛР4	2,0-2,4	До 0,3	0,3-05	0,5-1.0	-	До 0,08	До 0,12	-		-	0,06	0.10	-	-	3,7-4,2
ЛР5	1,6-2,0	До 0.3	0,3-0,5	0.5-1,0	-	До 0.08	До 0.12	-		-	0,06	0,10	-	-	3,8-4 3
ЛР6	1.2-1,6	До 0.3	О.З-О.5	0.5-1,0	•	До 0,08	До 0,12	-	*	-	0,06	0,10	-	-	3,9-4,4
ЛР7	0.8-1,2	До 0,3	0,3-0,5	0,5-1,0	-	До 0,08	До 0,12	-		-	0,06	0,10	-		4,0-4.5
* Содержание углерода нормируется по требованию потребителя.
Перевод доменных печей на низкое давление
колошниковых газов из-за неудовлетворительного
состояния засыпного устройства сопровождался
уменьшением содержания углерода в чугуне на
0,20-0,25% и ростом количества серы
В передельном чугуне с содержанием до
1,0% Si количество углерода обычно возрастает
(см. рис. 4.32) благодаря одновременному повыше-
нию температуры и степени насыщения им метал-
ла. Для литейных чугунов, выплавляемых при мало
меняющемся нагреве горна или полученных синте-
тическим способом, содержания углерода и крем-
ния находятся в обратной зависимости.
166
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
4.8.	СВОЙСТВА КОНЕЧНЫХ ШЛАКОВ
4.8.1.	Требования к шлакам
По условиям производства конечные шлаки
должны легко удаляться из печи, оставлять в
транспортных желобах мало застывшей массы и
хорошо поглощать серу. В связи с этими главными
критериями оценки свойств шлаков служат: дина-
мическая вязкость, температура хорошей текуче-
сти, температура застывания, устойчивость физи-
ческих свойств, поверхностное натяжение и обес-
серивающая способность.
Динамическая вязкость характеризует вели-
чину силы внутреннего трения между слоями жид-
кости, перемещающимися с разной скоростью. В
системе СИ за единицу вязкости принята сила 1 Н,
обеспечивающая разность скоростей 1 м/с двух
слоев жидкости с поверхностью соприкосновения
1 м2. Размерность этой единицы, не имеющей на-
звания, Па с. Ее значение в десять раз больше Пуа-
за (П) - единицы вязкости, применявшейся в сис-
теме СГС: Па с = 10 П.
Величину, обратную вязкости, именуют те-
кучестью. Поэтому жидкости с высокой вязкостью
имеют малую текучесть, с малой вязкостью - высо-
кую текучесть.
Температура хорошей текучести определяет
нагрев шлака, при котором он легко выходит из
печи и быстро перемещается по транспортным же-
лобам. В производственных условиях этот крите-
рий является главным. По нему устанавливают не-
обходимый уровень нагрева чугуна и шлака.
Хорошей текучестью обладают расплавы с
вязкостью 0,3-0,4 Па с. В зависимости от химиче-
ского состава нагрев таких расплавов на выпуске
составляет 1450-1500°С.
Температура застывания определяет предел
сокращения нагрева, ниже которого нормальная
работа доменной печи не возможна из-за появления
в горне, горновом и транспортном желобах боль-
шой массы твердеющего шлака. Чугун в этих усло-
виях может сохраниться жидким, так как темпера-
тура его кристаллизации на 100 150 град ниже
температуры твердения шлака.
Часто последний критерий отождествляют с
температурой плавления систем CaO-Al2O3-SiO2
или CaO-Al2O-rSiO2-MgO Но такой подход не кор-
ректен по двум причинам. Во-первых, в упомяну-
тых системах за точку плавления принята темпера-
тура, при которой аморфная изотропная смесь чис-
тых оксидов приобретает кристаллическое анизо-
тропное строение Из-за отсутствия у шлаков четко
выраженной точки перехода из жидкою состояния
в твердое температуры плавления и твердения не
всегда совпадают. Во-вторых, в доменных шлаках
содержится не 3-4, а большее число компонентов
(СаО, А1-О3, SiO2, MgO, TiO?, CaS, FeO, MnO, K2O,
Ыа2О), каждый из которых по-своему влияет на
температуру твердения. В итоге суммарный ре-
зупьтат действия многих компонентов заметно от-
личается от действия трех или четырех.
Более точно о температуре твердения реаль-
ных шлаков можно судить по лабораторным опы-
там, в которых вязкость медленно охлаждаемого
расплава начинает превышать 10 Па с.
Представление об устойчивости физических
свойств шлаков введено В.Е.Васильевым (1956 г.).
Термин характеризует способность расплава не-
рудных компонентов мало менять вязкость и тем-
пературу твердения при обычных для производст-
венных условий величинах колебаний химического
состава и нагрева шлака. В противном случае неиз-
бежны частые расстройства хода доменной печи и
ухудшение показателей ее работы.
По данным практики и результатам лабора-
торных исследований достаточной устойчивостью
обладают расплавы с содержанием, %: 36-41 SiO2;
10-15 А12О3; 34-48 СаО, 5-10 MgO и отношениями:
В, = 0,8-1,2; В2- 0,9-1,4; MgO/Al2O3 = 0,4-0,7. Все
они имеют невысокую температуру твердения и
находятся в границах небольшой части четверной
диаграммы (рис. 4.52).
Рис. 4.52. Граница твердения синтетических
шлаков системы
CaO-MgO-SiO2-Al2O3 с 5% MgO и t = 1250 °C
Поверхностное натяжение вызвано образо-
ванием тонкой пленки частиц на поверхности рас-
плава, сжимающей эту поверхность. Его характери-
зуют отношением действующей на поверхности
силы к длине поверхности: о - Н/м.
Поверхностное натяжение зависит от состава
и температуры расплава. Оно влияет, в частности,
на крупность капель и полноту разделения шлака и
металла.
Обессеривающая (серопоглотительная) спо-
собность характеризует величину поглощения серы
шлаком. Различают фактическую и равновесную
обессеривающую способности, из которых первая
отвечает реальным условиям плавки, вторая - рав-
новесному состоянию системы чугун-шлак-
углерод. Мерой серопоглотительной способности
служит безразмерный коэффициент распределения
серы между шлаком (S, %) и чугуном [S, %]
Ls-(S)/[S].
Степень достижения равновесия по сере оп-
ределяют по отношению фактического и равновес-
ного коэффициентов ее распределения
Ls / Ls°.
4.8. СВОЙСТВА КОНЕЧНЫХ ШЛАКОВ
167
4.8.2.	Методы исследования
свойств шлаков
Для изучения свойств шлаков используют
расплавы: натуральные, полусинтетические и син-
тетические. Первые соответствуют реальным до-
менным шлакам, вторые получены на основе ре-
альных добавкой 1-3 оксидов марки ЧДА (чистых,
для анализа), последние сплавлены из чистых ок-
сидов в желаемом соотношении.
Полусинтетические и синтетические шлаки
используют в случаях предстоящего значительного
изменения состава рудной части доменной шихты
или перехода на новую рудную базу с другим соот-
ношением шлакообразующих в агломерате и ока-
тышах. На ММК необходимость изучения свойств
упомянутых шлаков появилась в 1950-1960 гг. в
связи с выводом из шихты марганцевых добавок и
вовлечением в производство чугуна большого ко-
личества железных руд других месторождений.
Вязкость шлаков измеряют посредством
вискозиметров ротационного или вибрационного
типа. В первом случае соединённый с механиче-
ским или электрическим двигателем шпиндель
прибора (рис. 4.53) под действием силы внутренне-
го трения изменяет крутящий момент двигателя
пропорционально вязкости жидкости. Во втором
шпиндель вискозиметра меньшего поперечного
сечения совершает вертикальные возвратно-
Рис. 4.53. Шпиндели
ротационного (а)
и вибрационного (б)
вискозиметров:
1 - тигель; 2 - шлак
поступательные дви-
жения с резонансной
частотой и макси-
мальной амплитудой.
Трение шпинделя о
жидкость увеличивает
кажущуюся массу
вибратора и уменьша-
ет амплитуду его
движения, по которой
судят о вязкости рас-
плава.
Вискозиметры
градуируют при ком-
натной температуре
электропечь помещают графитовый тигель с навес-
ками чугуна и шлака. Содержимое тигля нагревают
до заданной температуры в восстановительной сре-
де и выдерживают до получения постоянной кон-
центрации серы в обоих расплавах. Иногда для га-
рантии достижения равновесия в системе чугун-
шлак в шлак вводят мешалку, подобную шпинделю
ротационного вискозиметра. Во втором случае ис-
пользуют химические анализы выпускаемых из до-
менной печи расплавов.
Результаты вычислений Ls и степени исполь-
зования обессеривающей способности шлаков
представляют в таблицах или на различных диа-
граммах с указанием температуры и химического
состава обоих расплавов.
Несмотря на большое количество
исследований, простого и достаточно точного ме-
тода вычисления Ls для заданных условий плавки
не имеется. Это вызвано в первую очередь
несоответствием условий лабораторных опытов
действительному ходу процесса десульфурации. В
частности, в тиглях чугун и шлак контактируют
только по поверхности слоев постоянной высоты, в
каждом из которых благодаря боковому подводу
тепла возникают слабые конвективные потоки,
ускоряющие выравнивание температуры и состава.
В горне промышленных агрегатов из-за при-
сутствия кокса конвективное движение расплавов
отсутствует, а площадь контакта слоев невелика.
Основная часть десульфурации совершается во
время прохождения капель металла через слой шла-
ка меняющейся высоты. Длительность пребывания
гранул чугуна в шлаке не измерена, но она несо-
мненно во много раз меньше времени достижения
равновесия (2-6 ч) в большинстве лабораторных
исследований.
Наконец, в доменной печи десульфурация чу-
гуна завершается во время интенсивного переме-
шивания потоков металла и шлака в канале чугун-
ной летки и горновом желобе. В лабораторных
опытах этот процесс не учитывают.
4.8.3.	Зависимость вязкости от состава
и температуры шлака
по жидкостям известной вязкости и одинаковой со
шлаком плотности.
Перед измерением вязкости шлак нагревают
до 1600°С в вертикальной трубчатой электропечи в
платиновом или молибденовом тигле с применени-
ем защитной атмосферы (аргона). Температуру оп-
ределяют платина-платинородиевой или вольфрам-
рениевой термопарой, вязкость измеряют при ох-
лаждении шлака со скоростью 5 град/мин в начале
охлаждения и 3 г рад в конце (перед затвердевани-
ем).
Результаты измерения вязкости представляют
на диаграммах температура - вязкость (t - rj), в таб-
лицах и на других диаграммах.
Коэффициент распределения серы Ls вычис-
ляют по лабораторным и производственным дан-
ным. В первом случае в вертикальную трубчатую
В зоне высокого
представляют одно-
родную (гомоген-
ную) жидкость с от-
носи гельно слабой
зависимостью вязко-
сти от температуры
(рис. 4.54). По мере
охлаждения вязкость
возрастает достаточ-
но быстро у основных
шлаков (Bj = 1,1 1,2)
и медленнее у кис-
лых (Bj = 0,8-0,9).
нагрева конечные шлаки
Рис. 4.54. Влияние
температуры t на вязкость
ц шлаков:
1 - кислого; 2 - основного
168
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Рост вязкости первых вызван появлением в
жидкости увеличивающегося числа зародышей
твердой фазы различного состава. Вторые, более
вязкие в нагретом состоянии, застывают в стекло
без кристаллизации, при охлаждении становятся
тягучими и образуют нити.
На рис. 4.55 показано влияние температуры и
состава четырехкомпонентного шлака на его вяз-
кость по данным В.Г.Воскобойникова и
сотрудников (1975 г.). Вытянутая форма линий
одинаковой вязкости (изоком) и их близкое
расположение в верхней части диаграммы
свидетельствуют об ограничивающем действии на
вязкость увеличения показателя основности Вь Для
расплавов с 5-10% MgO и 10-20% А12О3
минимальные и устойчивые значения вязкости
соответствуют величине Bi = 0,9-1,35. Повышение
доли MgO и А12О3 при постоянном значении В] де-
лает шлаки менее текучими.
1450°	1300°
Bi
1.4
О
0,8
0,5
10	15	20	10	15	20А13О3,%
Рис 4.55.Линии постоянной вязкости
синтетических шлаков системы
CaO-MgO-SiO2-Al2O3 при 10% MgO
и температуре 1450 и 1500°С
Кроме четырех главных на вязкость и
температуру твердения влияют дополнительные
компоненты шлака. Их действие зависит от свойств
каждого оксида и его содержания в расплаве. В
частности, повышение доли FeO, МпО, К?О и Na2O
уменьшает вязкость шлака в гомогенной области и
снижает температуру его твердения (рис, 4.56).
Двуокись титана в гомогенной области действует
подобным образом, но температуру твердения
повышает. Кроме вязкости перечисленные оксиды
уменьшают поверхностное натяжение шлака.
СаО, Mgp,TiO2 I МпО
FeO,
t
Рис. 4 56. Схема влияния различных оксидов
на вязкость rj и температуру твердения t шлаков
Натуральные доменные шлаки ММК имеют
температуру твердения 1280-1310°С. Их вязкость
при нагреве 1450 и 1500°С равна соответственно
0,3-0,4 и 0,2 0,3 Па с.
4.8.4.	Температура хорошей текучести
Для технологического персонала доменной
печи этот показатель является главным. По нему
устанавливают оптимальные значения состава и
нагрева продуктов плавки, а также величину удель-
ного расхода кокса.
На необходимость поддерживать в горне оп-
ределённый уровень физического нагрева чугуна и
шлака впервые указал видный американский метал-
лург Дж.Е. Джонсон (1915 г.), имевший большой
опыт практической работы. Он допускал существо-
вание в доменной печи '’критической" температуры,
только при наличии которой можно обеспечить не-
обходимый перегрев продуктов плавки и их низкую
вязкость. За "критическую" Джонсон принял тем-
пературу хорошей текучести шлака (tXT, °C), которая
по его измерениям оптическим пирометро*м соста-
вила 1525°С.
Для вычисления рассматриваемого парамет-
ра необходимы опытные данные о химическом со-
ставе и вязкости шлака. На ММК при выплавке пе-
редельного чугуна шлак хорошо проходит через
слой кокса ниже воздушных фурм, когда его вяз-
кость не превышает 0,35 Па*с. В этих условиях зна-
чение txT, вычисленное по данным В.Г. Воскобой-
никова и сотрудников (1975 г.), составляет
tXT = 1480 +4,6( А120з-6) +
+ 8(10 - MgO) - 150(В1 - 1)- 16MnO-8FeO.
Уравнение справедливо при изменении со-
става шлака в следующих пределах: 6-18% А12О3;
5-10% MgO; 0 3% МпО; 0-1% FeO, Bl - 1,0-1,2.
На рис. 4.57 показаны результаты вычислений тем-
пературы горна (tr, °C) за пределами окислительной
зоны и tXT по итогам работы доменных печей ММК
в 1955-1984 гг. при получении передельного чугуна
с содержанием 0,5 0,9 Si и 0,2% Мп. Наибольшее
расхождение этих показателей, вычисленных без
учета потерь тепла через стенку горна, имелось в
1955-1961 гг. вследствие завышения величины рас-
хода кокса по техническим отчётам. В другие пе-
риоды среднее значение tr и tXT равнялось соответ-
ственно 1520 и 1514 °C, мало отличаясь от темпера-
туры верхнего шлака	,
Рис. 4.57. Изменение значений темпера гур t, и tXT
в доменных печах ММК в 1955 1984 и.
Малое отличие температур горна и хорошей
текучести шлака позволяет заключить, что при вы-
4.8. СВОЙСТВА КОНЕЧНЫХ ШЛАКОВ
169
плавке передельного чугуна с содержанием 0,5-
0,9% Si значение tr действительно определяется
величиной txr. Следовательно, в этих условиях в
проектных расчетах расхода кокса температуру
горна можно заменить температурой хорошей теку-
чести шлака.
В случае выплавки литейною чугуна и фер-
росплавов температуру в горне увеличивают на 50-
200е с целью восстановления дополнительного (по
сравнению с передельным чугуном) количества
кремния, марганца и других элементов. Например,
по сообщению М.Я.Остроухова и Л.З.Ходака
(1958 г), при производстве ферросилиция на одной
из печей Новолипецкого металлургического комби-
ната продукты плавки на выпуске имели нагрев
170СС, хотя для обеспечения хорошей текучести
шлака было достаточно 1520°С. В результате 45%
дополнительной массы кокса израсходовали на пе-
регрев продуктов плавки, а оставшуюся часть - на
восстановление кремния и обеспечение этого про-
цесса теплом.
Изотермы хорошей текучести синтетических
шлаков четырехкомпонентной системы подобны
линиям одинаковой вязкости (см. рис. 4.56). Они в
равной мере зависят от содержания в расплаве А120з,
MgO и критерия основности Bi. Увеличение в шлаке
двух первых оксидов вызывает повышение tXT.
Температура хорошей текучести шлаков
ММК равна 1470-1480°С.
4.8.5.	Излом пробы шлака
Кроме особенностей движения во время вы-
пуска технологический персонал доменной печи
судит о свойствах шлака по характеру излома его
пробы. Последнюю отбирают из транспортного же-
лоба массивной стальной ложкой с длинной ручкой
и охлаждают на воздухе.
После охлаждения шлак с В| = 1,1 -1,2 обычно
имеет камневидный излом, шлак с В( “ 0,8-0,9 -
стекловидный. При понижении температуры излом
шлака становится матовым вследствие появления
больше! о количества мелких пор, его цвет приобре-
тает коричневый оттенок из-за увеличения доли FeO.
Расплавы сВ( =» 1,0 часто застывают с обра-
зованием внешней стекловидной зоны и камневид-
ной внутренней (рис. 4 58). Средний анализ трех
проб таких шлаков показал почти одинаковый со-
став стекловидной (С) и камневидной (К) частей, %:
SiO2	А12О3	СаО	MgO	FeO	МпО	S	B(
С	36,6	15,5	37,9	9.3	0,22	0,25	1,11	1,04
К	37,0	15,5	38,1	9,0	0,18	0,24	1,11	1,03
Рис. 4.58 Излом пробы шлака с показателем
основности — 1,0.
1 - стекловидная часть; 2 - то же камневидная
Неодинаковый излом пробы вызван быстрым
охлаждением ее наружной части, соприкасающейся
с холодной пробоотборной ложкой, и более мед-
ленным твердением внутреннего объема. В резуль-
тате внешняя часть расплава образует крупную
стекловидную массу с большими внутренними на-
пряжениями, тогда как внутренняя кристаллизуется
с получением достаточно прочной структуры.
В прошлом получаемые из доменных шлаков
лигые изделия для дорожного строительства охла-
ждали медленно с целью обеспечения равномерно-
го кристаллического строения. Тем не менее, шла-
ковое литьё имело меньшую прочность в сравнении
с изделиями из камня, бетона и железобетона. В
современных способах переработки максимальное
количество стекловидной массы образуется при
грануляции шлака и изготовлении шлаковой ваты,
минимальное - в процессах производства шлаковой
пемзы (термо шта) и шлакового щебня
4.9.	ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
4.9.1.	Поступление и поведение серы
Чистое железо образует с серой химическое
соединение FeS с содержанием 38,0-38,5% S, ус-
тойчивое при температуре 1000-1600°С и парци-
альном давлении паров этого элемента 101 кПа.
Уменьшение давления сернистых паров, а также
растворение в железе углерода, марганца, кремния
и фосфора с образованием Fe3C, МщС, Fe3Si, Fe^P
резко снижает количество свободного железа и до-
лю связанной с ним серы. В итоге при получении
передельного чугуна из полностью офлюсованного
сырья в гранулах первичного металла из распара
имелось только 0.12 0,16% S. Но и эта величина
является чрезмерной, если учитывать, что в низко-
углеродистой листовой стали, предназначенной для
глубокой вытяжки, содержание серы не должно
превышать 0 020%.
Как отмечалось выше (п.4.6), в доменную
печь рассматриваемая примесь вносится коксом,
рудными материалами и угольной пылью, если по-
следняя используется в качестве дополнительного
топлива. Основным источником серы служит кокс,
в котором она находится в виде органических со-
единений, сульфидов и сульфатов В таком же виде
сера представлена в угольной пыли.
При наличии в составе сырья магнетитовой
руды часть серы поступает с минералом пиритом
FeS2, который во время нагревания разлагается с
образованием FeS и элементной серы. В офлюсо-
ванных агломерате и окатышах главная масса рас-
170
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
сматриваемой примеси находится в сложных твер-
дых растворах в виде CaS и CaSO4.
Нагрев кокса в доменной печи до температу-
ры конца коксования (900-1100°С) не влияет за-
метным образом на содержание серы. Изменения
начинаются при более высоком нагреве между рас-
паром и горизонтом воздушных фурм, где доля рас-
сматриваемой примеси уменьшается на 20-25%.
Убыль происходит за счет выделения из органиче-
ской массы сероводорода, сероуглерода и других
газообразных соединений. Сульфиды минеральной
части остаются без изменения, а сульфаты под дей-
ствием восстановительной среды превращаются в
сульфиды.
В фурменной зоне сера кокса и угольной пы-
ли газифицируется, после чего уносится потоком
газа в заплечики, распар и шахту печи. Здесь она
реагирует с магнитной и немагнитной частями руд-
ных материалов, образуя сульфиды.
Температура процессов агломерации и об-
жига окатышей превышает температуру конца кок-
сования, поэтому сера в агломерате и окатышах
представлена более прочными химическими соеди-
нениями в сравнении с коксом, ее убыли во время
нагрева упомянутых материалов не происходит.
Под действием высокой температуры и восстано-
вительной среды сульфаты агломерата и окатышей
превращаются в сульфиды.
Так как потери серы с колошниковым газом
невелики (1-3% общего поступления), одним из
главных условий получения малосернистого чугуна
служат организационные мероприятия по сокраще-
нию поступления этой примеси с коксом и рудны-
ми материалами. В хороших условиях работы масса
остающейся в печи серы S0CT = 2,5-3,5 кг/т чугуна, в
удовлетворительных 3,6-5,5, в неудовлетворитель-
ных 5,6-8 кг
Сопоставление итогов работы ММК и Чере-
повецкого металлургического комбината (рис. 4.59)
свидетельствует об отсутствии линейной связи ме-
жду количеством поступающей с шихтой серы и ее
содержанием в чугуне. В первую очередь это вы-
звано стремлением технологического персонала
печей при сокращении прихода серы работать на
более "лёгких” шлаках меньшей основности с более
низкой температурой хорошей текучести и устой-
чивыми свойствами.
Рис. 4.59. Зависимость содержания серы в чугуне
от ее поступления с шихтой SU1 в доменные печи:
1-ММК.2- ЧерМК
Другой причиной нежелания технологиче-
ского персонала применять шлаки повышенной
основности служит их отрицательное действие на
газопроницаемость потока шихты выше горизонта
воздушных фурм, из-за чего сокращаются
интенсивность плавки и производительность печи
(рис. 4.60) Многие попытки избежать снижения
выплавки металла использованием шлаков
пониженной основности в сочетании с
внедоменной десульфурацией чугуна не получили
широкого практического применения вследствие
высокой стоимости десульфураторов.
Рис. 4.60. Зависимость производительности
и интенсивности плавки по количеству сожженного
кокса от показателя основности шлака В2
На ММК в 1964-1978 гг. главным поставщи-
ком серы являлся кокс (рис 4.61), за ним следовали
офлюсованные рудные материалы, получаемые аг-
ломерацией и окомкованием сернистых магнетитов.
Благодаря применению природного газа, а также
улучшению качества сырья и параметров плавки
расход кокса в упомянутый период сократили с 561
до 454 кг/т чугуна, вместе с ним снизилось поступ-
ление серы. Временный рост прихода этой примеси с
рудными материалами в 1964 -1967 гг. обязан недос-
татку подготовленного сырья и применению в шихте
магнетитовой руды с содержанием 0,3- 0,5% S.
Рис. 4.61. Поступление серы в доменные печи
ММК в 1964-1978 гг.:
1 - с рудными материалами; 2-е коксом;
3 - всего
Вся остающаяся в печи сера в конечном сче-
те образует четыре сульфида FeS, MnS, MgS, CaS,
химическая прочность которых возрастает от пер-
вого к последнему, два первых соединения хорошо
растворимы в чугуне и плохо в шлаке, два
4.9. ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
171
последних - хорошо в шлаке и не растворимы в
металле. В связи с этим одной из главных задач
доменной плавки служит создание благоприятных
условий для перехода серы из растворимых в
чугуне сульфидов в нерастворимые.
По расчетам ИС. Куликова (1962 г.)
относительное распределение серы между FeS,
MnS и CaS в интервале 1450-1500сС при
получении марганцовистого чугуна на Украине с
низким отношением MgO/СаО равно
соответственно 3,5; 7,1 и 89,4%. В условиях
производства маломарганцовистою чугуна роль
марганца в удалении серы ничтожна, поэтому
количество действующих в продуктах плавки
сульфидов практически уменьшается до трех (FeS,
MgS, CaS) или двух (FeS, CaS).
Переход серы из шихтовых материалов в
шлак совершается в два этапа Первый расположен
выше горизонта воздушных фурм, в его пределах
твердые или размягченные немагнитные материалы
поглощают газифицированную серу без
химического взаимодействия с магнитными
составляющими шихты. Вследствие интенсивного
реагирования содержание этой примеси в каплях
первичного шлака передельного чугуна (см. табл.
4.3) равно или превышает её количество в
конечном расплаве (0,9-1,1 %).
Второй этап обессеривания совершается в
горне при обязательном взаимодействии расплавов
главным образом за счет поступающего из
заплечиков промежуточного шлака с более
низкими значениями показателей основности Bi и
В2. Причем по мере снижения выхода шлака
возрастает разность основностей рудных
материалов и конечного расплава (рис. 4.62),
необходимая для ошлакования золы кокса.
Рис. 4 62. Влияние выхода шлака на разность
показателей основности рудных материалов
и конечного шлака ДВ~В]Р-В|Ш
В действующих агрегатах большая часть
остающейся в печи серы реагирует со
шлакообразующими компонентами на первом
этапе, меньшая на втором. Так, для SOCr ~ 4,5 кг/т
чугуна, содержания в металле на горизонте
воздушных фурм и чугунной летки соответственно
0,15 0,18 и 0,03% S, в жидкофазной десульфурации
участвует только 27-33% S0CT. Преимущественная
доля этого элемента взаимодействует со
шлакообразующими элементами в пределах
первого этапа, что подтверждает химический
состав немагнитных материалов на IV горизонте
(п.4.6).
Несмотря на относительно малое количество
передаваемой серы, роль заключительного этапа
обессеривания велика, так как он определяет
значение FS1 в готовом продукте.
4,9.2.	Условия получения
малосернистого чугуна
Для характеристики этих условий пригодна
формула С.Т. Ростовцева, являющаяся частным
случаем выражения (4.13)
[S] = 0,1 SOC1/(1 + Ls Ш),	(4.14)
где 0,1 - коэффициент пропорциональности,
% т/кг;
111 - выход шлака, т/т чугуна.
Из формулы следует, что кроме величины
SOCT значение [S] зависит от коэффициента
распределения серы Ls и относительного выхода
шлака.
Механизм обессеривания металла известью
включает реакции:
[FeS] - (FeS);
(FeS) + (СаО) <-* (FeO) + (СаО);
(FeO) + С ~ [Fe] + СО;	(4.15)
[FeS] + (СаО) t С [Fe] + (CaS) + СО (4.16)
Вначале FeS диффундирует из металла в
шлак, далее следует его взаимодействие с СаО с
образованием FeO и CaS. Процесс завершается
восстановлением монооксида железа углеродом
кокса или чугуна. Другим восстановителем служит
кремний
(FeO) + 0,5 [Si] = [Fe] + 0,5(SiO2).
При умеренной температуре горна и малом
содержании [Si] главным восстановителем FeO
служит углерод. С повышением нагрева расплавов
и увеличением [Si] роль последнего восстановителя
существенно возрастает.
Скорость и полнота всего процесса
десульфурации определяются реакцией (4.15) как
более медленной в сравнении с двумя
предыдущими. В нормальных условиях плавки
шлак в нижней половине горна содержит 0,2 0,5%
FeO, что обеспечивает удовлетворительное
обессеривание металла. Причем эти величины
несколько завышены, так как стандартный метод
химического анализа не выделяет количество FeS,
представляя все содержащееся в шлаке железо
(включая металлическое) в оксидной форме. По
такой же причине из-за неучета доли MnS в шлаках
завышено количество МпО.
В условиях неровного хода печи, когда в
горн поступают менее восстановленные рудные
материалы, доля FeO в шлаках возрастает, вместе с
ней ухудшается десульфурация чугуна (рис. 4.63).
172
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Рис. 4.63. Зависимость коэффициента
распределения серы Ls от содержания FeO в шлаке
Большое влияние характера хода печи на
обессеривающую способность шлака связано с
ограниченным тепловым резервом горна для
обеспечения процессов восстановления FeO и МпО.
Так, по опытным данным (см. рис. 4.46)
восстановление 0,1% (FeO + МпО) при отношении
этих оксидов 2:1 сопровождается снижением
температуры расплавов на 20°. В результате
дополнительное восстановление в горне, например
0,5%(FeO г МпО), из-за ухудшения восстанови-
тельного процесса выше горизонта фурм ведет к
охлаждению горна на 100°, которое отражается на
вязкости шлака и степени приближения системы
металл-шлак-углерод к равновесию.
В сталеплавильных агрегатах с
окислительной средой содержание FeO в шлаке
достигает 10-25%. Поэтому обессеривание металла
здесь затруднено, борьба с серой обходится много
дороже, чем в доменной печи и процессах
подготовки сырья к доменной плавке.
Максимальное содержание серы Cs в
доменном шлаке, называемое сульфидной
емкостью, определяется пределом растворения
сульфидов, в первую очередь CaS. В пересчете на
серу величина Cs = 1,9-2,0%, она находится в
слабой зависимости от показателей основности
шлака и температуры. Вместе с SOCT сульфидная
емкость определяет минимальный выход шлака Ши
по условиям обессеривания, т/т чугуна
m0 = (0,lSOCI-[S])/Cs.
В случае S0CT = 4,0 кг; [S] = 0,02% и Cs - 1,9%
получим Шо “0,19. Из-за невозможности большего
растворения серы в шлаке рост в этих условиях Soc.
или сокращение выхода шлака ниже 0.19 т/т
вызовут резкое увеличение количества серы в
металле.
По сообщению И.С.Куликова (1962 г),
среднее остаточное количество FeO в шлаках,
равновесных с чугуном и углеродом при 1460°С
составляет 0,09±0,01% и практически не зависит от
основности шлака.
В доменной печи равновесное содержание
FeO не достигается из-за малой скорости
диффузионных процессов и отсутствия
значительных конвективных токов в слоях металла
и шлака во время их накопления в горне. В этих
условиях увеличение критериев основности В] и В?
ведет к снижению доли FeO в шлаке (рис. 4.64),
система чугун-шлак-углерод становится ближе к
равновесию. Возрастает и фактический
коэффициент распределения серы (рис. 4 .65).
Такое действие основности на FeO вызвано
нейтрализацией SiO2 сильными основаниями МпО
и СаО, облегчающей вытеснение закиси железа из
кремнекислых соединений и более полное
восстановление ее углеродом.
Рис. 4.64. Зависимость содержания FeO в шлаке
от показателя основности В2
1,26	1,30	1,34 В2
Рис.4.65. Влияние критерия основности шлака В2
на коэффициент распределения серы Ls
Кроме показателей основности коэффициент
Ls зависит от температуры шлакового расплава. По
лабораторным исследованиям Р Е.Воскобойникова
и В.В.Михайлова (рис. 4.66) повышение нагрева
шлака увеличивает значение Ls. Последнее вызвано
двумя причинами: уменьшением равновесной
величины FeO при взаимодействии этого оксида с
углеродом и ускорением диффузионных процессов
благодаря снижению вязкости шлака. По такая
закономерность справедлива только до некоторого
предела роста В;, за которым вязкость расплава
начинает увеличиваться и снижается величина Ls.
4.9. ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
173
Рис. 4.66. Зависимость коэффициента
распределения серы от основности шлака CaO/SiO2
и температуры (числа у кривых, °C)
Несмотря на хорошую обессеривающую
способность шлаков с критерием основности
Bi> 1.35 в практике их используют редко из-за
быстрого увеличения вязкости при охлаждении и
повышенной температуры затвердевания.
Вследствие образования двухкальциевого силиката
2СаО S1O? многие из этих шлаков при охлаждении
рассыпаются.
Измерения температуры чугуна термопарой
погружения на 198 выпусках показали следующую
связь этого параметра с содержанием серы:
t, °C 1425 1455 1466 1473 1481 1487 1492 1500 1518
[S] 33 31 30 29 28 27 26 25 23
Повышение нагрева металла на 93 град
уменьшило относительное содержание [S] на 30%.
Равновесие системы чугун-шлак-углерод
предопределяет равновесное распределение
кремния между шлаком и металлом, а также
наличие в последнем равновесных концентраций
[С°] и [Si°]. В этом случае доля FeO и коэффициент
Ls определяются в первую очередь условиями
взаимодействия с углеродом и нс зависят от [Si]
Другое положение в реальной доменной
печи, где равновесие упомянутой системы
отсутствует Вследствие особенностей восстанов-
ления кремния его содержание в металле за
пределами окислительной зоны превышает [Si] для
нижней половины горна. Напротив, содержание
углерода в металле верхней части горна ниже
равновесного и не обеспечивает требуемого
сокращения FeO В этих условиях количество
последнего оксида и величина [S] зависят от
содержания кремния в металле.
В наиболее простом случае получения
литейного чугуна на кислых шлаках с почти
постоянной температурой связь между [Si] и [S]
можно описать уравнением:
IS] = [So] - a [Si]05,
где [So] - начальное содержание серы при [Si]~0%;
а - коэффициент пропорциональности.
По данным анализа 692 выпусков чугуна с
1,5-3,5% Si (рис. 4.67) среднее значение а = 0,006,
[Sc] = 0,042%.
Рис. 4.67. Зависимость содержания серы в литейном
чугуне от количества кремния по данным
двух исследований
Подобная связь между [Si] и [S] существует и
в условиях плавки маломарганцовистого
мартеновского чугуна (рис. 4.68), но она более
сложна из-за применения основных шлаков и роста
их температуры по мере увеличения [Si].
Рис. 4.68 Зависимость содержания серы от темпера-
туры чугуна и содержания в нем кремния
Рассматриваемая связь хорошо известна
технологическому персоналу доменных печей. Ее
регулярно используют для получения
малосернистою чугуна путем поддержания на
установленном практикой уровне содержания [Si] и
температуры продуктов плавки изменением расхода
кокса и основности шлака.
Согласно равенству (4.16) с повышением
парциального давления СО в горне равновесие в
системе чугун-шлак-углерод-газ должно смещаться
в сторону более высокого содержания [S].
Термодинамический анализ и лабораторные
эксперименты подтвердили такой вывод, но
производственные наблюдения не показали чёткой
зависимости [S] о г давления дутья. Причина
расхождения теории с действительностью в этом
вопросе будет рассмотрена ниже.
4.9.3.	Зависимость десульфурации
от выхода шлака
Глубокое обогащение железных руд в
процессе их подготовки к доменной плавке
сокращает содержание пустой породы в сырье,
увеличивает производительность печей и снижает
удельный расход кокса. Но из-за уменьшения
выхода шлака получение малосернистого металла
становится более трудным. В частности, с целью
174
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
более полного перевода серы в шлак неизбежно
увеличение показателя его основности (рис. 4.69),
хотя такое действие снижает интенсивность плавки.
Рис. 4.69. Влияние выхода шлака на показатель
ею основности В2 и содержание серы
Для оценки влияния выхода шлака на [S] на
ММК провели опытные плавки с отбором проб
расплавов в середине налива каждого ковша и
измерением температуры термопарой погружения
По итшам химических анализов подсчитали
средний состав чугуна и средневзвешенный состав
верхнего и нижнего шлаков каждого выпуска.
Чтобы уточнить составляющие баланса серы,
измерили ее концентрацию в отходящем газе
Йодометрическим методом и вычислили потери
через колошник. Содержание серы в газе равнялось
0,036-0,052 г/м3, ее унос составил 1,7-2,1 % от
поступления с шихтой без заметной связи с
выходом шлака.
Результаты плавок показали уменьшение
массы серы, уносимой шлаком по мере сокращения
его выхода. Следовательно, для получения
малосернистого чугуна в условиях проплавки
богатых железом рудных материалов поступление
серы с шихтой необходимо сокращать
Другим итогом плавок явилось увеличение
коэффициента Ls по мере сокращения выхода
шлака Благодаря этому явлению серопоглощающая
способность расплава нерудных компонентов
использовалась полнее, система чугун-шлак-
углерод стала ближе к равновесию (рис. 4.70) И
хотя последнему частично содействовало
повышение [Si] и доли нижнего шлака, влияние
упомянутых факторов не было решающим
Главной причиной роста Ls служит
повышение основности немагнитных материалов
заплечиков и образующегося на их основе
промежуточного шлака без изменения критериев В(
и Во для конечного расплава (см. рис. 4.62). При
постоянном температурно-тепловом режиме плавки
уменьшенное количество высокоосновных немаг-
нитных материалов имеет к началу плавления почти
такую же долю SOC7, какая была при более высоком
выходе шлака. В результате при сохраняющемся
количестве серы в каплях металла на юризонте
фурм ее содержание в каплях шлака возрастает
Увеличивается и отношение (S) / [S], формально
отвечающее коэффициенту распределения серы
перед началом жидкофазной десульфурации.
Рис 4.70. Влияние выхода шлака Ш на степень
достижения равновесия СДР по сере
(по А.Л.Галатонову)
Второй этап обессеривания в новых условиях
работы печей совершается медленнее и с меньшей
полнотой, чем в прежних. Кроме повышенного
значения (S) на горизонте фурм это вызвано
необходимостью большего прироста содержания
серы в конечном расплаве при одинаковом переходе
этой примеси из металла в шлак Так как условий для
интенсификации процесса обессеривания горн не
имеет, коэффициент Ls на втором этапе
десульфурации возрастает медленнее снижения
выхода шлака В итоге произведение Ls-Ш в
формуле (4.14) сокращается, вызывая повышение
[S]. Экстраполяция линии (см. рис. 4.70) влево
позволяет полагать, что при Ш = 180-190 кг/т чугуна
степень использования обессеривающей
способности шлака достигает 100%. В мировой
практике по экономическим и технологическим
причинам редко работают с выходом шлака менее
250 кг, в связи с чем фактическая степень
использования обессеривающей способности всегда
меньше 100%.
Преобразование формулы (4.14) позволяет
получить равенство, пригодное для вычисления
минимального выхода шлака (Шо, т/т), по условиям
десульфурации чугуна:
Шо = (0,1 S0CT-[S])/([S]Ls)
В случае Socr = 4,0 кг; [S] = 0,02% и Ls = 50
будем иметь Шо = 0,38.
На ММК в период опытной проплавки
окатышей выход шлака снижали до 0,23-0,24 т, но
ею физико-химические свойства не были
оптимальными из-за повышения Доли АГОз.
Помимо этого, при обычном варьировании [Si]
существенно повысились колебания критериев
основности шлака В| и В2 - вследствие уменьшения
массы SiO2 в расчете на I т чугуна, из-за чего
нагрев горна стал менее устойчив.
Применение шихты с повышенным
содержанием железа предъявляет более высокие
требования к качеству сырья кокса и технологии
ведения плавки. В частности, отклонение
показателей качества шихтовых материалов и
параметров работы печи от установленных норм
вызывают более глубокие расстройства процесса
4.9. ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
175
десульфурации и более значительное повышение
[S], чем это наблюдается при высоком или
умеренном выходе шлака.
4.9.4.	Оптимальное содержание магнезии
Необходимость повышения количества MgO
в шлаке с целью увеличения его жидкоподвижности
и обессеривающей способности появилась на ММК
сразу после вывода из доменной шихты марганцевой
руды и мартеновского шлака. Наличие в ближайших
окрестностях г.Магнитогорска разрабатываемого
Лисьегорского месторождения доломита позволило
без больших трудностей организовать ввод в
аглошихту отходов этого минерала. Для подготовки
и проведения опытных доменных плавок бы пи
приглашены Н.Л.Жило и И.С.Куликов - видные
специалисты в области физико-химических свойств
шлаков и десульфурации чугуна.
По данным лабораторных исследований
увеличение количества MgO в шлаке с 4 до 9% при
значении показателя основности В: - 1,0-1,2
уменьшает вязкость расплава в интервале
температур 1350-1550сС (рис. 4.71). Испытание этих
шлаков на доменных печах позволило получить
дополнительные данные о влиянии MgO и СаО на
десульфурацию чугуна. В процессе исследований
учитывали фактический состав металла и расчетное
содержание [SJ* с поправкой на изменение доли
кремния, фактические Ls и откорректированные Ls*
значения коэффициентов распределения серы, а
также показатели основности шлака Необходимость
использования значений [S]* и Ls* вызвана большим
влиянием [Si] на [SJ (см. рис. 4.68).
Ъ
Па с
0,8
0,4
0.8
0,4
0,8
0,4
0
Рис. 4 71. Зависимость вязкости р доменных шла-
ков ММК от температуры, содержания MgO и по-
казателя основности В] по Н.Л.Жило
Обессеривающую способность СаО и MgO
оценили по приращению коэффициента ALs*,
вызванному добавкой 1% соответствующих
оксидов. С повышением критерия В2 увеличивается
и потенциальная обессеривающая способность
шлака и растет значение ALS* для обоих оксидов
(рис. 4 72) При низких значениях В2
обессеривающая способность MgO почти одинакова
с обессеривающей способностью СаО, хотя
сродство магния к сере много меньше сродства
кальция. Активное обессеривающее действие
магнезии в этих условиях вызвано ее влиянием на
вязкость шлака. Не исключено взаимодействие
паров магния с газообразной серой с образованием
MgS в заплечиках и распаре, но этот процесс еще не
изучен.
Рис. 4 72 Влияние показателя основности шлака В2
на прирост коэффициента распределения серы ALS°
в результате добавки к шлаку 1%:
1 - СаО; 2 - MgO
С увеличением В2 влияние кинетического
фактора (вязкости) ослабляется и вступают в силу
термодинамические характеристики кальция и
магния В итоге обессеривающая способность MgO
возрастает медленнее, чем СаО.
Ниже приведены величины обессеривающей
способности магнезии в долях обессеривающей
способности извести n = AL s Mg0 / AL s Cao для раз-
личных значений В2 и степени приближения систе-
мы чугун-шлак-углерод к равновесию. Последний
показатель характеризуется отношением
фактической концентрации FeO в шлаке к ее
равновесной величине: FeO° = 0,09%:
В2	1.26	1,30.	1,34	1,38	1,42	1,46
FeO/FeO°	4,5	3,9	3,5	2,8	2,2	1,7
п	-	0,94	0.91	0.87	0.82	0,76
Полученная закономерность позволяет пола-
гать. что для равновесных условий (FeO ' FeO° = 1)
обессеривающая способность MgO составит 0.60-
0,65 долей обессеривающей способности СаО.
Приведенные данные показывают недоста-
точную пригодность обычного показателя
В2 "(СаО + MgO) / SiO2 с равной обессеривающей
способностью СаО и MgO для характеристики
свойств шлака в широком диапазоне изменений
содержания MgO. Для этой цели лучше подходит
выражение
В2’ = В( = (СаО + nMgO) / SiO2,
где п - коэффициент эквивалентности.
176
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Оценивая влияние состава шлака на резуль-
таты обессеривания чугуна, технологический пер-
сонал доменных печей редко вычисляет коэффици-
ент Ls и критерий В2. Чаще по данным плавильного
журнала сопоставляют фактическое значение [S] с
количеством свободных оснований CaO+MgO-SiO2
как мерой основности шлака.
Данные рис 4.73 свидетельствуют, что для
конкретных условий плавки такое сопоставление
вполне обосновано.
Рис. 4.73. Влияние количества (СаО + MgO - SiO2)
в шлаке на содержание серы в чугуне
Описанные опытные плавки и повседневная
практика позволили установить оптимальное
содержание MgO для шлаков ММК, равное 7-9%.
Понижение количества магнезии повышает
вязкость и снижает обессеривающую способность
расплава, а повышение ее доли делает физические
свойства шлаков менее устойчивыми и более
подверженными колебаниям состава рудных мате-
риалов и нагрева горна
На Западно-Сибирском металлургическом
комбинате (1969 г.), где испытали шлаки с содержа-
нием до 20% MgO, коэффициент эквивалентности
обессеривающей способности магнезии и извести
при выплавке передельного чугуна составил 0,83, а
при выплавке литейного на более кислых шлаках -
1,02-1,04.
Отдельные железорудные месторождения
России содержат в пустой породе избыточнее ко-
личество MgO и А12О3, не позволяющее получать
жидкотекучие устойчивые шлаки с высокой
обессеривающей способностью. 1 ехнологический
персонал доменных печей в этих случаях стремится
в первую очередь сделать шлаки менее "тяжелыми"
путем уменьшения их вязкости и температуры
затвердевания Чаше всею цель достигают вводом
в состав шихты рудных материалов с кислой
пустой породой или кварцита с добавкой
известняка для компенсации изменения основности
шлака Обессеривающая способность таких
расплавов меньше обессеривающей способности
шлаков оптимального состава
4.9.5.	Десульфурация накопляемого чугуна
Накопление металла в паузе между выпус-
ками совершается под переменным слоем шлака.
влияние высоты которого на процесс десульфура-
ции можно оценить по составу шлака и чугуна пер-
вого периода выпуска каждого из них с учетом час-
тичного перемешивания отдельных слоев до входа
в чугунную летку, в ее канале и горновом желобе.
С момента окончания предыдущего выпуска
до начала последующего в горне большинства печей
ММК накапливается 180-200 т чугуна и 55-60 т до-
бавляется за период выдачи металла В условиях
отработки верхнего шлака и использования чугуно-
возных ковшей емкостью 65-70 т максимальной
высоте слоя расплава нерудных компонентов (рис
4.74) чаще всего соответствовал металл второго
ковша, тогда как последующие порции чугуна нака-
пливались под меньшим слоем шлака Прекращение
отработки верхнего шлака переместило максимум
высоты этого расплава на середину совместного вы-
хода из печи обоих продуктов плавки.
2—
—о
Рис. 4.74. Изменение высоты шлакового расплава
в цикле наполнения и опорожнения горна
в условиях работы с выпуском А и без выпуска Б
верхнего шлака:
1	- начало выпуска верхнего шлака;
2	,3 - то же чугуна и нижнего шлака
Высокая доля серы в первых порциях нижне-
го шлака (см. рис. 4.49) по сравнению с верхним
свидетельствует о неравномерном ее распределении
по высоте горна по причине более длительного пре-
бывания в печи нижних слоев по сравнению с верх-
ними В результате после открытия шлаковой летки
не только уменьшается количество оставшегося в
печи расплава нерудных компонентов, но и возрас-
тает (S) за счет удаления верхней малосернистой
части шлака. В связи с этим полнота удаления (S) во
второй половине периода накопления чугуна снижа-
ется в большей степени, чем высота слоя шлака.
После прекращения на металлургических
предприятиях отработки верхнего шлака десульфу-
рация чугуна улучшилась, но по-прежнему про-
должает определяться содержанием серы в самом
нижнем слое шлакового расплава, контактирую-
щим с металлом.
На рис. 4.75 показаны составы шлака и ме-
талла на момент открытия чугунной летки без от-
работки верхнего шлака. Высота слоёв чугуна и
шлака разделена на 10 равных частей, состав каж-
дой части шлака определён по опытным данным,
содержание [S] - при одинаковом значении Ls - 40
В начале накопления чугуна, когда его капли
проходят через первый слой шлака с относительно
малым количеством серы, только что поступившим
из фурменной зоны, содержание [S] минимально. С
течением времени доля серы в нижнем слое шлака
4.9. ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
177
возрастает, вместе с ней повышается и ее количество
в верхнем слое чугуна. Максимальная насыщенность
серой нижнего слоя шлака и верхнего слоя чугуна
достигается к началу выпуска последнего. Измерен-
ное различие содержания серы в шлаке составило
20%, но фактическая его величина в печи больше из-
за частичного перемешивания соседних слоев каж-
дого из расплавов перед поступлением в канал чу-
гунной летки, в ее канале и горновом желобе.
Рис. 4.75. Изменение содержания серы по высоте
слоев продуктов плавки перед выпуском из печи;
а шлак; б - чугун;
№ - порядковый номер слоя
Лимитирующее действие на процесс десуль-
фурации граничных слоев металла и шлака не по-
зволяет надеяться на достижение равновесия по
сере для всей массы расплавов даже при самых
благоприятных условиях работы доменной печи.
Кроме высоты слоя шлака скорость и полно-
за десульфурации чугуна в период накопления за-
висят от количества FeO и МпО. С уменьшением
доли этих оксидов возрастает содержание серы в
шлаке (рис. 4.76), свидетельствуя о более полном
ее переходе из металла. Причем сравнительно ма-
лое изменение количества (S) не означает слабое
развитие процесса десульфурации. Например, при
выходе шлака 0,40 т/т, начальном содержании в
шлаке и металле 1,00 и 0,034% S увеличение (S)
всего лишь на 0.03% позволит снизить содержание
серы в чугуне до 0,022%, коэффициент Ls повысит-
ся с 29,4 до 46,7.
Рис, 4 76. Зависимость содержания серы от количе-
ства FeO+MnO в шлаке: 1 - верхнем, 2 - нижнем
Скорость подъема поверхностей металла и
шлака в первой части периода наполнения горна
постоянна, тогда как во второй она уменьшается
из-за вертикального перемещения слоя кокса на
0,20 0,25 м. По порозности этого слоя 0,45 м3/м3
уровень чугуна на горизонте чугунной летки опус-
тится на 0,25 0,30 м, заполняя освобождаемый кок-
сом объем. Во второй половине выпуска слой кокса
возвращается в исходное положение и поднимает
уровень металла. В итоге часть чугуна, образовав-
шегося в начале наполнения и успевшего охладить-
ся, выходит из печи в конце выпуска.
4.9.6.	Изменение состава чугуна
во время выпуска
По ходу выпуска в чугуне обычно несколько
возрастают концентрации марганца и фосфора и
значительно сокращается содержание серы (рис.
4.77). Температура металла сравнительно быстро
повышается только в первой половине выпуска (до
появления шлака), тогда как во второй ее рост за-
медляется и даже иногда наблюдается понижение
на 10-15 град. Доля [С] и [Si] в первом периоде
остается постоянной или слабо возрастает вследст-
вие повышения нагрева металла, во втором обычно
уменьшается из-за расхода этих элементов на вос-
становление FeO и МпО. Во многих случаях в кон-
це выпуска наблюдали противоположную тенден-
цию изменения состава чугуна из-за выхода из печи
части металла, образованного в начале накопления.
Кроме особенностей формирования слоев
продуктов плавки в горне значительное изменение
[S] во второй половине выпуска вызвано интенсив-
ным вторичным взаимодействием металла и шлака
(вторичной десульфурацией) в канале чугунной
летки и горновом желобе. На ММК это явление
автор обнаружил в 1957 г., позже о нем сообщили
другие исследователи.
Рис. 4.77. Изменение содержаний кремния,
марганца, фосфора и серы во время выпуска чугуна
из печи с повышенным давлением
колошниковых газов (1957 г)
На рис 4.78 показано изменение [S] при по-
явлении шлака в период наполнения второго,
третьего и четверю! о чугуновозных ковшей полез-
ной емкостью 65-70 т. Во всех случаях быстрое
снижение [S] соответствовало началу выхода шла-
178
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ка. Относительная разность содержаний серы в
первых и последних порциях металла составила
34-38%, чего не имелось до начала 1950-х гг. Ли-
нейная связь между убылями серы и кремния (рис.
4.79) свидетельствует об участии во вторичном
обессеривании [Si], снижающего долю FeO в шлаке
горнового желоба по сравнению с имевшейся в пе-
чи перед началом выпуска.
Рис. 4.78. Изменение температуры и состава чугуна
во время выпуска из печи
(числа у кривых - порядковый номер ковша,
при наполнении которого появился нижний шлак)
Рис. 4.79. Связь уменьшения концентрации
кремния и серы по ходу выпуска чугуна
Главной причиной рассматриваемого явле-
ния послужил перевод всех доменных печей ММК
в 1950-1954 гг. на работу с повышенным давлени-
ем колошниковых газов. Вследствие этого возрос-
ло давление дутья и парциальное давление СО в
горне, которое уменьшило равновесный коэффи-
циент распределения серы Ls°. При постоянной
степени приближения к равновесию по сере про-
порционально снизился и фактический коэффици-
ент L$ для периода накопления продуктов плавки.
В итоге в начале выпуска из печи стал выходить
чугун с повышенным содержанием серы, отвечаю-
щий ее количеству в накопленном слое.
Во время выпуска продуктов плавки давле-
ние растворенных в них газов снижается до атмо-
сферного. Пока выходит только металл, это явле-
ние не влияет заметным образом на его химический
состав, отвечающий высокому парциальному дав-
лению СО.
Поступление в таких условиях в канал летки
и горновой желоб шлака увеличивает значения L$°
и Ls, в связи с чем содержание серы в чугуне сни-
жается. При этом степень уменьшения [S], характе-
ризующая относительное развитие вторичной де-
сульфурации, находится в прямой зависимости от
давления дутья (рис. 4.80).
Рис. 4.80. Зависимость величины вторичной
десульфурации ВД чугуна от давления
горячего дутья Рл (1957-1973 гг.)
Вторичное обессеривание является завер-
шающим этапом жидкофазной десульфурации. Так
как оно во всех доменных печах совершается при
близком к атмосферному общем давлении газов,
четкой зависимости [S] от давления дутья или пар-
циального давления СО в горне не получено. В
этом и состоит главная причина расхождения части
теоретических положений с действительностью.
Повышению роли вторичного обессеривания
после перевода доменных печей на новый режим
работы способствовало сокращение диаметра и
некоторое увеличение длины канала чугунной лет-
ки, осуществленное для обеспечения нормальной
массовой скорости выпуска чугуна и шлака.
Большой разброс данных (см. рис. 4.80)
свидетельствует о значительном влиянии на сте-
пень вторичного обессеривания других факторов,
кроме давления дутья. К ним относятся: наличие
или отсутствие выпуска верхнего шлака, регуляр-
ность продувки чугунной летки горновым газом,
соотношение между массами чугуна и нижнею
шлака.
Регулярная продувка выпускного отверстия
горновым газом повышает температуру слоя кокса
в секторе расположения чугунной летки. В резуль-
тате десульфурация чугуна шлаком протекает здесь
полнее в сравнении с другими секторами горна,
повышается неравномерность состава металла в
первой половине выпуска. С повышением числа
выпусков из-за увеличения производительности
печи возрастает доля удаляемого через чугунную
летку шлака. В связи с этим повышается относи-
тельная и абсолютная массы чугуна, подвергаю-
щиеся вторичному обессериванию
В период работы доменных печей с низким
давлением колошниковых газов вторичная десуль-
фурация была выражена слабо (рис. 4.81), значения
[С] и [Si] мало менялись по ходу выпуска. Поэтому
состав чугуна, как и состав нижнего шлака, прини-
мали одинаковым для всего выпуска.
4.9. ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
179
Рис. 4.81. Изменение состава чугуна во время
выпуска при работе доменной печи
с низким давлением колошниковых газов
Необходимо помнить, что отбираемые у до-
менной печи пробы жидких продуктов плавки и
получаемые на их основе химические анализы
предназначены только для текущего технологиче-
ского контроля хода плавки. С целью снижения
расходов на содержание химических лабораторий
принято отбирать и анализировать одну пробу ме-
талла за весь выпуск, одну или меньше (через вы-
пуск) количество проб шлака. Так как моменты
отбора проб относительно начала выпуска не име-
ют строгой регламентации, химический анализы
металла и шлака не всегда согласуются между со-
бой и не полностью отражают средний состав обо-
их расплавов.
Более точные сведения дают маркировоч-
ные анализы проб металла, сливаемого на разли-
вочных машинах, которые предназначены для ком-
мерческих расчетов с потребителями чушкового
чугуна. По государственному стандарту в этом
случае пробу металла отбирают в середине слива
каждого чугуновозного ковша.
Недостаточная представительность техноло-
гических проб металла по содержанию серы часто
вызывает споры на металлургических предприяти-
ях между производителями и потребителями жид-
кого чугуна.
4.10.	ВЫПУСК ЧУГУНА И ШЛАКА
4.10.1.	Организация и ход выпуска
Из печей среднего объема чугун выдают 10-
14 раз в сутки равномерно по времени. Количество
выпусков зависит от производительности агрегата,
высоты и диаметра горна. Уровень металла перед
выпуском не должен превышать горизонта шлако-
вых леток даже в условиях прекращения отработки
верхнего шлака.
В паузах между выпусками ремонтируют
горновой и транспортные желоба, незадолго до
начала выдачи металла привозят и устанавливают
на положенное место чугуновозные и шлаковые
ковши, заряжают огнеупорной запорной массой
пушку - механизм для закрытия чугунной летки.
Для удобства обслуживания канал последней на-
клонен к горизонту на 12-14°, снаружи он имеет
расширение (футляр) в форме усеченного конуса
для ввода носка пушки перед подачей запорной
массы. Чтобы ускорить выделение влаги и газов,
основную часть засохшей массы удаляют из летки
в паузах между выпусками, а оставшуюся непо-
средственно перед выпуском измельчают буром -
перовым сверлом, приводимым во вращение бу-
рильной машиной. Измельченные частицы выду-
вают из канала сжатым воздухом. Характер изме-
нения нагрева по длине летки (рис. 4.82) соответст-
вует изменению температуры стенки горна, но
применение безводной запорной массы способст-
вует лучшему прогреву внешней половины выпу-
скного отверстия. Летку вскрывают струей кисло-
рода. подаваемого через стальную трубку неболь-
шого диаметра или буром.
Рис. 4.82. Изменение температуры по длине канала
чугунной лётки для запорных масс:
I - безводной;2 - водной
Из выпускного отверстия чугун и шлак посту-
пают в горновой жёлоб (рис. 4.83) с наклонными
стенками и дном. В конце жёлоба имеются футеро-
ванная скиммерная плита (скиммер) и песчаный пе-
ревал для чугуна, перед скиммером - шлаковый жё-
лоб с небольшим перевалом из коксовой мелочи.
Скиммер предназначен для направления потока
шлака в шлаковый жёлоб, изменением высоты пере-
валов регулируют соотношение объемов обеих жид-
костей в горновом жёлобе, избегая значительного
попадания чугуна в шлаковый жёлоб и шлака в чу-
гуновозные ковши Уровень шлакового перевала
устанавливают так, чтобы пыак не заливал футляр.
Скорость выхода чугуна и шлака зависит от
диаметра и длины канала летки, вещественного
состава запорной массы, химического состава и
температуры продуктов плавки, высоты их слоя в
горне, давления горячего дутья. Малый диаметр и
180
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
большая длина канала летки, высокая вязкость чу-
гуна и шлака, низкое давление дутья замедляют
удаление расплавов из печи, тогда как противопо-
ложное изменение параметров его ускоряет.
Рис. 4.83. Горновой желоб:
1 - футляр чугунной летки; 2 - шлак; 3 - чугун; 4 -- шлаковый желоб
с перевалом; 5 - скиммер; 6 - перевал для чугуна
Выпуск чугуна состоит из двух периодов: до
и после появления шлака (рис. 4.84). Прекращение
отработки верхнего шлака увеличило объем уда-
ляемых через чугунную летку расплавов и продол-
жительность их выхода из печи без принципиаль-
ного изменения хода выпуска. Во всех случаях в
начале первого периода интенсивность движения
чугуна невелика, но быстро возрастает по причине
небольшого укорочения и некоторого расширения
канала летки. Позже скорость выхода металла
уменьшается, а скорость удаления шлака возраста-
ет, достигая максимума в середине второго перио-
да. В дальнейшем из-за понижения уровня распла-
вов в горне интенсивность их выхода из печи сни-
жается и в конце выпуска становится наименьшей.
При этом соотношение между металлом и шлаком
непрерывно меняется в сторону возрастания доли
последнего.
Рис 4 84. Изменение интенсивности И выпуска из
доменной печи.
1 - чугуна; 2 - шлака; 3 - суммарной
Выпуск завершается продувкой чугунной
летки горновым газом и заполнением ее канала за-
порной массой. Продувка необходима, чтобы убе-
диться в достаточно полной выдаче чугуна и шлака
из печи Далее следуют две операции: удаление
жидкого шлака из горнового желоба в шпаковый
понижением шлакового перевала почти до уровня
металла и спуск чугуна из горнового жёлоба в чу-
гуновозный ковш, но на печах с малой паузой меж-
ду выпусками последнюю операцию выполняют
только два-три раза в сутки. Чтобы уменьшить ох-
лаждение металла, его поверхность засыпают слоем
коксовой мелочи.
Для сокращения протяженности
транспортного жёлоба чугуновозы
наполняют посредством качающейся
ванны, позволяющей во время налива
одного ковша подтягивать электроле-
бедкой порожние по соседнему же-
лезнодорожному пути.
4.10.2.	Разделение чугуна и шлака
Осуществляется в горновом желобе. Эта
операция необходима для снижения уноса чугуна
со шлаком и попадания шлака в чугуновозные
ковши. Ее полнота зависит от конструкции желоба,
интенсивности выпуска, физико-химических
свойств продуктов плавки и происхождения содер-
жащихся в шлаке гранул металла.
По последнему признаку металлические час-
тицы можно разделить на две группы. К первой
относятся гранулы размером 0-2 мм, ко второй -
более крупные. Судя по малому содержанию угле-
рода и высокому кремния (соответственно 3,6-3,9 и
2,0-2,2%), основу капель первой группы составля-
ют частицы восстановленного из FeO железа, дли-
тельное время находившиеся в слое шлака при ог-
раниченном контакте с углеродом и не успевшие
соединиться со слоем чугуна. Капли второй группы
образованы дроблением струи металла в канале
чугунной летки и горновом желобе, вследствие
чего их химический состав близок к составу чугуна
на выпуске.
По измерениям В.А.Чудинова (1982 г.), в на-
чале горнового желоба (1,5 м от футляра) мелкие
капли металла расположены преимущественно в
верхнем слое шлака, крупные - в нижнем (рис.
4.85). Перед поступлением в шлаковый желоб
большая часть крупных капель соединяется со сло-
ем чугуна, поэтому размер и масса уносимых шла-
ком частиц металла значительно меньше, чем в на-
чале горнового желоба.
Различие крупности капель металла по высо-
те слоя шлака вызвано двумя причинами: действи-
ем закона Стокса и наличием брызг из летки Пер-
вая причина заставляет крупные капли опускаться
быстрее мелких, поэтому по мере перемещения от
летки к шлаковому желобу основная часть капель
большого размера из верхнего слоя шлака перехо-
дит в средний и нижний. Наиболее крупные из вы-
брошенных 1азом брызг чугуна проникают в шлак
достаючно быстро, тогда как погружению мелких
препятствует поверхностное натяжение шлака. По
определению А.А.Дерябина и сотрудников (1980 г.)
наибольшую устойчивость на поверхности шлака
4.10. ВЫПУСК ЧУГУНА И ШЛАКА
181
имеют частицы 0.6-1,9 мм, которых много в горно-
вом и шлаковом желобах.
Рис 4.85. Изменение крупности капель чугуна
(ОС - остаток на сите) в слоях шлака
из горнового желоба:
1 - верхнем; 2 - среднем; 3 - нижнем
Ниже приведены гранулометрический и хи-
мический составы брызг чугуна, падающих в гор-
новой желоб (числитель) и за его пределами (зна-
менатель), %:
Диаметр, мм	0-1	1-2	2-5	5-7
Доля в общей	3g	31	20	п
массе
Содержание’
С	3,9/3,8 4.42/3,93 4.46/4,29 4,5/4,38
Si	0,83/0,74 1,01/0,82 1,15/0,95 1,15/1,0
Из-за частичного окисления кислородом
воздуха содержание углерода и кремния в брызгах
ниже, чем в выпускаемом чугуне. В мелких грану-
лах с высокой удельной поверхностью окисление
проходит полнее по сравнению с крупными, усили-
вается оно и с увеличением дальности полета
брызг.
По химическому составу капли чугуна круп-
нее 2 мм из шлакового желоба близки к брызгам
такого же размера. Это свидетельствует о сущест-
венном влиянии на величину потерь металла со
шлаком брызг чугуна, особенно значительных при
длительной продувке летки в конце выпуска, когда
поток брызг часто достигает скиммера
После падения в горновой желоб окисленная
часть брызг реагирует со шлаком, из-за чего содер-
жание FeO в верхнем его слое оказывается больше,
чем на границе с чугуном:
Расстояние от				
поверхности	40	170	310	440
шлака, мм				
FeO, %	0,93	0,68	0,53	0,47
Это явление увеличивает долю FeO в шлаке
горнового и шлакового желобов второй половины
выпуска в сравнении с выходящим из летки рас-
плавом.
На полноту разделения продуктов плавки в
горновом желобе существенно влияет вязкость
шлака (рис. 4.86). Для шлаков ММК обычного на-
грева (1450-1500°С) наименьшая вязкость достига-
ется при критериях основности Bi = 1,05 - 1,10 и
В2 = 1,27 - 1,32, эти же значения критериев обеспе-
чивают минимальные потери чугуна со шлаком.
Получение литейного чугуна на шлаках понижен-
ной основности и более высокой вязкости сопро-
вождается ростом потерь металла почти пропор-
ционально содержанию кремния.
В начале горнового желоба масса частиц
первой группы по отношению к шлаку меняется по
ходу выпуска мало, тогда как содержание капель
2-7 мм существенно зависит от интенсивности вы-
хода обоих расплавов:
Интенсивность,
м3/мин
Содержание капель
2-7 мм, %
1,3	1,9	2,5	3,0	3,9
38	47	58	64	79
Пропорционально возрастает унос чугуна из
горнового в шлаковый желоб как из-за более энер-
гичного перемешивания продуктов плавки в канале
летки и их разбрызгивания на выходе из футляра,
так и вследствие сокращения времени пребывания
шлака в горновом желобе.
Среднее содержание капель чугуна 2 -0 мм в
горновом и шлаковом желобах составило на ММК
2,9 и 0,6% массы шлака или 0,8 и 0,2% от выхода
металла. Последняя величина является практиче-
ским пределом совершенствования конструкции
горнового желоба и технологии выпуска продуктов
плавки. Фактические потери чугуна со шлаком
обычно составляют 0,8-1,5%.
Рис. 4.86 Зависимость потерь чугуна П
от показателя основности Вь температуры
(числа у кривых, °C) и вязкости шлака п
Совместное движение продуктов плавки в
канале летки и образование ими брызг при выходе
из горна вызывают внедрение многих частиц шлака
в чугун. Наиболее крупные из них за время пребы-
вания в горновом желобе всплывают и присоеди-
няются к слою шлака, а мелкие выделяются из ме-
талла позже и попадают в чугуновозы. Сюда же
поступает небольшое количество шлака со спус-
каемым из горнового желоба металлом
182
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
4.10.3.	Выделение газов
Восстановленное железо поглощает часть
содержащегося в газе Н2 с образованием простого
эндотермического раствора (химические соедине-
ния водорода с железом отсутствуют). С повыше-
нием нагрева растворимость водорода возрастает
линейно, за исключением некоторых отклонений в
точках фазовых превращений и при температуре
плавления. Выделение избыточного количества
водорода при быстром охлаждении слитков и заго-
товок некоторых марок стали вызывает появление
мелких внутренних трещин (флокенов), снижаю-
щих прочность металла
В связи с малой плотностью водорода вели-
чину его абсорбции железом и его сплавами изме-
ряют в единицах объема По закону Сивертса этот
показатель пропорционален корню квадратному из
величины парциального давления водорода в газо-
вой фазе (Рн, кПа)
(Н]=0,1Но*(Рц)1£г,
где [Н], Но - соответственно фактическое количе-
ство водорода в металле и его предельное содержа-
ние при Рн = 101 кПа (л/кг)
Из равенства следует, что перед проникно-
вением в металл молекулы газа диссоциируют на
атомы и только в таком виде им поглощаются.
Чистое железо при 1000°С растворяет водо-
рода 0,274 л/кг, а температурный коэффициент аб-
сорбции равен 0,033 л/(кг*100 К). Добавки кремния
и марганца до отвечающих передельному чугуну
значений меняют растворимость водорода в разных
направлениях:
[Н]-Но(1 - 0,25Si + 0,22Мп)
Влияние углерода на абсорбцию водорода
более сложно. В доэвтектических сплавах значение
[Н] уменьшается с ростом доли углерода, тогда как
в заэвтектических оно возрастает в сравнении с
эвтектикой Хром в обычных для чугуна концен-
трациях уменьшает растворимость водорода, титан
её увеличивает.
Значения Рн в горне доменных печей ММК
при работе без и с вдуванием природного газа рав-
нялись соответственно 10 и 30-40 кПа, а вероятный
объем поглощенного передельным маломарганцо-
вистым чугуном водорода составлял 0 03 и 0,05-
0,06 м3/т или 20 40% объема жидкого металла.
После выхода чугуна из летки давление га-
зов резко падает, а сам чугун начинает охлаждаться
вследствие потерь тепла в окружающую среду. Из-
за этого растворимость водорода уменьшается, и
весь его избыток выделяется из металла с объеди-
нением атомов в молекулы. При соприкосновении с
воздухом водород сгорает с образованием белого
прозрачного пламени, видимого у футляра чугун-
ной летки и над поверхностью чугуна (особенно во
второй половине выпуска, после появления шлака).
У маломарганцовистых литейных чугунов такого
пламени сравнительно мало, тогда как низкокрем-
нистые передельные чугуны с повышенным содер-
жанием марганца имеют над поверхностью много
огненных язычков, по форме и величине которых
опытные технологи судят о приблизительном со-
держании марганца в металле.
Обильное выделение и горение водорода над
поверхностью выпускаемых из печи зеркального
чугуна и ферромарганца придает им белый цвет.
Весь избыточный водород выделяется во
время движения чугуна по горновому и транспорт-
ному желобам. Поэтому его количество перед за-
ливкой металла в сталеплавильные агрегаты нахо-
дится на низком уровне (0,02-0,05 л/кг), опреде-
ляемом температурой и составом чугуна и практи-
чески не зависящем от содержания Н2 в горновом
газе. По этой причине не оправдались опасения
некоторых металлургов в 1948-1950 гг. о возмож-
ном повышении флокенов в стали при использова-
нии в доменных печах увлажненного дутья
В шлаках водород абсорбируется в форме
ионов гидроксильной группы ОН пропорционально
квадратному корню из парциального давления Н?О
в газе. В доменной печи водяной пар присутствует
только в окислительной зоне, где и возможно по-
глощение водорода шлаком. В остальной части
горна постоянно поддерживается восстановитель-
ная атмосфера, препятствующая абсорбции водо-
рода. По этой причине вероятные потери рассмат-
риваемого газа со шлаком (в форме пузырьков,
всплывающих через слой шлака и увлекаемых по-
следним во время выхода из горна) ничтожны по
сравнению с поступлением водорода в печь
Кроме водорода восстановленное железо по-
глощает азот, образующий нитриды с железом
(Fe2O, Fe4N, FegN) и другими металлами Их нали-
чие снижает ударную вязкость стальных изделий в
процессе службы, что явилось одной из главных
причин отказа от использования атмосферного ду-
тья в конвертерных способах производства стали.
Величину абсорбции азота измеряют в еди-
ницах массы Она повышается с ростом температу-
ры и парциального давления N2 в газовой фазе,
подчиняясь закону Сивертса. Чистое железо при
1600°С растворяет азота 0,044%, температурный
коэффициент абсорбции равен 0,001 %/100 К.
Добавки к железу углерода, кремния и хрома
уменьшают растворимость азота, добавки марганца
и титана ее увеличивают Работа на повышенном
давлении колошниковых газов увеличивает парци-
альное давление азота в горне и благоприятствует
насыщению чугуна этим газом.
Во время движения в канале выпускного от-
верстия. горновом и транспортном желобах избы-
точный азот выделяется из металла в атмосферу, в
связи с чем его содержание в чугуне (0.006
0,010%) меньше равновесного для горна и зависит
в основном от состава чугуна В частности, при
наличии в последнем значительного количества
титана появляются нитрид и карбонитрид этого
элемента.
Хотя кислород и образует с жидким железом
монооксид FeO, но высокое содержание кремния и
4.10. ВЫПУСК ЧУГУНА И ШЛАКА
183
углерода исключают растворение в жидком чугуне
заметного количества этого газа
Доменный шлак в горне печи абсорбирует
азот, избыток которого он выделяет при выходе из
шлаковой и чугунной леток, во время движения в
горновом и транспортном желобах и пребывания в
шлаковом ковше. По измерениям на ММК газона-
сыщенность составляет 0,1 -0,3 л/кг шлака, увели-
чиваясь с повышением температуры и критерия
основности В( В газе содержалось, %: 60-65 N2;
20-25 СО; 10 15 Н2, при контакте его пузырьков с
воздухом возникают вспышки пламени. Монооксид
углерода выносится потоком шлака из печи, водо-
род - из печи и выделяется из чугуна в горновом
желобе.
Высокая газонасышенность обеспечивает хо-
рошее вспучивание шлака при быстром его охлаж-
дении в процессах грануляции и производства шла-
ковой пемзы, но негативно отражается на состоянии
печи при изменении технологического режима. Так,
резкое уменьшение давления дутья открытием дрос-
сельных клапанов или клапана снорт вызывает вы-
деление из находящихся в горне расплавов избыточ-
ного количества Н2 и N2, сопровождающееся крат-
ковременным вскипанием слоев чугуна и шлака.
При расположении уровня последнего вблизи гори-
зонта воздушных фурм шлак в это время часто зали-
вает фурмы и сопла, чему способствует и дополни-
тельное погружение кокса в чугун из-за увеличения
вертикального давления потока шихты
4.10.4.	Образование искр
Из чугуна водород и азот удаляются совме-
стно в виде бесчисленного количества мелких пу-
зырьков, подобно выделению СО2 из газированной
воды или напитков
Рис. 4 .87. Схема
образования искр
при выпуске чугуна
из доменной печи:
а - зарождение и рост
пузырька газа,
б - всплеск и выброс
капли металла
Зарождаясь в
глубине слоя металла
(рис. 4.87), пузырьки
имеют большое внут-
реннее давление. По
мере движения к по-
верхности их объем
быстро увеличивается
как за счет присоеди-
нения новою количе-
ства газов, так и
уменьшения высоты
слоя чугуна. После
разрыва пленки метал-
ла давление газа внут-
ри пузырьков резко
снижается до атмо-
сферного, вызывая
быстрое движение
вверх части жидкости
для заполнения осво-
бодившегося про-
странства. Под дейст-
вием сил инерции про-
исходит не превы-
шающий объема пузырька всплеск чугуна, от кото-
рого отрывается и выбрасывается на значительную
высоту маленькая капля металла. Ее окисление ки-
слородом воздуха сопровождается извержением
содержимого капли и образованием искр, по коли-
честву, размеру и форме которых опытные техно-
логи судят о содержании в чугуне кремния.
Связь состава металла с характером искре-
ния вызвана следующими причинами. Передельные
чугуны с низким содержанием кремния и повы-
шенным марганца, близкие по количеству углерода
к эвтектическим, имеют малую вязкость и быстро
застывают при охлаждении до 1150°С. Высокая
газонасышенность и низкая вязкость таких чугунов
благоприятствуют образованию большого числа
мелких пузырьков газа и выбросу в воздух столь же
большого числа мелких капель металла. Уменьше-
ние доли марганца в низкокремнистых чугунах вы-
зывает появление бурого дыма, свидетельствующе-
го об интенсивном окислении капель железа.
В доэвтектических чугунах с 0,5-1,0% Si и
0,2-0,5% Мп силы внутреннего трения более зна-
чительны в сравнении с предыдущими, а газона-
сыщенность ниже. Вследствие этого количество
искр над горновым желобом и прилегающей к нему
части транспортного желоба существенно меньше,
но размер и высота их образования над поверхно-
стью металла возрастают, бурый дым исчезает.
Дальнейшее повышение доли кремния снижает
растворимость водорода и азота и делает чугуны
более вязкими, что увеличивает продолжитель-
ность выпуска расплавов при неизменных парамет-
рах канала чугунной летки. Размер и высота выбро-
са капель увеличиваются при одновременном со-
кращении их количества, многие капли не образу-
ют искр.
При получении синтетического литейного чу-
гуна путем растворения в обычном передельном чу-
гуне марки П1 кускового 75%-го ферросилиция ти-
пичная для малокремнистого металла мелкая густая
искра над транспортным желобом исчезала в связи с
увеличением вязкости и поверхностного натяжения
расплава и заменялась характерной для литейных
чугунов крупной редкой искрой. Из-за снижения
предела растворимости углерода в железе наблюдали
обильное выделение графита как над транспортным
желобом, так и в чугуновозных ковшах
При нормальной температуре горна неболь-
шое количество искр образуется и над транспорт-
ными желобами для верхнего и нижнего шлаков,
когда выделяющиеся из последних пузырьки газа
увлекают с собой и выбрасывают в воздух мелкие
капли металла. Искрение возрастает при снижении
нагрева горна и увеличении в шлаке содержания
FeO
Учет особенностей поведения чугуна и
шлака во время выпуска из печи позволял наблю-
дательным и мыслящим металлургам прошлых
десятилетий успешно плавить металл в условиях
малого количества контрольно-измерительных
приборов и ограниченного применения химиче-
ских анализов.
184
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
4.10.5.	Выделение графита
Наличие спели (от «спелый», «поспевший»)
на выпусках продуктов плавки издавна служит при-
знаком завершенности формирования химического
состава чугуна и его пригодности для дальнейшего
использования. При выплавке передельных марок
металла пластинки (чешуйки) спели имеют 1,5-
3 мм в поперечнике, при выплавке литейных их
размер увеличивается в 2-3 раза.
Графит выделяется из чугуна как в горне до-
менной печи, так и во время нахождения металла
вне её. Главной причиной этого явления служит
снижение температуры чугуна в условиях практи-
чески полного насыщения углеродом. В начале на-
копления очередной порции чугун имеет высокий
физический нагрев и отвечающее ему содержание
углерода, тогда как к концу накопления температу-
ра нижних слоев и количество в них углерода
уменьшаются вследствие потерь тепла через стенки
горна и лещадь. Избыточный углерод в виде спели
отлагается на стенках горна и поверхности частиц
кокса, где в значительной мере и задерживается, но
некоторая доля графита всплывает на поверхность
слоя шлака и поднимается последним до горизонта
воздушных фурм.
Многие измерения температуры термопарой
погружения в конце горнового желоба (между
скиммером и перевалом) показали регулярное по-
вышение температуры от начала до конца выпуска
на 40-50°. Наиболее быстрое увеличение нагрева
имелось при наполнении первого чугуновозного
ковша (рис. 4.88) полезной емкостью 65-70 т, что
вызвано не только выходом из печи охлажденного
металла, но и затратой тепла на прогрев футеровки
горнового желоба.
Рис. 4.88. Изменение температуры чугуна
по ходу выпуска
Отклонения от общей закономерности на-
блюдали в случаях неравномерного распределения
газов по окружности печи, когда в том или ином
секторе горна имелась группа фурм с низкой тем-
пературой горения топлива. При расположении
этого сектора вблизи чугунной летки увеличива-
лась разность температур в начале и конце выпуска
и менялся характер роста нагрева, а удаленное рас-
положение сектора вызывало понижение темпера-
туры чугуна в середине или конце выпуска. Вместе
с температурой менялись химический состав и ха-
рактер искрения чугуна.
Снижение нагрева металла в транспортном
жёлобе между перевалом и ванной одноносковой
разливки составляет на ММК 10-12 град, а общее
снижение в горне и на литейном дворе достигает
55 -60 град. Вследствие этого на I т чугуна образу-
ется 1,5 кг графита, а для выпуска массой 270-300 т
его выделение достигает 400 450 кг. Главная часть
графита уносится потоком чугуна и шлака в соот-
ветствующие ковши, но много его мелких частиц
поднимается горячими газами в воздух и рассеива-
ется по поверхности литейного двора, поддоменни-
ка и подъездных железнодорожных путей.
Спель дополнительно выделяется во время
наполнения, транспортирования и ожидания слива
чугуновозных ковшей, загрязняя помещения разли-
вочных машин, пунктов перелива чугуна и миксер-
ных отделений сталеплавильных цехов. По измере-
ниям на ММК разность температур чугуна перед
наполнением ковшей и переливом металла в мик-
серы сталеплавильных цехов составляет 110—
140 град, что обеспечивает выделение в чугуновоз-
ных ковшах 3,0-3,5 кг графита на 1 т чугуна. Об-
щие потери углерода при выпуске чугуна из до-
менной печи и его транспортировке в жидком виде
к потребителям составляют 4-5 кг/т. Для их сниже-
ния необходимо уменьшать время полного оборота
ковшей.
Спель содержит 95 96% С, 2-3% Fe и может
во многих графитовых изделиях заменить природ-
ное сырье, но трудности сбора не позволяют ис-
пользовать спель в народном хозяйстве.
Полнота выделения графита и крупность его
частиц зависят от массы и скорости охлаждения
чугуна. При капитальных ремонтах доменных пе-
чей I разряда не всегда удается выпустить весь чу-
гун из разрушенной части лещади. Оставшаяся
часть металла («козел») охлаждается медленно,
выделяя графит, о чем свидетельствуют результаты
анализа отобранных проб по оси печи, %:
Расстояние от поверхности, м	0,2	0,7	1,7
Si	0,55	0,58	0,6
Мп	0,4	0,49	057
S	0,068	0,042	0,038
С	2,72	3.55	3,64
Граница кристаллизации перемещалась сни-
зу вверх. Выше поверхности «козла» имелось
большое скопление крупных пластинок спели, кок-
совой мелочи, шлака и пропитанных чугуном ку-
сочков кокса, которые до выдувки печи были по-
гружены в металл.
Выделение пластинок графита происходит
и во время охлаждения чугуна в мульдах разли-
вочных машин. При переплавке в вагранках со-
держащиеся в чушках крупные включения графи-
та полностью не растворяются, способствуя обра-
зованию в литых изделиях нежелательной круп-
нокристаллической структуры Чтобы ограничить
развитие этого процесса, масса чушки не должна
превышать 18 кг. •
4.10 ВЫПУСК ЧУГУНА И ШЛАКА
185
4.10.6.	Образование скрапа, корок
и скардовин
Все эти явления вызваны затвердеванием
части металла и шлака в желобах, чугуновозных и
шлаковозных ковшах.
Скрапом называют твердые остатки чугуна
на стенках и дне горнового и транспортного жело-
бов (рис. 4 89). Вследствие расширения чугуна при
охлаждении и прилипания к нему многих частиц из
песчаной обмазки желобов плотность скрапа
меньше плотности жидкого металла. Поэтому чу-
гунный скрап (в отличие от стального) плавает
вблизи поверхности чугуна, подобно льду в воде.
Рис. 4.89 Расположение твердых образований
в транспортном желобе, чугуновозном и шлаковом
ковшах:
1 - скрап; 2 - корка; 3 - скардовина; 4 - шлак;
5 - слой сухого мусора
Обязательная в связи с этим уборка скрапа
после каждого выпуска чугуна увеличивает объем
подготовительных работ к новому выпуску Наи-
меньшее количество скрапа образуют марганцови-
стые чугуны с 0,5-0,8% Si и слабой зависимостью
вязкости от температуры. Уменьшение доли марган-
ца при неизменном количестве кремния снижает
содержание углерода и соответственно степень на-
сыщения чугуна (см рис. 432). Из-за этого в металле
задолго до температуры твердения появляются заро-
дыши аустенита, повышающие вязкость чугуна и
оседающие на стенках и дне желобов. С увеличени-
ем доли кремния вязкость металла и масса скрапа
возрастают, особенно много последнего образуется
при выпуске из печи литейного чугуна марок ЛI-Л4.
Корки возникают в горловине чугуновозных
ковшей на уровне поверхности жидкого металла
Их наличие затрудняет эксплуатацию ковшей
вследствие разбрызгивания части чугуна во время
удара струи о корку при наполнении чугуновозов, а
также неполного слива металла у потребителей.
Корки устраняют механическим способом (обры-
вом) в отделениях ремонта чугуновозов с после-
дующим восстановлением поврежденной футеров-
ки горловины ковшей.
Основой корок служат попадающий из гор-
нового желоба шлак и уносимый потоком чугуна
песок обмазки транспортного желоба. Наряду с
этим в состав корок входят частицы графита, а
также большое количество брызг и прослоек ме-
талла. Главная масса корок площадью 1,2-1,6 м2
образуется за 8-12 наливов, их вертикальное сече-
ние слоистое. Петрографический анализ установил
присутствие зерен кварца, а также наличие на гра-
нице металл-шлак мелких включений карбонитрида
титана TiCN, выделявшихся из чугуна в процессе
его охлаждения.
Ниже приведены химические составы соот-
ветственно доменного шлака, шлака из чугуновоз-
ных ковшей и корок, %:
SiO2	А13О3 СаО MgO	FeO	1 e2O3
36.7	12.3	41.2	7 8	0.26	-
51.6	8.8	28.9	4.5	2.7	-
45.7	69	22.6	4.0	4.9	1.2
	Fem МпО TiO2 P2O5	S	
	1.1	0.22 0.9	0.93	
	1.5 0.49 1.44	0.23	
	9.5 0 99	1.9	1 4	0.23	
Наряду с металлическим железом в корках
имеются его оксиды, а также повышенное количест-
во МпО, TiO2, РтО5 вследствие окисления капель
чугуна кислородом воздуха Содержание серы низ-
кое из-за перехода ее главной части в металл в про-
цессе наполнения ковша. Величина критериев основ-
ности шлаков чугуновозов и корок (В| = 0,56, 0,50;
В2 ~ 0,65; 0,58) существенно меньше соответствую-
щих значений для доменного шлака (1,12; 1,33).
Температура затвердевания шлака из чугу-
новозных ковшей (1240-1290°С) немного меньше
температуры затвердевания доменною шлака
(1280-1310°С). По измерениям перед сливом в
миксеры сталеплавильных цехов нагрев чугуна со-
ставлял 1320-1370°С. Поскольку находящийся на
поверхности слой шлака охлаждается за счет излу-
чения тепла быстрее чугуна, его твердение в ков-
шах с образованием корок вполне закономерно.
Скорость твердения можно уменьшить сокращени-
ем времени полного оборота чугуновозных ковшей.
Скардовины (ковшовые остатки) образуются
вследствие кристаллизации части жидкого шлака
при соприкосновении с холодными стенками шла-
ковых ковшей (чаш) Последние отливают из чугу-
на или стали и не футеруют огнеупорными мате-
риалами. Чтобы попадающий со шлаком чугун не
приваривайся к внутренней поверхности чаш, их
после каждою налива обрызгивают водным рас-
твором извести С этой же целью практикуют за-
сыпку дна чаш сухими отходами (мусором), обра-
зующимися при подготовке горнового и транс-
портных желобов к очередному выпуску чугуна
Попадание в чашу влажного мусора вызывает в
лучшем случае бурное кипение шлака вследствие
испарения воды, в худшем - выброс значительной
части расплава.
186
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Тонкая корка шлака вдоль стен появляется
сразу после наполнения чаши, вскоре после этого
образуется и тонкая поверхностная корка. Толщина
обеих корок и масса всей скардовины увеличива-
ются с течением времени, достигая максимального
значения к моменту опорожнения ковша в пункте
переработки жидкого шлака:
G = А*(г)ш,
где G - масса скардовины, т;
т - время пребывания шлака в чаше, ч;
А - коэффициент пропорциональности, завися-
щий от температуры, плотности, объема и теплофи-
зических свойств шлака, соотношения масс шлака
и чаши, удельной поверхности охлаждения и дру-
гих факторов.
На ММК выход скардовин составляет 28 -
33% от массы выпускаемого из печей расплава,
другая его часть подвергается грануляции.
Образование скардовины сопровождается
кристаллизацией тугоплавких соединений и изме-
нением состава шлака в сторону уменьшения тем-
пературы твердения остающегося расплава. Для
оценки степени развития этого процесса в 1969 г.
полностью охладили содержимое одной чаши и
отобрали пробы на различной глубине от поверх-
ности шлаковой глыбы. Средние анализы проб,
отвечающих верхней (1) и боковой (2) частям скар-
довины, по содержанию главных компонентов от-
личались от центральной массы шлака (3), %:
	SiO2	А12О3 СаО	MgO МпО	FeO	S	в>
i 1	36,2	14,4 39,1	8,0 0,25	0,44	0,92	1,08
2	36,4	14,4 39,1	8,1 0,24	0,25	0,95	1,07
3	37.1	13,6 38,9	8,1 0.16	0.13	1,28	1.05
Исключением явились количества МпО, FeO
и S, которые не оказывают заметного влияния на
показатели качества гранулированного шлака.
Донная и боковая части скардовины форми-
руются в условиях оседания капель чугуна, унесен-
ных потоком шлака из горнового желоба. Поэтому
подавляющая масса капель концентрируется в
скардовине и лишь незначительная их доля остает-
ся в жидком расплаве до момента опорожнения
чаши. По определению в 1982 г. содержание метал-
ла в скардовине составило 3,9%, в поступившем на
грануляцию жидком расплаве 0,2%. Последняя ве-
личина согласуется с массой частиц крупностью 0-
2 мм в шлаковом желобе. Общие потери чугуна со
шлаком составили 1.4%.
4.10.7.	Причины и признаки
загромождения горна
Под загромождением (замусориванием)
обычно понимают случаи существенного уменьше-
ния объема горна, пригодного для накопления чу-
гуна и шлака Наиболее частой причиной загромо-
ждения служит употребление кокса низкой меха-
нической прочности, использование тугоплавких и
вязких шлаков, попадание воды из системы охлаж-
дения, реже - отложение излишне большого слоя
графита на стенках горна. В последнем случае
уменьшается фактический объем горна, в преды-
дущих сокращается порозность твердых материа-
лов и скорость движения расплавов.
Основными признаками загромождения гор-
на служат:
-	замедленное опускание шихты перед вы-
пуском чугуна и более быстрое движение
во второй половине выпуска;
повышение давления горячего дутья перед
выпуском и снижение давления после вы-
пуска;
-	преждевременное появление шлака на гори-
зонте воздушных фурм при нормальной
продувке чугунной летки на предыдущем
выпуске;
-	трудности в обработке верхнего шлака и
проведении выпусков чугуна, а также зна-
чительные колебания массы чугуна смеж-
ных выпусков;
-	увеличение количества выносимого через
шлаковые летки чугуна, более частый про-
гар шлаковых и воздушных фурм;
-	недостаточный физический нагрев чугуна и
повышенное содержание серы.
Систематическое замедление схода шихты и
повышение давления дутья перед выпуском чугуна
вызваны уменьшением порозности твердых мате-
риалов и фактического объема горна. В связи с
этим происходит более быстрый подъем уровня
жидких продуктов плавки, больше вертикальное
перемещение погруженного в них слоя кокса и уве-
личенное поступление последнего в фурменные
очаги. Следствием служит временный разогрев
горна, замедление схода шихгы и необходимость
изменения дутьевого и температурного режимов
печи для предотвращения расстройства хода. По
измерениям на одной из печей в период работы с
загроможденным горном, когда скорость опускания
шихты во второй половине выпуска почти в 1,5
раза превышала скорость опускания перед выпус-
ком, средняя разность температур металла в начале
и конце его выхода из печи увеличилась до 90 град
против 40-50 град в нормальных условиях работы.
При хорошем состоянии горна шлак перед
воздушными фурмами появляется только в уста-
новленное практикой время и исчезает после от-
крытия шлаковой летки или начала выпуска чугу-
на. Обе шлаковые летки открываются легко, выхо-
дящий из них расплав почти не отличается по на-
греву, уноса чугуна мало, шлаковые фурмочки
служат длительное время.
Чугунная летка в нормальных условиях ра-
боты горна открывается легко, ее длина большей
4.10. ВЫПУСК ЧУГУНА И ШЛАКА
187
частью соответствует ширине стенки горна, вос-
станавливать короткую летку достаточно трудно.
Чугун выходит из печи сравнительно быстро, ниж-
ний шлак появляется после выпуска 50-60% массы
чугуна.
При замусоренном горне шлак на горизонте
воздушных фурм появляется раньше обычного и
иногда длительное время не исчезает после откры-
тия летки, остановки печей затягиваются из-за мед-
ленного опускания шлака при снижении количест-
ва и давления дутья. Шлаковые летки открываются
с большим трудом, шлак чаще меняет нагрев и вы-
носит с собой много чугуна. Верхний шлак выхо-
дит медленно, из леток постоянно прорывается газ.
Увеличивается доля нижнего шлака и сокращается
стойкость шлаковых фурмочек вследствие более
частого прогара.
Чугунная летка при замусоренном горне от-
крывается труднее, ее длина часто больше обычной
даже при сокращенной подаче запорной массы.
Чугун из печи выходит медленно, нижний шлак в
отдельных случаях появляется вскоре после начала
выпуска чугуна. Летка чаще забивается кусками
кокса, из нее временами выбрасываются коксовая
мелочь и спель. Чугун на выпусках выдается не-
равномерно, различие масс соседних выпусков
достигает 40% без пропорционального изменения
количества загруженных подач.
Все указанные изменения в работе печи вы-
званы значительным снижением скорости пере-
движения жидких продуктов плавки в межкуско-
вых пустотах кокса. Так, из-за большого сопротив-
ления движению шлака через шлаковую лётку поч-
ти постоянно прорывается газ, хотя уровень шлака
в удаленных от летки секторах горна остается вы-
соким. По этой же причине на выпусках чугуна
появляется нижний шлак и начинается продувка
летки еще при наличии в печи достаточно большо-
го количества металла.
Основным препятствием движению чугуна и
шлака служат накопления коксовой мелочи и спели
преимущественно вблизи стенок горна. Так как обе
жидкости не смачивают углеродистых материалов,
плотные скопления последних оказываются для
прохода чугуна и шлака практически закрытыми.
Систематическая продувка чугунной и шла-
ковых леток газами от ближайших фурм препятст-
вует образованию труднопроницаемых скоплений
вблизи стен горна выше оси леток, но в стороне от
них эти скопления сохраняются длительное время.
В результате при замусоривании горна, когда дре-
наж слоя кокса вне сектора леток значительно
ухудшается, возрастает количество жидких продук-
тов плавки, стекающих по более доступному для
них пути вблизи леток. По этой причине заметно
увеличивается вынос чугуна через шлаковые летки
(иногда при их открытии в первую очередь выхо-
дит струйка металла), а также обеспечивается воз-
можность появления шлака в начале выпуска чугу-
на, когда скоплением спели и коксовой мелочи сни-
зу и с боков слой металла почти полностью отделя-
ется от летки.
Прямым результатом загромождения горна
служит снижение стойкости воздушных фурм из-за
более частого прогара вследствие соприкосновения
с чугуном. На рис. 4.90 показана связь количества
смененных фурм на доменных печах ММК за два
полугодия по трем блокам коксовых батарей с ос-
татком кокса после испытаний в большом барабане
(масса исходной пробы 400 кг). Снижение прочно-
сти кокса было вызвано ухудшением марочного
состава угольной шихты и неудовлетворительным
состоянием коксовых батарей.
Рис. 4.90. Связь количества сгоревших
воздушных фурм с прочностью кокса по остатку
в большом барабане
Прогар фурм увеличивает попадание воды в
горн из системы охлаждения, а частые остановки
печей для замены фурм повышают колебания тем-
пературы и химического состава продуктов плавки.
Недостаточный физический нагрев чугуна
может вызываться проникновением в нижнюю
часть печи воды из неисправных охладительных
приборов по недосмотру обслуживающею персо-
нала.
Когда замусоривание горна вызвано приме-
нением кокса низкой механической прочности,
принимают меры по устранению этой причины.
Наряду с этим используют временные отступления
от принятой технологии с целью улучшения под-
вижности продуктов плавки, введение в шихту
марганцевых добавок с расчетом получения в чугу-
не 0,7-1,0% Мп и уменьшения основности шлака
до Bj = 1,0—1,05. Своевременное применение этих
мер в большинстве случаев дает положительные
результаты.
Чтобы улучшить дренажную способность
горна после капитального ремонта 11 разряда, про-
водимого без выпуска «козла», практикуют тща-
тельную его очистку. С этой целью около стен гор-
на удаляют скопления коксовой мелочи и спели,
убирают из горна весь старый кокс и графит до
уровня шлаковых леток, от обеих леток в сторону
чугунных делают наклонные траншеи для обеспе-
чения стока чугуна и шлака
188
Часть 4 ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК к 4 части
1.	Дипшляг Е. Доменный процесс, пер. с нем.
Харьков Гостехиздат УССР, 1935
2.	Соколов И А. Доменный процесс Свердловск:
ГОНТИ, 1938.
3.	Павлов М.А. Металлургия чугуна: В 3 ч Ч. 2
Доменный процесс. М.: Металлургиздат, 1949
4.	Козлович И З. Процессы восстановления и
окисления в доменных печах. М.: Металлург-
издат, 1951.
5.	Любав А.П. Анализ явлений доменного про-
цесса. М.: Металлургиздат, 1955
6.	Васильев В.Е. Доменная плавка на устойчивых
шлаках Киев: Гостехиздат УССР, 1956.
7.	Физико-химические основы производства чу-
гуна: сб. науч, тр / УФ АН СССР Свердловск*
Металлургиздат Свердл. отд-ние, 1956.
8.	Сборник трудов по теории доменной плавки /
сост. М.А.Павлов. М.: Металлургиздат, 1957.
9.	Гельд П.В., Есин О. А. Процессы высокотемпе-
ратурного восстановления. Свердловск: Ме-
таллургиздат. Свердл. отд-ние, 1957.
10.	Красавцев НИ. Перспективы развития домен-
ного производства. М.: Металлургиздат. 1958.
11.	Методы экспериментального исследования
доменного процесса / С.В.Базилевич, Б Л. Ла-
зарев, М А.Стариков, Б.В.Голосков Сверд-
ловск: Металлургиздат. Свердл. отд-ние. 1960.
12.	Юрьев Б.Н., Юрьева Л.В. Методы расчёта до-
менной плавки. Свердловск: Металлургиздат.
Свердл. отд-ние, 1961.
13.	Есин О А, Гельд П В. Физическая химия пи-
рометаллургических процессов: В 2 ч. Ч 1. Ре-
акция между газообразными и твёрдыми фаза-
ми. Свердловск Металлургиздат. Свердл отд-
ние, 1962.
14.	Куликов ИС. Десульфурация чугуна. М.: Ме-
таллургиздат, 1962.
15.	Щедрин В М. Теория доменной плавки пол
давлением. М.: Металлургиздат, 1962.
16.	Доменный процесс по новейшим исследовани-
ям: сб. науч. тр. / под ред. Н Б.Арутюнова. М.:
Металлургиздат, 1963.
17.	Остроухое МЛ. Процесс шлакообразования в
доменной печи. М.: Металлургиздат, 1963.
18	Готлиб А.Д. Доменный процесс. М.: Метал-
лургия. 1966.
19.	Шлаковый режим доменных печей: сб. науч,
тр. / Челяб. НИИ металлургии. М.: Металлур-
гия, 1967.
20.	Морозов А.Н. Водород и азот в стали. М.; Ме-
таллургия, 1968.
21.	Богданди Л., фон Энгель Г.-Ю. Восстановление
железных руд: пер. с нем М Металлургия,
1971
22.	I ольдштейн Н.Л. Водород в доменном процес-
се. М.: Металлургия, 1971.
23.	Бугаев К.М. Распределение газов в доменных
печах. М.: Металлургия, 1974.
24.	Свойства жидких доменных шлаков. Справ
изд-ние М.: Металлургия, 1975.
25.	Жсребин В.Н. Практика ведения доменной пе-
чи. М.: Металлургия, 1980.
26	Гиммельфарб А.А., Котов К.И. Процессы вос-
становления и шлакообразования в доменных
печах М.: Металлургия, 1982.
27.	Фазовые превращения материалов при домен-
ной плавке / И.Д.Балон, И.З.Буклан,
В.Н.Муравьёв, Ю.Ф.Никулин. М.: Металлур-
гия, 1984.
28,	Доменное производство. Справ изд-ние: В 2 т
Т 1. Подготовка руд и доменный процесс. М.:
Металлургия, 1989.
29	Чугун. Справ изд-ние. М : Металлургия, 1991.
30.	Эксплуатация современной доменной печи /
Ю П.Волков, Л.Я.Шпарбер, А.К.Гусаров,
В.М.Федченко. М.: Металлургия, 1991.
Часть 5
ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
ВВЕДЕНИЕ
Показатели восстановления оксидов шихты и
критерии использования химической энергии ко-
лошниковою [аза предназначены для анализа тех-
нических результатов доменной плавки в сущест-
вующих и перспективных условиях работы печей
Выполняемые с использованием этих показателей
расчеты расхода кокса являются связующим звеном
между теорией и практикой, так как в них с помо-
щью теории решают интересующие практику зада-
чи. Для получения достоверных результатов теоре-
тическая основа расчетов должна достаточно точно
описывать химическую сторону доменного процес-
са. До недавнего времени такого описания не име-
лось, из-за чего точность вычислений расхода кокса
была невысокой.
В предлагаемой пятой части курса лекций по
металлургии чугуна изложен метод вычисления
показателей восстановления и использования хи-
мической энергии газа, определена затрата углеро-
да на восстановление оксидов и тепловые потреб-
ности, предложена критериальная диаграмма до-
менного процесса и определены границы его суще-
ствования. Введено понятие об идеальной домен-
ной плавке как теоретическом пределе сокращения
расхода газифицируемого углерода и проанализи-
рованы ее критерии. Предложен метод вычисления
потерь тепла в окружающую среду, определена
степень участия водорода в восстановлении окси-
дов, рассмотрены способы воздействия на показа-
тели восстановления. Показана несостоятельность
выдвинутого Грюнером принципа идеального хода
доменной печи, а также гипотезы о сокращении
расхода кокса под влиянием высокой восстанови-
мости рудных материалов.
Совершенствование теоретической основы
позволило уточнить результаты расчетов расхода
кокса и сделать их пригодными для оперативного
контроля работы коксовых весов
Илпюстрации к курсу лекций оформлены
инженером Т.Л.Лапко.
Автор признателен рецензенту - проф , д-ру
техн, наук Н.П,Сысоеву за внимательный просмотр
рукописи и полезные советы по улучшению ее со-
держания и оформления
5.1.	СПОСОБЫ ВЫЧИСЛЕНИЯ
ПОКАЗАТЕЛЕЙ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
Показатели восстановления оксидов и ис-
пользования химической анергии газа вычисляют
на основе материального баланса кислорода, угле-
рода, водорода и азота, переходящих из шихты и
дополнительного топлива (ДТ) в колошниковый
газ. В свою очередь, для составления баланса этих
элементов необходимы точные сведения о химиче-
ском составе шихты, дутья, ДТ, чугуна, шлака, ко-
лошникового газа и колошниковой пыли, а также
знание расходов кокса, ДТ, известняка, выхода
шлака и выноса колошниковой пыли.
5.1.1.	Поступление в печь кислорода
шихты, углерода и водорода
В условиях получения передельного чугуна
общая масса удаляемого из шихты кислорода (Ош,
т/т) на 95-97% состоит из кислорода оксидов желе-
за. Остающаяся часть представлена кислородом
оксидов кремния, марганца, фосфора, iитана, меди
и других элементов, а также участвующего в де-
сульфурации чугуна оксида кальция:
Ош = OFC + Оэл;
О,л =0Si +ОМп + Op + ... + OQ
При отсутствии в шихте марганцевой руды
значение Ош можно вычислить по степени окис-
ления железа в рудных материалах (Q, тО/т
Fe( 5щ ) в предположении, что кремний, марганец и
фосфор восстанавливаются из SiO2, МпО и Р2О5,
а образование в шлаке CaS сопровождается удале-
нием из СаО кислорода пропорционально отно-
шению атомных масс кислорода и серы
(16/32 = 0,5):
П = (o,429Fe'‘ + 0.286Fe2 ^Fe^ ;
Ош = QFep +1,14Si + 0 29Mn +1,29Р +... + 0,5 5Ш1 -(5.1)
Здесь Fe’*, Fe'*, Fe„6m - содержание в руд-
ной части шихты железа трехвалентного, двухва-
лентного и общего, %; Ье,, ~ поступление железа с
рудными материалами, т/т чугуна; Si, Мп, Р - со-
держание соответствующих элементов в чугуне,
т/т; 8ШП- выход серы со шлаком, т/т чугуна
Вследствие высокого массового отношения
кислорода к восстанавливаемым элементам (ВЭ) в
190
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
SiO2 и Р2О5 (соответственно ],14 и 1,29 против
0,429 для Fe2O3) повышение доли кремния и фос-
фора в чугуне увеличивает значение Оэл и О . Так
как находящийся в металле углерод (Сч, т/т) не
является продуктом восстановления оксидов, вели-
чина Ош всегда ниже средней степени окисления
ВЭ, тО/тВЭ
При выплавке малофосфористого передель-
ного чугуна с содержанием, %: 0,6 Si; 0.2 Мп; 0,1 Р;
4,5 С и 94,6 Fe из магнетитовых и гематитовых руд
с учетом 1% потерь восстанавливаемого железа и
перехода в шлак 0,004 т серы Ош =0,374-0,420.
Поскольку большинство доменных печей наряду с
агломератом содержит в шихте окисленную руду
или окатыши, поступление кислорода с ВЭ варьи-
рует в более узких пределах, обычно составляя
0,385-0,410 т/т чугуна.
Расход газифицируемого yiлерода (С , т/т
чугуна) равен его поступлению с коксом и ДТ (S)
за вычетом потери с колошниковой пылью и затра-
ты на растворение в чугуне’
Со = KCk+SC,-(ПС„+СЦ);	(5.3)
С, =1-(a;+S’ + Vo‘),
где К, S, П - расходы сухого кокса, ДТ и пол-
ный вынос колошниковое пыли, т (1000 м3)/т чугу-
на; Ск, Cs, Сп - содержание углерода в коксе, ДТ
и колошниковой пыли, т/т (1000 м3); A*, Sc, VJ
содержание минеральных составляющих, серы и
летучих веществ в сухой массе кокса, т/т.
В процессе коксования из железосодержащих
компонентов минеральной части углей образуются
мельчайшие включения металлического железа. В
химической лаборатории при определении массы
золы (А , %) навеску кокса сжигают кислородом
воздуха, окисляя вместе с горючими веществами
все железо до Fe2O3 - В итоге показываемое техни-
ческим анализом значение Ас превышает фактиче-
ское количество минеральных веществ на величину
связанного с железом кислорода. Это превышение
особенно значительно для коксов из углей Донбас-
са. зола которых содержит 26-32% Fe2O3 -
Действительное количество минеральных со-
ставляющих в коксе
Ас0 =АС (1-0,3 Fe2O*).
Здесь 0,3 - доля кислорода в Fe,O3; Fe2O* -
масса гематита в золе
Содержание серы в коксе соответствует дан-
ным технического анализа.
К летучим веществам отнесены водород, ки-
слород и азот, входящие в состав органической
массы кокса. При его нагреве до температуры горна
все летучие в свободном состоянии или в виде хи-
мических соединений поступают в газовый поток и
удаляются через колошник.
Доля летучих в сухой массе кокса
voc = (i - а;) (н° + о-+№).
Значение Но+Оо + № зависит от состава
угольной шихты, температуры и продолжительно-
сти коксования. В 1960-1980 годах магнитогорский
кокс содержал 1,6 - 2,0%	.
Сокращение расхода кокса увеличивает от-
ношение удаляемого посредством СО кислорода
ВЭ к газифицируемому углероду Осо/С0, из-за
чего в колошниковом газе уменьшается количество
монооксида углерода (рис. 51) и повышается коли-
чество диоксида.
Рис.5.1. Зависимость содержания СО и СО2
в колошниковом газе от расхода газифицируемого
углерода Со (ММК, 1958-1963 гг.)
Общее поступление водорода ( Н°, 1000м3/т
чугуна) с коксом. ДТ и водяным паром дутья
Н° =11,2 k (i-Ac0) h<’+S H’ +<р и,- (5.4)
где 11,2 = 22,4/2 - отношение молярного объема
водорода к его молекулярной массе, Н2 - содер-
жание Ц, в ДТ, т(м3)'т(м3); (р - влажность дутья,
м3/м3; и - расход дутья, 1000 м3/т чугуна.
5.1.2.	Критерии использования газа
Характеризуют степень окисления СО и Н2
кислородом оксидов, а также количество выделяе-
мого при этом тепла. Подразделяются на простые и
комбинированные. К простым критериям относятся:
и™-—~'°2— = 0,75°^
СО2 + СО Со
£— = 0.714^-
•+н2
(5.5)
(5.6)

Здесь Осо, Он - количество кислорода
шихты, удаляемого монооксидом углерода и водо-
родом, т/т чугуна. 0,75 = 12/16 - отношение атом-
ных масс углерода и кислорода, 0,714 = 16/22,4
отношение атомной массы кислорода к молярному
объему водяного пара.
Первый критерий, характеризующий степень
использования химической энергии СО, вычисля-
5.1. СПОСОБЫ ВЫЧИСЛЕНИЯ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
191
ют по химическому составу сухого колошникового
газа. Значение Юси в большой мере зависит от рас-
хода кокса, с уменьшением которого оно возрастает
(рис. 5.2). Так как содержание СО2 в газе пропор-
ционально количеству кислорода шихты, отнятого
монооксидом углерода, а содержание СО + СО. со-
ответствует расходу углерода CD, посредством
критерия Лео можно вычислить массовое отноше-
ние кислорода Осо к газифицируемому углероду.
Рис.5 2. Зависимость критерия дсо от Рас хода
кокса РК без применения дополнительного топлива
Второй показатель определяет степень ис-
пользования химической энергии водорода. Его
вычисляют по содержанию Н2 в сухом колошни-
ковом газе с добавлением сверх 100% объема водя-
ного пара (Н2О, %), образуемого процессом восста-
новления. Поскольку регулярный контроль влаж-
ности колошникового газа на металлургических
предприятиях отсутствует, количество водорода,
реагирующего с оксидами шихты, обычно находят
по разности объемов поступающего в печь водоро-
да и покидающего ее с колошниковый газом, %:
Н2О = Ю0 Н°- V, Н2;
н2о=н';
со+со2
1,867 ч Со
где Vr - выход сухого колошникового газа,
1000 м3/т чугуна;
1.867 = 22,4/12 - отношение молярного объе-
ма СО и СО2 к атомной массе углерода.
Критерий г)н равен отношению массы ки-
слорода, удаляемого водородом, к обшему расходу
этого восстановителя
Результаты подсчетов по ММК за 40 лет
(рис. 5.3) свидетельствуют о быстром росте вели-
чины г]го по мере сокращения затраты углерода С
и более медленном снижении значения q . Ис-
ключением явился ввод в 1984-1985 гг. в доменные
печи природною газа, в результате чего резко воз-
росло поступление водорода и также резко сокра-
тилась степень его использования.
Ниже (п 5.3) будет описан аналитический
способ определения обоих критериев, не требую-
щий привлечения опытных данных о химическом
составе колошникового газа.
Рис. 5.3. Связь критериев т|со и q
с расходом углерода Сг (ММК, 1950-1989 гг.)
Сочетание величин Т|со и Г|н позволяет по-
лучить два комбинированных показателя:
СО, + Н2О .
~СО2+СО + Н2О+Н? ’
со+со2 с0
где О, = О 0 + Он - количество кислорода ших-
ты, удаляемого посредством СО и Н2, т/т чугуна.
Первый из показателей определяет суммар-
ную степень использования химической энергии
монооксида углерода и водорода, второй характе-
ризует массовое отношение удаляемого непрямым
восстановлением кислорода шихты О к газифици-
руемому углероду. При постоянном поступлении в
доменную печь н2 последний показатель меняется
с уменьшением расхода С подобно критерию г]со
(рис. 5.4).
Рис. 5.4. Зависимость критериев Т] и rjc0
от расхода углерода Со (ММК. 1958 1963 гг.)
5.1.3.	Показатели восстановительного
процесса
Как отмечалось ранее, восстановление окси-
дов шихты в доменной печи осуществляются тремя
способами: непрямым, прямым и смешанным Два
первых способа являются самостоятельными, отве-
чающие им химические реакции совершаются со-
ответственно в верхней и нижней частях печи, тре-
тий собственных химических реакций не имеет и
лишь учитывает конечные результаты двух других
Подобно критериям использования химиче-
ской энергии газа, показатели восстановительного
процесса принято выражать в безразмерной (Крите-
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
192
риальной) форме. Наряду с Т]со и Г|н они вклю-
чают расход реагирующих веществ, поэтому наи-
более полно характеризуют относительное разви-
тие каждого способа восстановления оксидов;
R - Осо _ Ср ' Псо
“ Ош 0,75 Ош ;
_ Он 0,714 Н$-Пн„
tv U —*
1 Ош Ош
R| ~ Н = ^со +	>
Uui
Rj =-2d- = ]-R .
О
R - С	1 + Г1сО
d* d 0,75-Ош ;
r - Ofr*1 -45 Ощ Rd О»
d - о “ ’
VFoO
(5.7)
(5.8)
(5-9)
(5.Ю)
(5.11)
(5.12)
Fcp
Здесь Oco, OHi, О, - масса кислорода ВЭ,
удаляемого посредством СО и Н2 порознь и со-
вместно, т/т чугуна; О., Он - масса кислорода,
удаляемого твердым углеродом из оксидов всех ВЭ
и только из FeO, т/т чугуна; OFeO - масса кислоро-
да, связанного с Fe2', т/т чугуна; 0,714—16/22 от-
ношение атомной массы кислорода к молярному
объему Н-О, 3,5 = 56/16 - отношение атомных
масс железа и кислорода в FeO.
Символы R и Г соответствуют первой букве
термина "восстановление" в английском, немецком
и французском языках, а индексы i , d, d обозна-
чают, чю восстановление осуществляется непря-
мым (indirect), прямым (direct) и смешанным
способами.
Критерий Rco характеризует долю кислоро-
да шихты, удаляемого монооксидом углерода. По-
лучен А Н Раммом (1938 г) в результате совершен-
ствования показателя Ь.Озанна (1923 г.), включав-
шего только кислород оксидов железа и марганца.
При высоком расходе газифицируемого углерода
значение критерия возрастает, стремясь к верхнему
пределу, Напротив, при сокращении затраты угле-
рода С( он уменьшается и в случае обеспечения
наименьшего теоретически возможного расхода
Со достигает минимальной величины. Пределы
варьирования критерия невелики, так как рост или
сокращение величины С, вызывает противопо-
ложное изменение критерия о
Критерий RH^ определяет относительную
массу кислорода шихты, удаляемого водородом
Так как с увеличением расхода Н2 показатель
Т|н уменьшается, значение RH растет медленнее
общей затраты водорода (рис.5.5).
Рис. 5.5. Зависимость критерия RH
от поступления водорода в доменную печь
В период работы доменных печей на атмо-
сферном дутье участием Н2 в восстановлении же-
лезных руд обычно пренебрегали. Это вызывалось
малыми содержаниями водорода в коксе и водяно-
го пара в атмосферном воздухе, из-за чего водоро-
дом удалялось не более 5% Ош- Роль Н, заметно
повысилась в начале 1950-х гг. в связи с примене-
нием увлажненного дутья и особенно сильно воз-
росла ( RHj = 0,15 - 0.20) в следующих двух десяти-
летиях вследствие массового использования мазута
и природного газа в качестве заменителей кокса
Критерий R, учитывает совместное действие
на оксиды шихты монооксида углерода и водорода.
Он позволяет вычислять долю кислорода О,, уда-
ляемого прямым восстановлением (твердым угле-
родом). Поскольку СО, Н2 и твердый углерод уда-
ляют весь газифицируемый кислород шихты
(Ого +CHj 4-Od =ОШ), сумма показателей непря-
мого и прямого восстановления равна единице'
Rco + R-н + Rd=Ri+Rd=l. (5.13)
В связи с этим при постоянном значении
RHj ослабление косвенного восстановления в ре-
зультате сокращения расхода кокса неизбежно уве-
личивает критерий Rd и затрату углерода Cd на
прямое восстановление. Для ничтожно малого и
значительного содержания водорода в горновом
газе последний показатель определяют по форму-
лам, т/т чугуна:
Cd =0,75Ош-С1;
Cd=0,75OIU(l-RHJ-Cj,
где с, = С(1 п 0 ~ затрата углерода на косвенное вос-
становление.
Показатель Cd явился первой достоверной
характеристикой развития прямого восстановления.
Его начали применять в 1860-х гг., когда критерии
Rro, RH » Rd ewe не были известны.
Критерий R ( определяет долю кислорода
шихты, удаляемого твердым углеродом в процессах
прямого и косвенного восстановлений. Предложен
5.1. СПОСОБЫ ВЫЧИСЛЕНИЯ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
193
автором (1970 г.) для более полной оценки роли
углерода в качестве восстановителя.
Критерий rd предложен Р.Окерманом
(1883 г.), в России введен в употребление
Н.А.Павловым (1903 г.). В отличие от предыдущих,
относится только к восстановлению оксидов железа
и характеризует долю кислорода, удаляемого пря-
мым способом на стадии восстановления FeO до
металлического железа. Вычисление критерия по
формуле (5.12) основано на том, что поступавшие с
рудными материалами высшие оксиды железа
(Fe,O3,Fe3O4) восстанавливаются до FeO исклю-
чительно непрямым способом, а восстановление
кремния, марганца, фосфора и части СаО осущест-
вляется твердым углеродом. Поскольку действие
критерия распространяется лишь на часть всего
процесса удаления кислорода из оксидов шихты, он
более чувствителен к изменению условий восста-
новления по сравнению с другими критериями.
Разработка и применение показателей вос-
становительного процесса стали возможными по-
сле изобретения метода химического анализа до-
менного газа. Эти показатели совершенствовали
более 60 лет, причем некоторые из критериев ока-
зались неудачными и были в последующее время
отвергнуты. Так, одним из первых критериев вос-
становительного процесса служило отношение:
о = со2/со,
где СО,, СО - содержание соответствующих ком-
понентов в колошниковом газе, %.
Полагали, что увеличение 0 якобы свиде-
тельствует о росте непрямого и сокращении прямо-
го восстановлений.
В действительности величина 0 непригодна
для оценки развития непрямого или прямого спо-
собов удаления кислорода шихты. Она характери-
зует только степень использования химической
энергии газа, с критерием Т|со связана выражением
0
Лсо“1+®'
В первой половине XX в. для характеристики
восстановительного процесса часто использовали
показатель О.Рокура (1898 г.)
Р = СФ/СО.
Он определяет относительное количество га-
зифицируемого углерода, сгорающего у фурм. При
сокращении расхода углерода Со значение р
уменьшается (рис. 5.6). правильно отражая харак-
тер изменения непрямого восстановления
Однако применять этот критерий для количе-
ственной оценки непрямого или прямого способа
удаления кислорода не следует, так как он в большой
мере зависит от расхода i азифицируемого углерода и
количества поступающего в печь водорода Н2 
Рис. 5.6. Зависимость величины С, и критерия р
от расхода углерода Со (ММК, 1958-1963 гг.)
Критерий р незаменим при вычислении рас-
хода дутья по массе окисляемого у фурм углерода.
5.1.4.	Вычисление показателей по составу
дутья и колошникового газа
В условиях работы на полностью офлюсо-
ванных материалах и хорошей организации хими-
ческого анализа колошникового газа показатели
Rr0, R, и р можно вычислять по составу дутья и
колошникового газа, не прибегая к определению
массы газифицируемого кислорода шихты по фор-
муле (5.1). Вычисления основаны на балансах ки-
слорода и азота в предположении, что азот посту-
пает в печь только с дутьем. И хотя некоторая часть
азота вносится коксом и дополнительным топли-
вом, его содержание в этих веществах незначитель-
но и не влияет заметным образом на результаты
подсчетов.
В основе вычислений Rco, R( и р по соста-
ву дутья и колошникового газа лежат следующие
соображения. При окислении углерода у фурм ки-
слородом и водяным паром дутья:
2С+О2=2СО;
С + Н2О = СО+Н2	(5.14)
один объем окислителя образует соответственно
два и один объем СО. В результате первой реакции
количество горнового газа существенно возрастает
по сравнению с объемом дутья, а содержание азота
в газе уменьшается. Последующее присоединение к
горновому газу монооксида углерода прямого вос-
становления еще раз увеличивает общий выход газа
без заметного добавления к нему азота. В итоге
отношения объемов монооксида углерода и азота в
горновом, азота и газифицируемого углерода
(СО <- СО2) в колошниковом газах составляют со-
ответственно:
N, 100-Н, ,
п =-------=--------—1,
со+со2 со-со?
где СО, ф, N2, Н. - содержание кислорода и водя-
ного пара в дутье, азота и водорода в колошнико-
вом газе, %.
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
194
Формулы для вычисления показателей р,
Rcoh Rt по составу дутья и колошникового газа
имеют следующий вид:
Р = ₽*п;
r =(5-16)
со 2СО2 + СО + Н2О + р • N,
R	СО2 + Н2О(5,]7)
' 2СО2 + CO + H,O-0N2
Числитель обоих выражений пропорциона-
лен количеству перешедшего в газ кислорода не-
прямого восстановления Otc и О , знаменатель -
всей массе кислорода шихты Ош, определяемой по
разности между общим содержанием кислорода в
колошниковом газе и его поступлением с дутьем.
В условиях хорошей организации отбора и
химического анализа проб шихтовых материалов,
колошникового газа, жидких продуктов плавки, а
также точного учета расхода всех материалов на
получение 1 т чугуна значения показателей Rco,
К и р, вычисленные по обоим методам, должно
совпадать. В действительности совпадение показа-
телей является редким явлением, что связано с не-
совершенством на металлургических предприятиях
системы опробования; химического анализа и учета
расхода твердых, жидких и газообразных веществ.
О величине и характере расхождений можно судить
по данным рис.5.7, на котором приведены фактиче-
ские среднегодовые значения СО 4-СО для домен-
ных печей ММК в сравнении с вычисленными по
формуле
СО+СО2 =
р(юо-н2)
1 + Т] + Р- А
где А - атомное отношение кислорода шихты к
газифицируемому углероду в колошниковом газе,
1952	1956	I960	1964	1968 1972	1976 1980
Рис. 5.7. Изменение фактического (1) и расчетного
(2) значений содержания СО + СО2
в колошниковом газе (ММК, 1950-1980 гг.)
В большинстве случаев расхождение состав-
ляло 0,2 -0,4%, но в отдельные годы оно достигало
0,5-0,7% .
Одной из причин несоответствия расчетного
и фактического количеств СО + СО, в колошнико-
А»
вом газе служит неполное поглощение СО на ши-
роко применяемом газоанализаторе ВТИ-2 в срав-
нении с практически полным поглощением СО,. По
наблюдениям на ММК степень поглощения СО в
условиях массовых анализов колошникового газа
составляла 98,2-98,6% , что при содержании в газе
20-30 % СО обеспечивало недостаток последнего
компонента и СО+СО2в количестве 0,3-0,5%.
Показанное на последней диаграмме малое
содержание СО + СО2 в колошниковом газе в
1964-1972 гг. вызвано применением природного
газа без обогащения дутья кислородом (количество
Н2 в покидающем печь газе возросло с 1,8-2,2 до
4,3-5,2 % ), а последующее увеличение СО+СО,
обязано повышению концентрации кислорода в
дутье с 21 до 25-26 % и соответствующему умень-
шению количества азота.
Согласно выражению (5.14) водяной пар
окисляет находящийся у фурм углерод с образова-
нием равных объемов Н2 и СО. Окисление совер-
шается без сопровождения азота дугья. поэтому в
условиях коксовой плавки (без применения ДТ)
прирост содержаний Н2 и СО + СО7 в колошнико-
вом газе находится между собой в прямой связи
(рис. 5 8).
1,8	2,2	2,6 Н2,%
Рис 5.8. Связь содержаний Н2 и СО+СО2
в колошниковом газе при использовании
увлажнённого дутья
Применение природного газа делает эту
связь более сложной, зависящей от содержания
кислорода в дутье. Вследствие существенного
уменьшения величины т]н доля Н2 в колошнико-
вом газе увеличивается быстрее общего поступле-
ния водорода в печь (рис. 5.9).
Рис. 5.9.Влияние расхода природного газа ПГ
на содержание Н, в колошниковом газе
(ММК, 1963-1984 гг.)
Ввиду несколько лучшей постановки на ме-
таллургических предприятиях химического анализа
и учета расхода шихтовых материалов в сравнении
с отбором проб и химическим анализом колошни-
5.1. СПОСОБЫ ВЫЧИСЛЕНИЯ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
195
кового газа, предпочтение при вычислении крите-
риев непрямого и прямого восстановлений следует
отдавать выражениям (5.7) - (5.12), менее зависи-
мым от состава колошникового газа, чем выраже-
ния (5.16), (5.17),
5.1.5.	Разложение известняка
При выплавке передельного чугуна диссоциа-
ция известняка начинается в середине шахты и за-
вершается в заплечиках, но нередко не полностью
разложившиеся куски флюса достигали фурменной
зоны. Химическая сторона этого процесса описы-
вается реакциями:
СаСО^ =СаО + СО2 -178,0 МДж;
СО2+С-2СО-151,8 МДж-
Подобно непрямому и прямому способам
восстановления, первая реакция поставляет в газо-
вый поток СО2, вторая - СО. Оба процесса эндо-
термичны и требуют дополнительного расхода кок-
са в качестве источника тепла с соответствующим
увеличением выхода СО на горизонте фурм.
Благодаря схожести разложения известняка с
восстановлением оксидов и единству химического
состава газового потока, степень взаимодействия
СОг известняка \|/ с углеродом кокса и показатель
прямого восстановления оксидов ВЭ одинаковы
(\g = Rd), а химический состав газообразных про-
дуктов этого взаимодействия вместе с дополни-
тельным количеством образуемого у фурм СО со-
ответствует критерию т)со.
В итоге наличие в печи необожженного флю-
са не оказывает заметного влияния на показатели
восстановления оксидов и критерии использования
химической энергии колошникового газа. Допол-
нительный расход топлива определяется потребно-
стью процесса диссоциации флюса в тепле.
В 1950- 1955 гг. экономия кокса на ММК при
выводе из доменной шахты известняка составила
0,14-0,17 кг/кг, 20 лет спустя она уменьшилась до
0,09-0,11 кг. Это обязано двум причинам: повыше-
нию коэффициента использования тепловой энер-
гии углерода Кс с 0,49-0,53 до 0,59-0,61 и сокра-
щению показателя Rd с 0,34-0,35 до 0,25-0,29 бла-
годаря применению природного газа.
Иное дело с газифицируемым углеродом Си,
вносимым известняком. Переходя в колошниковый
газ, он увеличивает количество СО+СО2 и снижа-
ет содержание всех других компонентов, включая
азот. Вес это вызывает уменьшение значения п в
равенстве (5.15), равноценное по своему результату
усилению прямого восстановления. Чтобы устра-
нить такой недостаток, в упомянутое равенство
необходимо ввести поправочный коэффициент,
равный отношению газифицируемого углерода
Со + Сп к вносимому коксом и дополнительным
топливом
 р П (С,+С„)	.
С.
5.2.	РАСХОД УГЛЕРОДА
НА ВОССТАНОВЛЕНИЕ
И ТЕПЛОВЫЕ ПОТРЕБНОСТИ
'	5.2.1. Теплота неполного горения
углерода кокса
Согласно данным многих исследований теп-
лота окисления СО ДО СО2 0со~23580 кДж/м3 С
или 12630 кДж/м3 СО, теплота образования водяно-
го пара q -10800кДж/м3 Н2. Для фурменного
кокса со степенью графитизации углерода 30% те-
пловой эффект неполного горения
qc =9990 кДж/кг С, тепловая энергия полного го-
рения 33570 кДж, а коэффициент перехода всей
энергии в тепло в условиях сухого дутья:
К2 - 0,298+0,702т1го,	(5.19)
где 0,298, 0,702 - доля тепла, выделяемого в про-
цессах окисления соответственно С до СО и СО до
СО,-
В реальной доменной плавке дутье всегда
содержит некоторое количество водяного пара,
вследствие чего часть тепловой энергии углерода
тратится на диссоциацию влаги дутья. В связи с
этим выделение свободного тепла при неполном
горении 1 кг С и коэффициент использования хи-
мической энергии углерода уменьшаются:
Чс ~ Чс ‘ Ид • <р • (Чн2о СНго * 1д ) ;
к" = - Чс—.
Чс + Чсо
Здесь qc - теплота окисления С до СО сухим
дутьём, кДж; ид - расход сухого дутья, м3; <р -
влажность дутья, м3Н2О/м3 дутья; q 0 - теплота
диссоциации Н,О, кДж/м3 • t„ - температура ду-
тья,пС; СНр - средняя теплоемкость н,О в интер-
вале 0-tfl, кДж/м3 К; qf о теплота окисления СО
до СО,, кДж/кг’0 С -
Применение дутья с влажностью 1,5-
3,0mV снижает значения qr и к'/ до 9700
9850 кДж и 0,290-0,295.
5.2.2.	Схемы восстановления оксидов
Наличие критериев восстановительного про-
цесса позволяет сопоставить две теоретические схе-
мы удаления кислорода из рудных материалов (табл.
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
_______И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
196
5	.1) и выяснить особенности непрямого, прямого и
смешанного способов восстановления. Схемы соз-
даны в период работы доменных печей на атмо-
сферном дутье и поэтому не предусматривают уча-
стие водорода в восстановлении. По такой недоста-
ток не снижает принципиальной важности схем, так
как даже в условиях применения в доменной плавке
природного газа 80 - 85% кислорода шихты удаля-
ется твердым углеродом и СО, причем наличие Н, в
горновом газе не меняет закономерности восстанов-
ления оксидов шихты углеродом. Обе схемы осно-
ваны на одинаковых начальном и конечном состоя-
ниях восстановительного процесса, они могут ис-
пользоваться совместно или раздельно.
Схема 1 (см табл.5.1) характеризует восста-
новительный процесс со стороны оксидов, выделяя
непрямой и прямой способы восстановления:
МеО + СО - Me + СО2;
МеО + С-Ме+СО.
Она появилась в 1860-х гг., когда формирова-
лись основы теории доменного процесса. В то время
доменные печи были мало исследованы, и многие
металлурги ошибочно полагали, что источником СО
для косвенного восстановления служит только сго-
рающий у фурм углерод. Монооксил углерода, обра-
зуемый в процессе прямого восстановления, считали
покидающим печь без реагирования с железной ру-
дой в зоне умеренных температур. По этим сообра-
жениям в качестве показателя развития непрямого
восстановления длительное время использовали
СО
упомянутое выше отношение 0 =----2.
СО
Разработанная позже схема 2 уточнила пове-
дение восстановителей. Кроме образуемого у фурм
монооксида углерода в ней предусмотрено взаимо-
действие с рудными материалами СО прямого вос-
становления. Последнее проявляется, в частности, в
увеличении содержания СО и уменьшении доли N?
в пробах колошникового газа, отобранных через 5 8
мин после значительного сокращения расхода дутья.
В это время количество образуемого у фурм СО
существенно уменьшается, а запас накопленного
шихтой тепла еще достаточен для прежнего интен-
сивного хода прямого восстановления. При устано-
вившейся работе печи показатели доменного про-
цесса не позволяют вычислить действительную сте-
пень использования СО прямого восстановления в
непрямом, поэтому ее принимают равной среднему
значению Г|со для всего колошникового газа в связи
с одинаковыми свойствами всех молекул СО вне
зависимости от их происхождения.
Из схемы 2 следует, что деление всего вос-
становительного процесса на прямой и непрямой
способы недостаточно отражает его сущность.
Фактически кислород восстанавливаемых элемен-
тов удаляется непрямым и смешанным способами.
Основой первого служит сгорающий у фурм угле-
род сф, основой второго - углерод прямого восста-
новления Cd, значительная доля которо! о peai иру-
ет с оксидами шихты два раза. В итоге 1 т углерода
прямого восстановления (твердого углерода) гази-
фицирует в 1+ткр раз больше кислорода ВЭ, чем
Лео
1	т сгорающего у фурм углерода кокса, природного
или горячего восстановительного газа.
Благодаря повторному взаимодействию час-
ти твердого углерода с оксидами ВЭ общий расход
восстановителей на получение 1 г железа в домен-
ной печи существенно меньше, чем в шахтных пе-
чах для металлизации железных руд, где смешан-
ное восстановление отсутствует. Вдувание в до-
менные печи природного, коксового или горячего
восстановительного газа уменьшает затрату твер-
дого углерода, увеличивая в результате этого об-
щий расход восстановителей.
Таблица 5.1
Характеристика схемы восстановления
Показатели	Схема	
	1	2
Источник СО для восстановления оксидов шихты	С + 0,5О2 = СО МеО+СО = Ме+СО2 МеО+С - Ме+ СО	С+ 0,502 = СО МеО+СО = Ме+СО2 МеО+С-Мс+СО
Общая масса кислорода шихты, удаляемого углеродом. Сф cd	Oto=1.333C, Od =1.3330,	Осо — 1 ЗЗЗСфГ|со Od = 1.333Cd(l + n(.o)
Показатель восстановления оксидов шихты	Ксо“Осо/Ош БчрОУОщ	R со=О «Д)ш Rd~Od/Ow
Удельная масса кислорода шихты, удаляемого углеродом: Сф cd	Осо/С\= 1.333 Od/Cd=l,333	Осо/Сф=1,333 цсо Odi/Cd= 1,3 33/1 +цсо
Выделение тепла в печи при окислении углеро- да, кДж 'кг: Сф cd		Чф = ЧС +UgWg+qconco 4<j, = Яс + ЯгоПсо
Примечание. У/д - теплосодержание (энтальпия) дутья, кДж'м4.
5.2. РАСХОД УГЛЕРОДА НА ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ТЕПЛОВЫЕ ПОТРЕБНОСТИ
197
Неучет схемой 1 повторного взаимодействия
углерода Cd с оксидами вызывает занижение мас-
сы кислорода шихты, удаляемого углеродом пря-
мого восстановления, на величину Od-qco и завыше-
ние на такую же величину массы кислорода, уда-
ляемого сгорающим у фурм углеродом. Общее ко-
личество газифицируемого кислорода в обоих слу-
чаях одинаково.
По мере уменьшения величины С и роста
критерия т]со отношение ^Лсо снижается, оста-
Лсо
ваясь значительным во всем интервале изменений
упомянутого критерия:					
Лео	0,20	0,30	0,40	0,50	0,56
1+ Лео	6,0	4,3	3,5	3,0	2,8
Лео					
Усиление прямого и смешанного восстанов-
лений по мере улучшения условий работы печей
является ответной реакцией доменного процесса на
сокращение затрагы газифицируемого углерода. В
результате после снижения Со до некоторой вели-
чины смешанное восстановление по количеству уда-
ляемого из шихты кислорода становится главным.
На ММК 50%-ный рубеж развития этого вос-
становления достигли в 1951 г. при Со=0,620 т/т
чугуна (рис. 5.10) Во все последующее время до
начала применения в 1964 г. природного газа затра-
та С была ниже 0,620 т/т, в связи с чем смешан-
ным способом удалялось больше кислорода шихты,
чем водородом и сгоравшим у фурм углеродом
вместе взятыми.
Рис 5.10 Зависимость смешанного (1)
и непрямого (2) восстановлений оксидов шихты
от расхода углерода Со
Прекращает рост величин Rd и R.( повыше-
ние в горновом газе доли водорода, снижающего
развитие прямого восстановления. Иа ММК в
1985-1989 гг. смешанным восстановлением удаля-
лось только 33-38 % кислорода шихты.
Поскольку схема 2 дает более точную харак-
теристику способов восстановления, было бы ло-
гичным для описания доменной плавки использо-
вать только присущие ей показатели. Однако при
окончательном выборе расчетной схемы необходи-
мо учитывать еще и существующие традиции. Так,
несмотря на отмеченные недостатки, первая схема
восстановительного процесса получила в теории
доменной плавки широкое распространение. На ее
основе разработано большинство приведенных в п.
5.1 критериев и накоплено много опытных данных.
Чтобы не менять коренным образом сложившиеся
традиции, деление восстановительного процесса на
непрямой и прямой способы сохранено и в после-
дующем изложении, но для полноты характеристи-
ки роли углерода прямого восстановления в удале-
нии кислорода шихты наряду с показателями Rco,
RHi, R(, Rd и rd использован критерий смешанно-
го восстановления RJ .
di
5.2.3.	Принцип идеального хода
доменной печи
В 1872 г. видный французский металлург
Л Грюнер применил первую схему восстановитель-
ного процесса для оценки экономичности непрямо-
го и прямого способов удаления кислорода из
Fe,O.. По его подсчетам окисление 1 кг С до СО,
в первом процессе выделяет тепла в 2,6 раза боль-
ше, чем до СО во втором. Отсюда был сделан вы-
вод о неэкономичности прямого восстановления
железной руды и желательности его замещения
непрямым. Так как идеалом доменной плавки Грю-
нер избрал работу печи со 100%-ным непрямым
восстановлением оксидов железа, позже его реко-
мендацию о максимально возможном замещении
прямого восстановления непрямым назвали прин-
ципом идеального хода.
В условиях этого хода весь загруженный в
печь газифицируемый углерод должен опускаться
до фурм (Со =Сф) и здесь окисляться кислородом
дутья с образованием СО. Масса кислорода дутья
должна равняться массе кислорода восстанавли-
ваемых элементов (Од - Ош), так как только в этом
случае весь образуемый у фурм монооксид углеро-
да будет окислен оксидами шихты до СО2, а коэф-
фициент использования энергии углерода достиг-
нет максимального значения Кс -1.
Чтобы проверить достоверность этого прин-
ципа, необходимо учесть участие углерода прямого
восстановления в косвенном. При таком условии
наибольший приход тепловой энергии q(h обеспе-
чивает сгорающий у фурм углерод, окисление ко-
торого сопровождается поступлением тепла с на-
гретым дутьем (см. табл.5.1) Углерод прямого вос-
становления газифицируется без участия кислорода
дутья, из-за чего выделяемое при его окислении
тепло qdi меньше цф на величину энтальпии дутья
W • И хотя значение цф регулярно превышает qdi,
степень превышения не столь велика, как следует
из расчетов Грюнера.
Ниже в качестве примера приведено количе-
ство тепла, выделенное в доменных печах ММК
(1985 г.) при окислении 1 кг углерода кокса в про-
цессах непрямого, прямого и смешанного восста-
новлений в соответствии со схемами 1 и 2, МДж:
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
198
, fq, =39,30	к = 26,46
qd= 10,00	qd =20.76
v 1
Для упрощения расчетов теплота неполного
окисления углерода принята равной 10,00 МДж.
Согласно схеме 1 приход тепла от окисления
углерода непрямого восстановления в 3,93 раза
больше прихода от окисления углерода прямого
восстановления. В действительности первая вели-
чина превысила вторую только в 1,27 раза, причем
1 кг углерода прямого восстановления удаляет ки-
слорода шихты в 3,2 раза больше, чем сгорающий у
фурм углерод. Поэтому нет оснований считать
прямое восстановление неэкономичным.
Для подтверждения справедливости вывода
об идеальном ходе Грюнер сослался на итоги рабо-
ты малой и большой доменных печей завода Кла-
ренс в Кливлендском горно-металлургическом ре-
гионе Великобритании, опубликованные владель-
цем завода и крупным исследователем доменного процесса А.Л.Беллом (1869 г.).		
Внутренний объем, м3	170	328
Расход материалов, т/т чугуна:		
известняка	0,800	0,683
кокса	1,450	1,125
углерода cd	0,124	0,058
Колошниковый газ, % по массе:		
СО2	11,8	17,3
СО	30,8	25,2
Большая печь была построена позже малой,
имела лучшую конструкцию и новое оборудование,
поэтому работала с меньшим расходом кокса. Обе
печи получали дутье одинакового нагрева (485°С)
от одного блока воздухонагревателей, выплавляя
литейный чугун одной марки с содержанием, %:
2,0 Si, 0,5 Мп, 1,4 Р из небогатых (44,5% Fe) обож-
женных сидеритов с показателем основности
CaO/SiO2 - 0,54.
После пересчета состава колошникового газа
в проценты по объему критерий т|сс для малой и
большой печей составил 0,198 и 0,304, критерий rd
- соответственно 0,44 и 0,11.
При анализе результатов работы упомянутых
печей обращает внимание чрезмерно большое со-
держание СО2 в колошниковом газе и соответст-
вующее ему высокое значение критерия рсо для
большой печи (рис. 5.11), которое не согласуется с
расходом кокса. Практикой других доменных печей
Кливленда, работавших в аналогичных условиях с
близким расходом газифицируемого углерода
(0,978-0,995 против 0,983 т/т чугуна), эти данные
не подтверждены (qco ^0,256- 0,242), как не под-
тверждено и уменьшение величины Cd при сокра-
щении затраты твердого топлива.
Причина расхождения показателей плавки
состоит в следующем. Доменный газ для отопления
блока воздухонагревателей отбирали на заводе
Кларенс ниже поверхности засыпи и только на
большой печи. Из-за этого через ее колошник вы-
ходило много меньше газа, чем образовывалось у
фурм и в процессе прямого восстановления. В ито-
ге соответствующее сокращенному выходу газа
значение рс0 оказалось завышенным для полного
выхода. На малой печи состав колошникового газа
отвечал его количеству и расходу углерода Со .
Рис. 5.11. Связь критериев А и для доменных
печей: I ММК, 1948-1981 гг.; 2 - Кливленда
(пунктиром соединены данные для малой
и большой печей завода Кларенс)
Грюнер упустил отмеченную особенность
работы большой печи, отнеся состав колошниково-
го газа ко всей массе газифицируемого углерода.
Вследствие этого вычисленная им величина С.
d
оказалась в 2,2-2,3 раза меньше действительной, а
основанный на таком расчете вывод о возможности
почти полного устранения прямого восстановления
оксидов железа - ложным (несостоятельным). От-
рицательную роль в односторонней оценке значе-
ния прямого восстановления в доменной плавке
сыграло и применение первой схемы восстанови-
тельного процесса, не учитывающей участие угле-
рода Cd в косвенном удалении кислорода ВЭ.
Стремление Грюнера работать с малым рас-
ходом кокса и возможно более высоким отношени-
СО
ем Ул в колошниковом газе справедливо и не
СО
вызывает возражений. Однако с выбранным им
способом достижения этой цели - посредством
усиления непрямого восстановления и ослабления
прямого - нельзя согласиться, так как низкому рас-
СО
ходу кокса и высокому отношению ——1 всегда
СО
соответствует малое значение Rco, увеличить ко-
торое не представляется возможным. Как показано
выше, рост прямого и смешанного восстановлений
с уменьшением Со является естественной ответной
реакцией доменного процесса на сокращение затра-
ты восстановителя. Поэтому ход доменных печей
даже в 1860-х гг. был далек от идеального, и нет
никаких оснований полагать, что он будет достиг-
нут в современных условиях при более низком рас-
ходе углерода.
Современники и последующие поколения
металлургов отнеслись к принципу I рюнера не-
одинаково. Расхождения требований принципа с
наблюдаемым на практике усилением прямого вос-
становления по мере сокращения затраты кокса
5.2. РАСХОД УГЛЕРОДА НА ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ТЕПЛОВЫЕ ПОТРЕБНОСТИ
199
породило сомнения в достоверности вывода о не-
экономичности прямого восстановления. Одним из
первых с критикой принципа идеального хода вы-
ступил М.А.Павлов (1894 г), показавший, что наи-
меньший расход углерода в доменной печи получа-
ется не при 100%-уом непрямом восстановлении
оксидов железа, а при сочетании этого процесса с
прямым способом удаления кислорода, т.е. при
достаточно развитом смешанном восстановлении.
В первой четверти XX в. часть видных ме-
таллургов США и Европы (Дж. Ричардс, Г.Гауленд,
А. Кореваар), основываясь на данных о росте пря-
мого восстановления по мере сокращения расхода
кокса, не только полностью отверглЬ вывод Грюне-
ра, но и выдвинулЬ противоположный принцип - о
целесообразности развития прямого восстановле-
ния. В СССР его реализацией в 1940-х и первой
половине 1950-х гг. занимался А.Д.Готлиб, вво-
дивший в доменную шихту трудновосстановимые
железорудные материалы с целью увеличить пря-
мое восстановление FeO, повысить потребность
доменного процесса в дутье высокого нагрева и
таким образом снизить расход кокса.
Другая часть металлургов признала вывод
Грюнера справедливым и пользовалась им до конца
1970-х гг. Однако многие попытки снизить затрату
газифицируемого yi лерода уменьшением степени
прямого восстановления оксидов железа посредст-
вом повышения восстановимости рудных материа-
лов желаемого результата не дали, так как критерии
восстановительного процесса определяются посту-
плением в печь Ош, Со, Н° и не зависят от кине-
тических характеристик восстановления.
Принцип Грюнера явился наиболее значи-
тельным заблуждением в теории доменной плавки,
связанным с недостаточным знанием совершав-
шихся в доменной печи процессов. К концу
1970-х гг. он утратил былое значение, но некоторые
его следствия еще сохранились. Кроме отсутствия
длительное время (до начала 1980-х гг.) прямого
доказательства несостоятельности представления
об идеальном ходе, одной из причин его продолжи-
тельного существования в сознании металлургов
служила привлекательность мысли использовать
тепло непрямого восстановления оксидов железа
для сокращения расходов кокса. И только всесто-
роннее изучение в 1950-1970-х гг. тепловых и хи-
мических явлений в промышленных агрегатах раз-
личных металлургических регионов показало не-
возможность применить это тепло для уменьшения
затраты топлива из-5а ограниченной теплоемкости
потока шихты в зоне непрямого восстановления.
Друюй причиной притягательности принципа
Грюнера явилась его кажущаяся достоверность
хорошо известное из практики увеличение критери-
ев и и по мере сокращения расхода кокса.
СО
В СССР активными сторонниками рассмат-
риваемого принципа были Н А Костылев и
А.Н.Рамм. Для защиты взгляда Грюнера они ис-
пользовали собственные теоретические представ-
ления о доменном процессе, не приводя достовер-
ных фактов работы печей в соответствии с принци-
пом идеального хода. Оба автора осуществили кри-
тический анализ известных (1935, 1938 гг.) формул
для вычисления показателей восстановительного
процесса.
Чтобы выяснить закономерности изменений
восстановительного процесса под действием раз-
личных факторов, автором проанализированы ре-
зультаты работы доменных печей ММК за 40 лет -
с 1950 по 1989 гг. Дополнительно учтены показате-
ли плавки отдельных печей Франции и Японии с
более низким расходом топлива. Итоги анализа
приведены ниже.
5.2.4.	Расход углерода на восстановление
Как уже отмечалось, газифицируемый угле-
род выполняет в доменной печи две функции: слу-
жит восстановителем и источником тепла. По-
скольку его расход на осуществление каждой
функции различен, необходимо определить, какая
из функций является главной и требует наибольшей
затраты углерода. Для этого следует вычислить
расход углерода Св на восстановление оксидов
шихты и полученный результат сопоставить с об-
щим расходом газифицируемого углерода, подсчи-
танным по выражению (5.3)
Согласно схеме 1 на удаление одного атома
кислорода из любого оксида необходимо затратить
один атом углерода, безразлично будет идти пря-
мое восстановление или непрямое. Поэтому общий
расход yi лерода Св на химические потребности
является суммой затрат на прямое и непрямое вос-
становления:
Св = Cd + С, = 0,75 • (О„ + Осо ) = 0,75  Ош. (5.20)
Одинаковый результат получается и при ис-
пользовании схемы 2:
cu = са +(Cd + Сф)псо = Cd +С, = 0,75О„,.
Это вызвано тем, что после вторичного реа-
гирования с оксидами шихты углерод Са утрачива-
ет начальную принадлежность к прямому восста-
новлению и приобретает новое качество - стано-
вится частью углерода непрямого восстановления.
В итоге при отсутствии водорода полная затрата
углерода на химические потребности определяется
только общей массой удаляемого кислорода и не
зависит от критерия г|со-
В случаях раздельного хода непрямого и сме-
шанного восстановлений (соответственно в агрега-
тах для металлизации железных руд и печах для
производства ферросплавов) связь расхода углеро-
да на химические потребности с критерием т]го
сохраняется, дополнительно подтверждая преиму-
щества смешанного способа удаления кислорода из
оксидов шихты:
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
200
С8 = 0,75-^“-;
Лео
Св = 0,75-%-.
1 + Псо
5.2.5. Расход углерода
на тепловые потребности
но тем, что окисляемая у фурм часть углерода вме-
сте с теплом горячего дутья покрывает только 40-
80% всей потребности в тепловой энергии на вы-
плавку чугуна. Недостающую часть тепла получа-
ют сжиганием у фурм дополнительного количества
углерода Ст, расход которого равен разности меж-
ду общей потребностью в газифицируемом углеро-
де и его затратой на восстановление'
В третьей четверти XIX в. высоким уровнем
развития доменного производства отличался упо-
мянутый выше Кливлендский горно-
металлургический регион Великобритании. Пока-
затели расхода газифицируемого углерода и вос-
становительного процесса в доменных печах этого
региона опубликовал в 1872 г. Грюнер.
Ниже приведены уточнённые результаты его
расчетов (без большой печи завода Кларенс), до-
полненные двумя периодами работы доменных
печей ММК, т/т чугуна:
	Кливленд	ММК	
Годы	18531867	1948 1962	1975-1985
С„	0,750-1,181	0,466-0,664	0,380-0,403
О.	0,433-0,448	0,375-0,386	0,400-0,404
Св	0,324-0,336	0,286-0,281	0,251-0,257
сДс,,)	0,096-0,124	(0,092-0,124) (0.074-0,083)	
R«,(R)	0,63-0,70	(0,62-0,65)	(0,68-0,70)
Сравнение показателей позволяет судить о
прогрессе производства чугуна за период более 100
лет.
В Кливленде выплавляли фосфористый ли-
тейный чугун (1,4% Р; 1,0-2,0% Si; 0,5% Мп) из
обожженных руд все железо которых находилось в
виде Fe2O3- Поэтому поступление кислорода с
шихтой и расход углерода на восстановление вели-
ки (участие водорода в восстановлении Грюнер не
учитывал). У фурм сгорало 63-70% углерода Св,
оставшаяся часть тратилась на прямое восстанов-
ление Расход известняка составлял 0.408-0.800 т/т
чугуна.
На ММК значения Ош и Со ниже, так как
здесь получали передельный чугун с малым содер-
жанием фосфора (0,6-0,9% Si; 0,1% Р; 0,2 0,3% Мп),
В первом периоде использовали офлюсованный
агломерат и полумартитовую железную руду, во
втором - офлюсованный агломерат и окатыши.
Природный газ в горн печей в первом периоде не
вдували, во втором его расход составил 62-105 м'/т
чугуна. Водородом удалялось соответственно 3-6 и
14-17% кислорода шихты, что заметно уменьшило
затрату углерода на прямое восстановление. Отно-
сительное количество углерода Св, сгорающего у
фурм (0,62-0,70). мало отличалось от Кливленда.
На обоих предприятиях затрата газифици-
руемого yi лерода существенно превысила его рас-
ход на восстановление оксидов шихты. Это вызва-
Су — Со Св (5.21)
Углерод прямого восстановления Cd входит
в оба слагаемых правой части последнего равенст-
ва, поэтому его частичная замена водородом до-
полнительного топлива не меняет значения С-,
Из равенства следует, что главным назначе-
нием газифицируемого углерода является обеспе-
чение доменной плавки теплом. Количество обра-
зуемою в печи монооксида углерода регулярно
превышает его затрату на удаление кислорода вос-
станавливаемых элементов и при достаточно рав-
номерном распределении газового потока по сече-
нию колошника не лимитирует восстановительный
процесс.
Часто из-за высокого содержания мелких
частиц в рудных материалах и несовершенства
конструкции применяемых на большинстве домен-
ных печей двухконусных засыпных устройств не
удается обеспечить достаточно равномерное рас-
пределение шихты и газов по радиусу колошника.
По этой причине в отдельных зонах поперечного
сечения шахты появляется недостаток СО в газе,
уменьшающий степень восстановления оксидов
железа к моменту их опускания к горизонту воз-
душных фурм и требующий дополнительного рас-
хода кокса при значительном избытке монооксида
углерода в других зонах поперечного сечения, Что-
бы избежать связанного с этим явлением перерас-
хода кокса, необходимо по мере сокращения его
затраты на выплавку чугуна повышать равномер-
ность распределения материалов и газов по радиусу
колошника,
Значение Сг в большой мере зависит от ус-
ловий работы доменных печей, в связи с чем оно
варьировало и продолжает варьировать в широких
пределах. По данным В. де Геннина. управляющего
государственными металлургическими заводами
Урала, расход древесного угля на доменных печах
этого региона в 1735 г. составил 1,57-1,72 т/т чугу-
на, что соответствовало Ст-1,10-1,20 В 1980-х
гг. величину Ст снизили в Японии. Северной Аме-
рике и Европе до 0,05 0,12, а на печи №3 в Фукуя-
ме уменьшили до рекордно низкого значения -
0,02 т. Дальнейшее сокращение Ст нереально в
связи с проявившимся на последней печи снижени-
ем температуры чугуна и шлака из-за недостатка
5.2. РАСХОД УГЛЕРОДА НА ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ТЕПЛОВЫЕ ПОТРЕБНОСТИ
201
тепла в горне. На ММК за 40 лет (1950-1989 гг.)
величину Ст уменьшили с 0,383 до 0,076 т.
Первым значения Св и Ст определял
Н.А.Костылев (1933 г.), предложивший использо-
вать отношение Св/Ст в качестве критерия эконо-
мичности доменной плавки по расходу газифици-
руемого углерода. Но ни этот автор, ни другие ме-
таллурги не применяли величины Св/Ст для анализа
восстановительного процесса в доменной печи.
5.2.6.	Слагаемые газифицируемого
углерода
В целом весь газифицируемый в доменной
печи углерод можно разделить на три слагаемые с
различными главными функциями: углерод прямо-
го восстановления Cd, удаляющий существенную
долю кислорода шихты и поставляющий часть мо-
нооксида углерода для непрямого восстановления;
углерод непрямого восстановления С,, забираю-
щий у шихты главную массу кислорода восстанав-
ливаемых оксидов и вместе с теплом горячего ду-
тья в значительной мере обеспечивающий домен-
ную плавку тепловой энергией; дополнительный
углерод Ст для покрытия недостатка тепла и соз-
дания в восстановительном газе избытка моноокси-
да углерода:
Сп -- Cd + Q + Ст.
(5.22)
Все слагаемые газифицируемого углерода и
их сочетания приведены на схеме рис. 5.12, где
участок Cj = С0Г|со соответствует площади четы-
рехугольника между пунктирной линией и осями
координат. С увеличением значения Сг и вызы-
ваемого этим некоторого повышения величины С
площадь упомянутого четырехугольника возраста-
ет, тогда как при уменьшении Ст она сокращается.
И хотя деление расхода газифицируемого углерода
на отдельные составляющие основано на схеме 1,
оно полностью применимо для схемы 2.
Рис 5.12. Слагаемые газифицируемого углерода Со
и их сочетания (пунктир - среднее значение qco
для колошникового газа,
другие обозначения - в тексте)
Поскольку С,+Ст=Сф, равенство (5.22)
можно преобразовать в два других применительно
к условиям работы доменной печи с ничтожно ма-
лым и значительным содержаниями водорода в
горновом газе:
Со = cd + Сф = Св + Ст,
Со = 0,75-Ош
Кроме единиц массы реагирующих веществ
расход восстановителей можно выразить в едини-
цах объема газообразных продуктов восстановле-
ния (Ur, 1000 м3/т чугуна)
)+1,867-Ст. (5.23)
Здесь 1,4 = 22,4/16 - отношение молярного
объема СО, СО2 и Н2О к атомной массе кислоро-
да ВЭ; 1,867 = 22,4/12 - отношение молярного
объема СО и СО2 к атомной массе углерода.
Из равенств следует, что для уменьшения Со
и (Jr необходимо снижать поступление кислорода
с восстанавливаемыми оксидами шихты и сокра-
щать затрату углерода на тепловые потребности.
Так как при выплавке передельного чугуна без
применения металлодобавок приход кислорода с
железорудными материалами меняется сравнитель-
но мало, а их предварительное восстановление уве-
личивает общую затрату энергии и человеческого
труда на получение 1 т чугуна, главным направле-
нием сокращения расхода топлива в доменном
производстве было и продолжает оставаться
уменьшение потребности в тепле. Для этого необ-
ходимо: увеличивать нагрев дутья, сокращать вы-
ход шлака и полностью выводить из доменной печи
необожженный флюс; улучшать физическую под-
готовку шихтовых материалов и добиваться пре-
имущественного сосредоточения сырья в перифе-
рийной и средней частях радиуса с целью более
равномерного распределения газового потока по
сечению печи.
Ввод водорода в состав горнового газа позво-
ляет уменьшить расход газифицируемого углерода,
Лн2
однако из-за малой величины отношения-------,
1 "’"Лео
не превышающей 0,33, замещение части смешанно-
го восстановления непрямым увеличивает общую
потребность в восстановителе. Поэтому повышать
содержание водорода в горновом газе целесообраз-
но лишь до некоторого предела, определяемого в
первую очередь соотношением цен дополнительно-
го топлива и кокса.
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
202
5.3.	ГРАНИЦЫ СУЩЕСТВОВАНИЯ
ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
5.3.1.	Критериальная диаграмма
В основу этой диаграммы (рис. 5.13) поло-
жены следующие соображения. Доменная плавка
сочетает образование горячего восстановительного
газа с удалением кислорода из оксидов шихты. По-
этому ее естественными границами служат газоге-
нераторный процесс (ГГП) и идеальная доменная
плавка (ИДП). В последней отсутствует затрата
углерода в качестве источника дополнительного
тепла (Ст = 0), достигается минимальный расход
газифицируемого углерода (Сс,=Св), количество
сгорающего у фурм углерода снижено до его рас-
хода на непрямое восстановление (ц' = Q) и обес-
печивается наибольшая степень использования мо-
нооксида углерода q4 Критерии ИДП определены
с учетом химических свойств кислорода и углеро-
да. критерий ГГП - только углерода из-за незначи-
тельного участия в этом процессе кислорода окси-
дов шихты.
Рис 5.13. Критериальная диаграмма доменного
процесса (обозначения в тексте)
В отличие от идеального хода Грюнера, ИДП
совмещает получение наименьших значений расхо-
да yi лерода Со и степени развития непрямого вос-
становления r~. Участие водорода в ней исклю-
чено, так как из-за малой величины отношения
Пн и более низкого в современных условиях
значения г|н в сравнении с q 0(см. рис. 5.3) ввод
Н в состав горнового газа сократит развитие сме-
шанного восстановления. А это повысит суммар-
ный расход восстановителя, что расходится с усло-
вием обеспечения его минимальной затраты. Рабо-
та печи с Сп < Сь невозможна из-за недостатка
и t>
восстановителя и тепла.
Другой теоретической границей существова-
ния доменного процесса служит действие печи в
режиме газогенератора с расходом углерода на те-
пловые потребности, во много раз превышавшим
его затрату на удаление кислорода (СО»СВ).
Этому режиму соответствует наибольшая степень
восстановления оксидов шихты монооксидом угле-
рода R°o при малом поступлении Ош  В прошлом
близкие к ГГП условия восстановления руд име-
лись в сыродутных горнах, где расход древесного
угля составлял 4-5 кг/кг железа, а отношение
с
достигало 18 20
Св
Пределы существования реального доменно-
го процесса (РДП) меньше естественных. Смеще-
ние границы в правой части диаграммы обязано
недостатку тепла при малом значении Ст, смеще-
ние в левой - его избытку при очень высоком рас-
ходе углерода.
Мерой приближения реального доменного
процесса к любой из границ служит упомянутое
выше атомное отношение кислорода шихты к гази-
фицируемому углероду
А = о,75 —2sl_ = 2H.	(5.24)
СЕ + СТ Rt0
В идеальной плавке этот критерий равен еди-
нице, в газогенераторном процессе - нулю. В ре-
альных условиях А ~ 0,5-0,8 и лишь в редких
случаях достигает 0,9 Для упомянутых выше
(п. 5 2) доменных печей Урала в 1735 г
А = 0,20 - 0,22, для печи №3 в Фукуяме А = 0,96
ИДП и ГГП являются научной абстракцией
Подобно другим идеальным процессам, идеальная
доменная плавка не будет когда-либо осуществле-
на. Этому препятствуют: значительные затрудне-
ния с нагревом дутья свыше 130(fC; нецелесооб-
разность работы с выходом шлака менее 0,20 т/т
чугуна из-за существенного возрастания затрат на
обогащение железных руд и ухудшения процесса
обессеривания чугуна; невозможность обеспечить
равномерное распределение рудных материалов по
всему поперечному сечению колошника, устранить
потери тепла с колошниковым газом и через стенки
печи. В итоге перспектива массового снижения
затраты углерода до величины менее 0,3 т/т
чугуна сомнительна
Не будет возврата доменного производства и
к работе печей, близкой к газогенераторному про-
цессу. Тем не менее, благодаря знанию показателей
ИДП и ГГП можно не только правильно оценить
возможности дальнейшего совершенствования до-
менного производства, но и представить математи-
ческое описание закономерностей изменения пока-
зателей работы реальных печей. Последнее необхо-
димо для совершенствования автоматизированной
системы управления технологическим процессом
(АСУ ТП) доменной печи и оперативного контроля
работы коксовых весов.
5.3. ГРАНИЦЫ СУЩЕСТВОВАНИЯ ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
203
5.3.2.	Идеальная плавка
Значительная затрата углерода CJ на обес-
печение доменного процесса теплом служит при-
чиной появления в колошниковом газе реальных
печей избытка СО по сравнению с необходимым
для восстановления оксидов шихты. Это вызывает
существенное отклонение фактических значений
критериев n R R. и г от критериев идеаль-
V'/	U
ной плавки
Влияние углерода Ст на показатели цсо и
Rco можно оценить по формулам:
'-'В
Согласно опытным данным (рис. 5 14) при
одинаковом изменении расхода углерода Ст пер-
вый критерий меняется быстрее второго. Это вы-
звано относительно малым участием углерода Ст в
непрямом восстановлении, вследствие чего главная
часть монооксида углерода, образуемого у фурм
при горении Ст, поступает в колошниковый газ. В
случае Ст = 0 значение обоих критериев будет
одинаковым, позволяя по одному из них опреде-
лить другой:
Псо ~ ^со “ р
Причем последнее отношение характеризует
не только степень развития косвенного восстанов-
ления, но и долю углерода, сгорающею у фурм
(показатель Рокура):
Благодаря равенству в ИДИ значений qco и
Rco линии изменения этих критериев пересекают
правую ординату рис. 5.13 в одной точке. В этой же
точке пересекает ординату и линия изменения кри-
терия р (рис. 5.15)
Рис. 5.14. Зависимость критериев г|со и Rro
от расхода углерода Ст для доменных печей
различных металлургических регионов
Рис. 5.15. Зависимость доли сгорающего у фурм
углерода р, значений Кс и т|со от показателя А
Кроме углерода Ст на показатели восстанови-
тельного процесса влияет приход газифицируемого
кислорода шихты Наилучшие условия для анализа
этого влияния существуют в ИДП, где массы гази-
фицируемых углерода и кислорода связаны отноше-
С	О
ниями —= 0 75 и —- 1 333, не зависящими от
О ' С
'-/в
поступления кислорода с оксидами шихты.
Благодаря такой особенности все критерии
идеальной плавки можно определить по уравнени-
ям с одним неизвестным.
Для процесса непрямого восстановления, со-
вершающегося без насыщения железа углеродом,
(2
справедливо отношение —С = 0,75 , где £2 - по-
«о
ступление кислорода с восстанавливаемыми эле-
ментами, т/т. В связи с этим в идеальной плавке
ош 0,75
1,333 QO;
(5-25)
Справедливость выражения (5.25) подтвер-
ждают данные рис. 5.16, согласно которым при
А = 1 отношение Л го -133
Рис. 5.16. Зависимость отношения
от показателя А
Из равенства (5.25) следует, что для обеспе-
чения полного окисления СО и 100%- го непря-
мого восстановления оксидов (т)со = Rc0 --1) 1 т
ВЭ обязана вносить 0,75 т кислорода, такое же его
количество должно поступать с дутьем
(Ош = Од). Только в этом случае весь расходуе-
Часть 5 ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
204
мый на восстановление углерод в количестве
Си =0,75, Од = 0,752 = 0,562 т сгорит у фурм с
последующим окислением СО до СО2 за счет ки-
слорода ВЭ и будет достигнут идеальный ход печи
по Грюнеру. Действительный приход кислорода с
шихтой много ниже (при проплавке гематитовых
руд и окатышей Q =0,42-0,43, из-за чего
Г)с0 < 0,58. Лишь по одной этой причине идеаль-
ный ход доменной печи недостижим.
В обычной доменной печи отношение объе-
ма газов к массе шихты, близкое к условиям иде-
альной плавки, существует только в зоне макси-
мального сосредоточения рудных материалов.
Здесь и достигается наиболее высокая степень ис-
пользования СО. На ММК в 1980-х гг. на 30- 40%
длины радиуса верха шахты получали
Лсо = 0,54- 0,56 против 0,56-0,58 по расчету с
использованием формулы (5.25). Отвечающая ИДП
максимальная степень использования энергии уг-
лерода кокса:
= 0,298+0,702К" =0,298,
составляет 0,69-0,70 в сравнении с 0,59-0,63 для
реальных доменных печей Остающаяся часть энер-
гии углерода будет теряться с колошниковым газом
в виде СО.
При благоприятных условиях работы и доста-
точно равномерном распределении материалов и
газов значение т|со можно получить не только в
отдельных точках радиуса, но и на большей части
поперечного сечения верха шахты. Так, в 1981 г. на
печи №3 объемом 3223 м3 металлургического ком-
бината фирмы "Ниппон кокан" в г. Фукуяма (Япо-
ния) отвечающую идеальной плавке степень ис-
пользования монооксида углерода обеспечили поч-
ти по всей длине радиуса колошника (рис. 5.17),
получив для покидающего печь газа q ~ 0,548. В
значительной мере благодаря этому удалось дос-
тигнуть рекордно низкого расхода топлива
(396 кг/т чугуна против 438 кг/т в предыдущем
периоде при менее совершенном распределении
материалов и газов). Шихту загружали лотковым
засыпным устройством с 10 угловыми станциями.
Рис. 5.17. Распределения значений критерия г)со
по радиусу колошника при различном расходе
топлива (числа на диаграмме, кг/т чугуна)
Подстановка значения т)со в равенство
Oco = l,333Q при условии Q=CBn^ и
Св = 0,75Qg позволяет вычислить массу кислорода
шихты, удаляемого непрямым и прямым способами
восстановления
Осо = 1,333 П2:
О<1 ~	“ Осо '
(5 26)
(5-27)
Согласно формулам (5 25)-(5.27) при вы-
плавке малофосфористого передельного чугуна с
содержанием 0,6% Si; 0,2% Мп; 0,1% Р; 4,5% С и
96,4% Fe из магнетитовых и гематитовых руд мож-
но с учетом 1% потерь восстановленного железа и
перехода в шлак серы в количестве 0,004 т/т чугуна
ожидать:
Q	Ош	Qo	Псо	Rco	Осо	od	с,
Fe3O4 0,381	0,374	0,392	0,522	0,522	0,205	0,169	0.127
Fe2O3 0,429	0,420	0,440	0,586	0,588	0,258	0,162	0,122
Офлюсованный агломерат содержит оба ок-
сида железа, офлюсованные окатыши - почти ис-
ключительно гематит. При совместном использо-
вании агломерата и окатышей критерии Т|со и
Rc0 получают промежуточное значение, близкое к
верхнему пределу.
Замена магнетига гематитом вызывает не
только относительное, но и абсолютное усиление
непрямого восстановления, которое становится еще
более заметным при расширении диапазона изме-
нений Ош с 0,350 до 0,420 т/т чугуна:
	0,320	0,340	0,360	0,380	0,400	0,420
Rco	0,447	0,475	0,503	0,530	0,558	0,586
Od	0,170	0,171	0,170	0,168	0,166	0,162
rd	0,613	0,619	0,620	0,618	0,612	0,602
Одновременно с увеличением поступления
кислорода шихты снижается показатель прямого
восстановления rd, связанный с критерием Rco
выражением
г=3>5.9м±2±сок22«.	(5.28)
Напротив, при сокращении массы О1п с
0,410-0,420 до 0,350 0,380 т/т чугуна путем добав-
ления к обычным окисленным железорудным мате-
риалам восстановленных до FeO или даже мезал-
лизованных можно ожидать наряду с уменьшением
значений Т)со и Rro повышение степени прямого
восстановления оксидов железа и всей шихты.
Причиной такой закономерности служит
описываемая равенством (5 28) параболическая
5.3. ГРАНИЦЫ СУЩЕСТВОВАНИЯ ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
205
зависимость массы удачяемого непрямым восста-
новлением кислорода от величины , вследствие
чего кривая Ош-Оа (рис. 5.18) имеет максимум
при Ош = 0,358 т/т чугуна и две нисходящие ветви.
Слева от заштрихованного участка расположена
область применения в доменной шихте восстанов-
ленных до FeO или даже металлизованных рудных
материалов. Предварительное удаление из сырья
Fe,O, и Fe,Od уменьшав г показатели R... и Кг и
увеличивает Rd . Заштрихованный участок, отве-
чающий совместному использованию магнетито-
вых и гематитовых руд, находится справа от мак-
симума, в связи с чем замена первых руд вторыми
будет вызывать небольшое снижение Od  Правее
заштрихованного участка работа доменной печи
желательна, но нереальна из-за отсутствия у железа
оксида с более высоким содержанием кислорода,
Рис. 518. Зависимость значений г]со, Осо , Od от
поступления кислорода с шихтой (заштрихованный
участок отвечает проплавке смеси магнетитовых
и гематитовых руд)
В обычной практике доменного производства
значение Ош превышает требуемое для обеспече-
ния максимума Od, в связи с чем любое увеличе-
ние прихода кислорода шихты (даже за счет окси-
дов трудновосстаиовимых элементов) сокращает
развитие прямого восстановления. В результате при
одинаковой степени окисления железа в рудах
упомянутому в п. 5.2 производству фосфористого
литейною чугуна в Кливленде отвечало значение
0,60-0,62 против 0 586 для низкофосфори-
стого передельного чугуна ММК.
Смешанное восстановление достигает в иде-
альной плавке максимального развития; его крите-
рий составляет
Й7 = 1-^-1-Г778П\
где 1,778 -
1
0.752 '
При выплавке передельного чугуна с низким
содержанием фосфора из смеси агломерата и ока-
тышей значение достигнет 0,67 0,71. Остаю-
щаяся доля кислорода шихты будет удалена обра-
зуемым у фурм монооксидом углерода.
Все газообразные продукты восстановления
(СО, СО2, НО) содержат одинаковую массу ки-
слорода оксидов - 0.714 кг/м3. Вследствие этого
удаление 1 кг упомянутого кислорода сопровожда-
ется образованием 1/0,714 - 1.4 м3 газа. В итоге,
например, для Ош= 400 кг/т чугуна минимальный
выход газообразных продуктов восстановления
составит 1,4-400-560 м3.
5.3.3.	Газогенераторный процесс
Его анализ необходим для определения мак-
симальных значений развития непрямого восста-
новления оксидов шихты R°o и потерь тепла в ок-
ружающую среду.
Выше отмечалось, что монооксид углерода,
образуемый у фурм при окислении углерода Ст,
участвует в непрямом восстановлении мало. Вслед-
ствие этого по мере увеличения расхода газифици-
руемого углерода и соответствующего уменьшения
критерия А степень использования СО снижается
быстро (см. рис. 5.13), тогда как критерий Rco воз-
растает медленно. В условиях газогенераторного
процесса т]со - 0 - а показатель непрямого восста-
новления достигает наибольшей величины
о
со
“ ^СО +	’
Здесь ARro - превышение степени непрямо-
го восстановления оксидов шихты в газогенератор-
ном процессе над степенью непрямого восстанов-
ления в идеальной плавке.
Значения R°o и ARrn можно определить
аналитическим и экспериментальным способами.
Аналитический способ учитывает соотноше-
ние между тепловой и химической
частями энергии углерода, выделяемой при его не-
полном горении у фурм (на рис. 5.15 граница раз-
дела частей показана горизонтальной линией, про-
ходящей через точку к ° )• Сущность способа за-
ключается в следующем В идеальной плавке отно-
сительное р и абсолютное Сф количества сго-
равшего у фурм углерода составляют:
В реальном доменном процессе часть энер-
гии углерода С3, пропорциональная значению Кс,
превращается в гепло и не участвует в химическом
взаимодействии газа с шихтой. Помимо этого, за
счет Ст повышаются величины р и Сф, а расход
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
206
углерода на прямое восстановление Cd и критерий
Rd уменьшаются, достигая минимального значе
ния на левой ординате рис. 5.13 в точке R^q :
с’ = с, (1 - к®);
R;=Rd-(l-K’c)-
Линия Rco делит диаграмму рис. 5.13 на две
зоны - прямого и косвенного восстановлений. Ее
наклон к оси абсцисс зависит от коэффициента
характеризующего степень участия углерода Ст в
восстановлении оксидов и одновременно опреде-
ляющего прирост критерия Rco за счет убыли Rd
в сравнении с ИДП:
Ко	V 0 р 1Z О 11 iz° I
_	к<> = З-Т- •	(5.29)
Сф Rco Rco
В случае = 0,298 и Rco = 0,56-0,58 по-
лучим £ = 0,22-0,24.
Экспериментальный способ определения зна-
чений Rjo и ARC0 основан на существовании за-
висимости между расходом углерода Ст и прирос-
том АС, массы углерода непрямого восстановле-
ния по сравнении с ИДП.
t _ АС, _ Со • Г]с0 — Ош .
S Ст Ст
Уменьшаемое в последнем выражении ха-
рактеризует фактический расход углерода на не-
прямое восстановление, вычитаемое - его значение
в идеальной плавке С, =	. Все величины правой
части равенства отнесены к 1 т чугуна, поэтому
коэффициент £ не зависит от содержания углерода
в выпускаемом из печи металле
На рис. 5 19 приведены среднегодовые зна-
чения £, вычисленные по итогам работы доменных
печей ММК в двух удаленных между собой
12-летних периодах: 1948-1959 и 1968-1979 гг.
Несмотря на существенное изменение условий ра-
боты и технических показателей плавки, а также
значительное различие обеих величин в отдельные
годы, средние значения £ за каждый период отли-
чаются мало (0,198; 0,204) и вполне согласуются с
величиной £ = 0,22-0,24, вычисленной менее точ-
ным аналитическим способом
Удовлетворительное соответствие результатов
вычислений по обоим способам позволяет среднюю
степень участия углерода С, в восстановлении
£ = 20, отвечающую правой половине рис. 5.13, рас-
пространить на всю критериальную диаграмму и для
условий газогенераторного процесса записать
ARC0- 0,20-т|со= 0,267-Qo;
R°co =1,20 Лсо = 1,60 По.
0,4	0,5	0,6	0,7	0,8 А
Рис. 5.19. Степень участия £ углерода Ст в вос-
становлении оксидов шихты (ММК 1948-1959 (1)
и 1969-1982 гг. (2))
При выплавке низкофосфористого передель-
ного чугуна с использованием агломерата и окаты-
шей (Qo =0,40-0,43) значение r£o составит 0,65-
0.69. Кислород из остающейся части восстанавли-
ваемых оксидов удалится прямым восстановлени-
ем, показатель которого ввиду ничтожно малой
величины г|со в газогенераторном процессе будет
соответствовать показателю смешанного восста-
новления.
Повысить значение r£0 в указанных услови-
ях не представляется возможным из-за ограничен-
ного поступления кислорода с восстанавливаемыми
оксидами шихты.
Приведенные данные позволяют заключить,
что в сыродутных агрегатах (низких горнах и бляу-
офенах) степень непрямого восстановления не пре-
вышала 70%. Из-за невысокой температуры горе-
ния древесного угля при использовании холодного
дутья прямое восстановление оксидов было развито
слабо, вследствие чего 20-25% кислорода шихты в
виде FeO терялось со шлаком Результаты иссле-
дований остатков сыродутного процесса подтвер-
ждают этот вывод.
5.3.4.	Потери тепла
В газогенераторах теплота неполного горе-
ния углерода из-за отсутствия в первое время по-
требителей тепла почти полностью терялась в ок-
ружающую среду Для уменьшения этих потерь
позже в дутье стали вводить водяной пар и полу-
чать "светлый" генераторный газ с повышенным
содержанием Н2.
В реальной доменной плавке ГГП ограничен
окислением углерода Ст, вследствие чего величина
потерь тепла (Qn, кДж/кг чугуна) определяется
потерей тепла qn ниже горизонта фурм (через
стенки горна и лещадь) и произведением qnCT
выше оси фурм:
Qn “ Чп + ЯпСт*	(5.30)
Значение qn зависит от объема печи, ее кон-
струкции и условий работы. Его определили сопос-
тавлением коэффициента использования тепла К, ,
вычисленного по общему тепловому балансу, с от-
ношением теплоемкостей потоков газа и шихгы
^г (рис. 5.20) для доменных печей различных
Ww
5.3. ГРАНИЦЫ СУЩЕСТВОВАНИЯ ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
регионов. Первый показатель характеризует тепло-
вую работу всей печи, второй - только противоточ-
ной зоны. Линия диаграммы пересекает ось орди-
нат на удалении 0,020-0,025 от единицы, что равно
2,0-2,5% полной затраты тепла или 100-140 кДж/кг
чугуна. Последние величины соответствуют поте-
рям тепла через стенки горна и лещадь.
Такие же начальные потери тепла получили
и при сопоставлении Оп с расходом углерода С,
(рис. 5.21). Наклон линии к оси абсцисс соответст-
вует произведению q0Cr, которое и определяет
потери тепла выше горизонта воздушных фурм
Рис. 5.20. Влияние отношения теплоемкостей
потоков газа и шихты на коэффициент
использования тепла Кт
Рис. 5.21. Зависимость потерь тепла Qn
с колошниковым газом и через стенки печи
от расхода углерода Сл
Рассматривая противоточную зону, можно
заключить о полном потреблении в ИДИ всего вно-
симого в горн тепла. Реальная плавка характерна
100%-ным использованием энтальпии дутья и по-
терей всего тепла неполного горения углерода Ст .
Последний, влияя на приход и расход высокотем-
пературного тепла, служит связующим звеном ме-
жду соответствующими статьями тепловою балан-
са. Для сокращения Оп необходимо уменьшать
затрату Ст посредством увеличения энтальпии
дутья, снижения полезного расхода тепла и улуч-
шения распределения материалов и газов по сече-
нию печи
На рис. 5.22 изменение потерь тепла с ко-
лошниковым газом и через стенки печи характери-
зуют две наклонные линии, из которых верхняя
относит потери к 1 кг С. нижняя Q - к 1 кг чугу-
на Наклон нижней линии совпадает с наклоном
границы раздела зон прямого и косвенного восста-
новлений, так как величины QH и ARC0 в одинако-
вой мере зависят от расхода углерода Ст
Рис 5 22. Фрагмент критериальной диаграммы
(пояснения в тексте)
Полная критериальная диаграмма доменного
процесса (рис. 5.23) включает наиболее важные
элементы рис. 5.13 и 5.22.
Рис. 5.23. Полная критериальная диаграмма
доменного процесса
(обозначения, как на рис. 5.13 и 5.22)
5.3.5.	Участие водорода
в восстановлении оксидов
Сложность измерения содержания Н2О в ус-
ловиях большого количества пыли, а также труд-
ность выделить из общего объема водяного пара
его долю, образуемую восстановительным процес-
сом, не позволяет осуществить регулярный кон-
троль влажности колошникового газа Поэтому
критерий Т|и обычно вычисляют по материально-
му балансу водорода, полагая, что объем образуе-
мого восстановлением водяного пара равен разно-
сти объемов поступающего в печь водорода и ухо-
дящего в виде Н2 с колошниковым газом Так как
степень использования химической энергии водо-
рода не зависит от источника его поступления, для
подсчета пригоден общий материальный ба-
ланс Н., основанный на постоянстве отношений
водорода и газифицируемого углерода в горновом
и колошниковом газах:
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
208
н; н2 + и2о _Q.
1,867 Со СО + СО,
Но = н« СО + СО,	(5.3
2	2 1,867-С0	2
При экспериментальном исследовании до-
менных печей содержание Н2О в слое шихты и в
колошниковом газе измеряют посредством психро-
метра или гигрометра, позволяющих определять
парциальное давление водяного пара в газовой сре-
де. Перед измерениями приборы поверяют весовым
методом контроля влажности газов.
Согласно опытным данным (рис. 5.24) водо-
род в процессе восстановления оксидов заменяет
часть твердого углерода. Уменьшение массы по-
следнего (АСй,т7т чугуна) и коэффициент замены
твердого углерода водородом (КН1,кг/м3) зависят
от степени использования водорода:
ACd=H°-KH?;
КНг - 0,536 0,75-Пнг - 0,402 Пн2 •
_	17
Здесь Q 536 _.. _ __ - содержание углерода в
*	22,4
СО,кг/м3;
12
0 75 _	- отношение атомных масс угле-
’	16
рода и кислорода.
Рис 5.24. Зависимость расхода углерода
на прямое восстановление Cd
от поступления водорода II2 (ММК, 1958-1985 гг.)
Величина ACd определяет количество выво-
димого из шихты углерода кокса в условиях при-
менения в доменной плавке углеводородов. Расчет-
ный коэффициент замены кокса метаном СН4 при-
родного газа при неизменном нагреве горна состав-
ляет
2-Кн	г|н
К. н’ =1,5—I.
0,536-С„	Ск
*14	г-
где 2 - количество молекул Н2 в СН4; 0,536 - со-
держание углерода в СН4, кг/м3; Ск - то же в кок-
се, кг^кг.
Газообразные продукты восстановления ок-
сидов шихты твердым углеродом и водородом
(СО, Н2О) содержат одинаковую массу кислорода
шихты - 0,714 кг/м3. Поэтому замещение в услови-
ях ИДП первого процесса вторым при ничтожном
поступлении Н2 обеспечивает равенство макси-
мальных значений г)н и Rd:
_	Н2°	_ СО2	(5.32)
2 Н2 + Н2О со + со2 св d
где Н2, Н2О, СО, СО2 - компоненты колошни-
кового газа ИДП, %.
Реальная доменная плавка по расходу водо-
рода существенно удалена от идеальной. Для учета
степени этого удаления целесообразно в равенстве
(5.24) массу углерода Ст заменить одинаковым по
объему СО количеством Н2-
Св + 0,536 • Н2 ’
(5.33)
В итоге по мере роста поступления в домен-
ную печь водорода значение цн будет сокращать-
ся пропорционально разности (1-А ), перемещаясь
на диаграмме рис. 5.13 влево по границе прямого и
косвенного восстановлений оксидов шихты:
Пн2 Лео * О А )]•
(5.34)
Согласно равенству (5.25) величина псо на-
ходится в прямой пропорциональной зависимости
от степени окисления восстанавливаемых эле-
ментов. Поэтому рост поступления в доменную
печь кислорода шихты вследствие, например, заме-
ны магнетитовых руд гематитовыми уменьшит зна-
чение пНз -
На рис. 5.25 приведены результаты измере-
ний влажности газа доменных печей ММК в 1950-
1989 гг, с помощью психрометра и гигрометра, а
также вычислений по балансу влаги дутья и обще-
му балансу водорода. Они удовлетворительно со-
гласуется с расчетными величинами г]н в интерва-
ле Ош =0,3 85-0,405 т/т чугуна. Среднее фактиче-
ское значение коэффициента замены углерода пря-
мого восстановления водородом Кн для
Н2=40~260м3 (см. рис. 5.24) составило 0,160
против 0,166 по расчету. Это означает, что для уда-
ления 1 кг твердого углерода в доменную печь не-
обходимо вводить 6,0-6,2 м ‘ Н2 . Расчетный ко-
эффициент замены кокса метаном природного газа
К, = 0,70 кг/м3 близок к действительному.
Удовлетворительное соответствие теорети-
ческих и опытных величин позволяет при ана-
лизе показателей работы доменных печей и в про-
ектных расчетах расхода кокса отказаться от менее
точных эмпирических способов определения сте-
пени использования Н2
5.3. ГРАНИЦЫ СУЩЕСТВОВАНИЯ ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
Рис. 5.25. Зависимость критерия от показателя А
и поступления кислорода с шихтой
(числа на диаграмме, ki/t чугуна)
причиной значительных отклонений ре-
зультатов расчетов от действительности.
Наличие в основе рассмотренных
критериев материального баланса Ош, Со,
Н2 позволяет применять их только для
установившегося режима плавки, когда
количество вводимых в печь газифици-
руемых веществ равно количеству уда-
ляемых с колошниковым газом (при неус-
тановившемся режиме это равенство на-
рушается из-за разного времени пребыва-
ния материалов и газов в печи).
Критерии не имеют в своем составе
кинетических характеристик восстанови-
тельного процесса и, следовательно, не за-
висят от показателей восстановимости сы-
5.3.6.	Особенности показателей
восстановления
В целом все показатели восстановления и
использования химической энергии газа образуют
единую критериальную систему, основанную на
материальном балансе газифицируемых элементов
к величине тепловой энергии неполного горения
углерода. Вследствие этого каждой величине Ош,
Со, Н2 и К ° соответствует только одно значение
Псо’ Лнг’ Rco» Rd. и rd* Предварительный выбор
даже одного критерия или его изменение разруша-
ют систему с неизбежным искажением результатов
анализа работы доменных печей или проектных
вычислений расхода кокса. Не содействует повы-
шению точности теоретических расчетов и исполь-
зование отдельными металлургами равновесных
составов газа для систем Fe-O-C и Fe-O-H,
так как последние не связаны с величинами Ош,
со. Н’ И Кс-
В прошлом многие металлурги выбирали
критерии г)со, г)н э Rco и rd по собственному ус-
мотрению. Такой подход искажал присущие до-
менному процессу причинно-следственные связи и
часто служил источником расхождения теоретиче-
ских представлений с опытными данными. Одним
из первых его использовал Л.Грюнер, поставивший
расход кокса в зависимость от способа восстанов-
ления оксидов железа.
В отечественной металлургии предваритель-
ный выбор критерия rd, допускающий его произ-
вольное изменение, первым применил М.А.Павлов
(1903 г.) при вычислении химического состава ко-
лошникового газа. Это было вызвано отсутствием в
начале XX в. регулярного контроля состава газа и
невысокой достоверностью получаемых результа-
тов. Позже А Н.Рамм (1941 г.) в разработанном им
комплексном методе определения расхода кокса к
критерию rd добавил еще два предварительно вы-
бираемых показателя, зависящих от затраты топли-
ва: температуру колошникового газа и потери тепла
через стенки печи. Такой подход облегчил совме-
стное (комплексное) решение уравнений матери-
ального и теплового балансов плавки, но явился
рья и реакционной способности кокса.
Максимальная степень использования хими-
ческой энергии СО и Н2 достигается только в ус-
ловиях, близких к идеальной доменной плавке. По
мере роста расхода каждого из восстановителей
критерии т|со и уменьшаются. Различие состо-
ит в том, что водород, имея в зоне умеренных тем-
ператур более низкое сродство к кислороду, не
влияет на показатель Rco и поэтому в сравнении с
монооксидом углерода играет в восстановлении
подчиненную роль.
Функциональная зависимость критериев до-
менного процесса от рассмотренных факторов за-
ставляет комплексный метод расчета расхода кокса
заменить методом последовательного приближе-
ния. В начале расчета на основе принятых условий
плавки определяют по приведенным в п.5.1 форму-
лам точные значения Ош, К£ и приближенные
Сф, Со с последующим уточнением последних
посредством теплового баланса. Возможность вы-
числять потери тепла в окружающую среду по рас-
ходу углерода Ст позволяет сводить баланс с ма-
лой (0-0,3%) невязкой.
Наиболее простой способ применения опи-
санных закономерностей состоит в уточнении Со
по опытным значениям Ош, Н° и к£ путем со-
ставления теплового баланса. На ММК такой метод
регулярно использовали в 1988-1994 гг. с целью
оперативного контроля правильности показания
коксовых весов. Для этого на ЭВМ два раза в неде-
лю вычисляли теоретический расход кокса и срав-
нивали с фактическим по показаниям весов В по-
давляющем большинстве случаев расхождение не
превышало 7 кг/т чугуна, определяясь допустимой
(1,5%) суммой погрешностей измерений вводимых
в расчет параметров. Рост расхождения до 10-11 кг
служил достаточным основанием для неплановой
поверки коксовых весов. Расчетный контроль весов
прекратили в связи с переходом подразделений
ММК на рыночные отношения.
Прогнозный расход кокса вычисляли таким же
способом, но здесь из-за значительного варьирова-
ния одного или нескольких параметров плавки
приходные и расходные статьи теплового баланса
менялись больше, чем в предыдущем случае.
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
210
5.4.	СПОСОБЫ ВОЗДЕЙСТВИЯ
НА ПОКАЗАТЕЛИ
ВОССТАНОВЛЕНИЯ
5.4Л	. Изменение условий плавки
Под этими условиями принято понимать со-
четание показателей качества шихтовых материа-
лов, параметров технологического режима домен-
ных печей и вида получаемого чугуна. Меняя тех-
нологию подготовки шихтовых материалов и пара-
метры режима работы печей, можно варьировать в
желаемом направлении значениями Ош, Со, Н° и
К". Обобщенной характеристикой условий плавки
служит показатель А .
На рис. 5.26 приведено влияние последнего
показателя на критерии Rco и т|со для наиболее
часто	встречавшихся	значений
Ощ 0,385 - 0.410 т/т чугуна. Все линии диаграм-
мы отвечают равенствам:
Rt0 = 1,333 - Ц, • [1 + 0,20 (1 - А)]; (5.37)
Лео = &' Rco 	(5.38)
Равенства описывают закономерности изме-
нения упомянутых величин во всем диапазоне суще-
ствования доменного процесса. Их применение вме-
сте с дополняющими выражениями (5.2) и (5.23)
позволяет определять значения критериев Rco, т]со,
RdH rd но заданным величинам Qo, Се и Со без
использования сведений о химическом составе ко-
лошникового газа. Благодаря этому имеется воз-
можность не только достаточно точно вычислять
показатели восстановительного процесса в проекти-
руемых условиях, но и проверять достоверность зна-
чения т)со для действующих доменных печей. Точки
на ординате диаграммы отвечают составу газа в зоне
максимальной рудной нагрузки на кокс.
Рис. 5.26. Зависимость критериев Rco и qc0
от показателя А для различных значений Ош
(числа на диаграмме, кг/т чугуна)
Согласно равенству (5.37) и диаграмме кри-
терий Rcn меняется линейно в сравнительно узких
пределах, ограниченных значениями Rco и
рудных материалах его величина возрастает Ха-
рактер изменения критерия позволяет заключить,
что при установившемся ходе доменной печи про-
цессы прямого и косвенного восстановлений нахо-
дятся в состоянии подвижного равновесия, завися-
щего от величин Со и Ош. Уменьшение расхода
углерода смещает равновесие в сторону развития
прямого восстановления, а увеличение поступления
кислорода с шихтой - в сторону усиления косвен-
ного восстановления.
Критерий г]со при одинаковом изменении
условий плавки меняется по указанным в п. 5.3
причинам значительнее, чем Rco. Его зависимость
от показателя А криволинейна из-за наличия в
равенстве (5.38) коэффициента ^-0,20, характе-
ризующего степень участия углерода Ст в восста-
новлении. В газогенераторном процессе т]со = 0,
тогда как в идеальной плавке для наиболее часто
встречающихся в практике значений Ош и этот
показатель достигает 0,54-0,58. В реальных домен-
ных печах при получении передельного чугуна
обычно т]со = 0,39-0,48 и лишь в редких случаях
обеспечения рекордно низких величии расхода
кокса степень использования монооксида углерода
возрастает до 0,52-0,54.
Согласно диаграмме вычисленные величины
Rco и Лео Удовлетворительно согласуются с экспе-
риментальными для доменных печей различных ме-
таллургических регионов, причем заметных откло-
нений от расчетных значений из-за непостоянства
расхода известняка (0-0,311 т/г чугуна) и содержа-
ния Н2 в колошниковом газе (0,9-8,3%) не обнару-
жено. Это свидетельствует, что упомянутые факто-
ры не оказывают прямого влияния на показатели
Rco и Лео (их косвенное действие проявляется в
изменении расхода газифицируемого углерода Со).
Наряду со средними значениями Rco и г)сс
диаграмма характеризует состояние восстанови-
тельного процесса в различных точках радиуса
верхней части шихты. Правая ее часть справедлива
для зоны с максимальной рудной нагрузкой на
кокс, левая - для участков с интенсивным движе-
нием газов у стенки и оси печи
Минимальное и максимальное значения кри-
терия rd, вычисленные без учета участия в восста-
новлении водорода, равны соответственно 0,42-
0,48 и 0,60 0,82 (рис. 5.27). Они подтверждают вы-
вод М. А.Павлова (1949 г.), что в доменных печах
всех металлургических регионов в обычных усло-
виях работы чаще всего rd - 0,5 - 0,6. Кроме того,
расчетные и опытные данные дополнительно сви-
детельствуют о невозможности обеспечить 100%-е
или близкое к нему непрямое восстановление FeO-
1,20 RCO, причем с увеличением доли Fe2O3 в
5 4. СПОСОБЫ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
211
Рис. 5.27. Влияние показателя А на Od и критерий
rd при использовании железных руд:
1 - магнетитовых; 2 - гематитовых
5.4.2.	Влияние степени окисления железа
Как следует из расчетных значений Ош, Od
и т]со в условиях ИДП (см. рис. 5.18), замена маг-
нетитовых руд гематитовыми при сохранении про-
чих условий плавки постоянными уменьшает коли-
чество кислорода шихты, удаляемого прямым вос-
становлением, что влияет на расход кокса. Это
влияние заметили во второй половине XIX в., в
связи с чем на многих металлургических заводах
магнетитовые руды перед проплавкой в доменных
печах обжигали для повышения их восстановимо-
сти и сокращения содержания серы. С развитием
агломерации железных руд необходимость в окис-
лительном обжиге магнетитов исчезла.
Начиная с 1950-х годов вследствие повыше-
ния содержания агломерата и окатышей в рудной
части шихты до 70 100%, а также значительного
сокращения расхода газифицируемого углерода
влияние минералогического состава сырья на пока-
затели работы доменной печи уменьшилось. Тем не
менее, в некоторых случаях оно остается заметным,
о чем свидетельствуют итоги проведенных на
ММК 20 опытных плавок с различным содержани-
ем окатышей в рудной части шихты Главными
оксидами рудных материалов являлись Fe3O4 и
Fe2O3, поэтому результаты исследования относятся
к заштрихованному участку схемы рис. 5.18. Бла-
годаря значительному изменению массовой доли
окомкованного сырья за небольшой промежуток
времени и сохранению других условий плавки при-
близительно постоянными поступление кислорода
с оксидами железа варьировало в достаточно боль-
ших пределах (рис. 5.28) без существенного изме-
нения расходов водорода и газифицируемого угле-
рода. В этих условиях с повышением ОЦ[ величина
Olf| возрастала, тогда как масса оставшегося ки-
слорода Ош - О 0, удаляемого твердым углеродом
и водородом, менялась мало. Критерий rd, вычис-
ленный без учета участия в восстановлении водо-
рода, по мере замещения агломерата окатышами
уменьшался, его максимальная величина отвечала
значению Ош =0,38-0,39 т/т чугуна и располага-
лась недалеко от условий проплавки магнетитовых
руд (Ош = 0,374). В связи с этим замена последних
гематитовыми рудами (Ош =0,420) уменьшает Od
от величества поступавшего с шихтой
кислорода Ош
Вследствие более высокого расхода углерода
Со прямое восстановление в реальной плавке
(rd =0,54-0,56) развито слабее, чем в идеальной
(0,60-0,62). Г раницами массива опытных значений
rd явились наклонные линии с небольшой кривиз-
ной.
Значения Ощ = 0,374-0,384 и rd = 0,48 — 0,51,
отвечавшие периоду освоения на ММК производ-
ства офлюсованного агломерата (1948-1958 гг.),
расположены за пределами последней диаграммы.
Расход кокса за это время снизился с 845 до
655 кг/т чугуна, что было вызвано удалением из
доменной шихты известняка, повышением давле-
ния колошниковых газов, сокращением выхода
шлака и применением дутья повышенного нагрева
с регулируемым содержанием влаги. Суммарное
действие всех факторов на затрату газифицируемо-
го углерода и через нее на величину rd во много раз
превысило противоположное влияние увеличения
Ош и показателя восстановимости агломерата В
(рис. 5.29). Вопреки ожиданиям прямое восстанов-
ление железа в упомянутый период не сократилось,
а возросло.
Из-за близкого расположения часто исполь-
зуемых значений Ош к максимуму кривой Ош -Од
не оказывает отрицательного влияния на итоги рабо-
ты доменных печей и замену части обычного сырья
рудными материалами с малой степенью окисления
железа. Так, в середине и третьей четверти XIX в.,
когда пудлингование еще являлось главным спосо-
бом получения ковкого железа, на металлургических
заводах скапливалось большое количество пудлин-
гового шлака, близкого по своему химическому со-
ставу и физическим свойствам к современному сва-
рочному шлаку из нагревательных колоццев обжим-
но-заготовочных сганов. Регулярная проплавка пуд-
лин! ового шлака в доменных печах в количестве до
30% массы рудной части шихты была обычным яв-
лением и не вызывала существенных изменений в
расходе топлива.
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
212
Рис. 5.29. Изменение показателя восстановимости
агломерата В и критериев Rco , rd для доменных
печей ММК в 1948-1982 гг.
В 1952 1. по предложению А.Д.Готлиба на од-
ном из металлургических комбинатов Украины при
получении мартеновского чугуна использовали за-
кисный железорудный агломерат («40%FeO) в ко-
личестве 13% от рудной части шихты. Это позволи-
ло сократить на 5% расход кокса и повысить на 13%
выплавку чугуна в основном благодаря более высо-
кой механической прочности агломерата в исходном
состоянии и в процессе восстановления. При вы-
плавке бессемеровского чугуна применение закис-
ного железомарганцовистого агломерата (содержа-
ние FeO + МпО увеличили с 22,5 до 30,6%) в коли-
честве 10-15% позволило сократить расход кокса на
3-5% и на такую же величину повысить производи-
тельность печи. Степень прямого восстановления
железа (rd = 0,55 - 0,58 ) находилась в обратной за-
висимости от расхода кокса и не претерпела замет-
ных изменений в результате использования сырья с
большим содержанием FeO и МпО.
От регулярной проплавки высокозакисного
агломерата отказались из-за значительного сокраще-
ния производительности агломерационных машин
Приведенные данные позволяют заключить,
что экстремальная зависимость степени развития
прямого восстановления оксидов железа существу-
ет не только в идеальной, но и реальной доменных
плавках. В последнем случае максимум кривой od
вследствие более высокого расхода углерода со
смещен на диаграмме рис. 5.18 вправо, в зону часто
применяемых значений Ош = 0,38 -0,39 кг/т чугу-
на. По этой причине изменение величины Qo мало
влияет на критерий rd и расход кокса.
Заметное действие Q и О1;! на сокращение
прямого восстановления и увеличение доли сго-
рающего у фурм углерода проявляется только при
очень высоком содержании в рудах Fe2O3 • Начиная
с 1980-х I эту особенность восстановитепьного
процесса успешно используют металлурги Швеции
и Японии, применяющие в доменных печах проч-
ный агломерат с низким содержанием FeO.
5.4.3.	Изменение восстановимости сырья
Стремление использовать в доменной плавке
удобовосстановимые железные руды сформирова-
лось в третьей четверти XIX в., в период эксплуа-
тации печей небольшой высоты, часто проплав-
лявших сидериты и бурые железняки. Благодаря
окислительному обжигу этих материалов расход
древесного угля или кокса в доменных печах
уменьшался, что обычно объясняли увеличением
пористости руд и более высокой скоростью их вос-
становления, хотя главную роль здесь играло со-
кращение затрат тепла на разложение карбонатов и
гидратов. В частности, наиболее восстановимыми
железными рудами в Европе во второй половине
прошлого столетия считали обожженые сидериты
месторождения Айзенберг в Штирии (Австрия) с
основной пустой породой, не требовавшие добавки
известняка в качестве флюса и позволявшие рабо-
тать с низким расходом древесного угля.
В начале XX в., когда получили широкое
применение методы лабораторных исследований
физико-химических свойств железных руд, к лег-
ковосстановимым стали относить руды, быстро
терявшие кислород при нагреве менее 900°С. Мно-
гие металлурги продолжали полагать, что исполь-
зование таких руд сокращает расход кокса.
Ранее (ч.1, п.1.2) отмечалось, что на ММК в
1952-1971 гг. существовал регулярный контроль
восстановимости агломерата. Показателем восста-
новимости (В, %) служила доля кислорода окси-
дов железа, удаляемого потоком генераторного газа
при 700°С из навески массой 200 г с частицами
крупностью 8-10 мм. По своему содержанию этот
показатель был подобен величине ос0 для домен-
ной печи.
Результаты испытаний агломерата (рис. 5.30)
свидетельствуют о наличии прямой зависимости
между показателем В и начальной окислснностью
железа Q, обусловленной разной степенью окис-
ления магнетита в процессе агломерации. После
испытаний в пробах сохранялась часть FeO
(Q-0.286), причем количество удаляемого кисло-
рода существенно превосходило его поступление с
Fe2O3.
Последнее обстоятельство породило надежду
на сокращение в доменной печи прямого восста-
новления оксидов железа и снижение по этой при-
чине удельного расхода кокса. Но итоги работы
печей ее нс подтвердили (критерий rd вместо ожи-
даемого уменьшения повысился), не удалась и по-
пытка установить достоверную связь затраты кокса
с показателем В . Вместе с тем. экспериментальные
исследования показали, что в верхней части печи
легковосстановимое сырье теряет кислород быст-
рее трудновоссгановимоги при одновременном зна-
чительном перемещении зоны когезии и границы
высоких температур в сторону колошника.
Кроме показателя восстановимости на распре-
деление температур и итоги доменной плавки влияет
5.4. СПОСОБЫ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
213
много других факторов, существенно меняющих рас-
ход С и Ош  Чтобы устранить это влияние, опытные
значения критерия qco сопоставили с вычисленными
по формуле (5.38), которая не учитывает действие на
состав колошникового газа кинетических характери-
стик восстановительного процесса. Ожидали, что ес-
ли результаты работы доменных печей зависят от
начальной скорости удаления кислорода, опытные
значения в периоды использования сырья с высокой
величиной В превысят расчетные, тогда как во всех
других случаях они будут равны расчетным или ниже
их. Таким же образом должно действовать на крите-
рий содержание в шихте горячего (400 500°С) агло-
мерата, повышающего температуру газов в верхней
части шахты и начальную скорость удаления кисло-
рода из оксидов железа
Рис. 5.30. Влияние начальной степени окисл^ия
железа Q рудных материалов на показатель
восстановимости В и конечную степень окисления
Г) после частичного восстановления
Результаты сопоставления (рис.5.31) свиде-
тельствуют, что отклонения разности между опыт-
ной и расчетной величинами степени использова-
ния монооксида углерода At]co = Псо “Л’со от НУ“
левого значения являются случайными и не связа-
ны с показателем В или температурой колошнико-
вого газа. В то же время степень восстановления
оксидов железа на верхнем горизонте шахты нахо-
дилась в прямой зависимости от содержания в
шихте горячего агломертата.
Рис. 5-31. Изменение температуры колошникового
газа г., степени восстановления СВ железа
г
в верхней части шахты и отклонения Дг|со
фактических значений qto от расчетных
(ММК, 1948-1980 гг.)
Не оказывает отрицательного влияния на
итоги работы доменных печей и замена части лег-
ковосстановимого железорудного сырья трудно-
восстановимым. Л ак, в 1989-1971 гг. на ММК про-
плавляли шихту, включавшую 68-69% агломерата
обычной восстановимости (В = 46-47%) и 28-30%
офлюсованных доломитом легковосстановимых
окатышей (В = 54-57%). В начале 1972 г. офлюсо-
ванные окатыши заменили неофлюсованными с
более низким показателем восстановимости
(В = 39-42%) и использовали этот вид сырья до
середины 1978 г. Ход печей после перехода на ме-
нее разрушающиеся в процессе восстановления
неофлюсованные окатыши стал более ровным, их
производительность повысилась на 2,6%, а расход
кокса сократился на 0,6%. Степень восстановления
оксидов железа на I и 11 горизонтах шахты снизи-
лась соответственно до 6,8 и 30% против 29,9 и
38,3% в контрольном периоде.
Фактическое значение rj(o в первые три года
применения неофлюсованных окатышей, когда по-
казатель их восстановимости был наиболее низким,
превысило расчетное на 0,003-0,005, хотя при по-
ложительном влиянии восстановимости сырья на
доменный процесс можно было ожидать отрица-
тельную величину Дг)со - Пофакторный анализ из-
менений расхода кокса не выявил влияния на этот
показатель различия в восстановимости офлюсо-
ванных и неофлюсованных окатышей.
Приведенные данные еще раз свидетельст-
вуют, что критерии т|со, Rco, Rdi и rd определя-
ются только массой переходящих в газ кислорода и
углерода шихты и не зависят от скорости восста-
новления оксидов. При введении в состав рудной
части шихты легковосстановимых компонентов
постоянство этих критериев обеспечивается тем,
что некоторая доля FeO материалов средней вос-
становимости, терявшая кислород в зоне умерен-
ных температур, в новых условиях поступает в зону
прямого восстановления, а ее место в зоне умерен-
ных температур занимает равное количество FeO
легковосстановимого сырья. Напротив, добавление
трудновосстановимых руд к рудам средней восста-
новимости увеличивает долю прямого восстанов-
ления первых и уменьшает долю вторых таким об-
разом, что суммарный результат почти не меняется.
Распространенное представление о положи-
тельном влиянии высокой восстановимости сырья
на доменный процесс сложилось в основном после
того, как был забыт опыт применения в шихте до-
менных печей пудлингового шлака. При этом пола-
гали, что распределение температур по высоте и
радиусу печи в условиях использования легковос-
становимого сырья не изменится, а увеличение
скорости удаления кислорода в зоне умеренного
нагрева позволит сократить поступление FeO в
область прямого восстановления и уменьшить рас-
ход кокса
В действительности в доменной печи суще-
ствует самопроизвольное регулирование восстано-
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
214
витального процесса, вследствие чего его критерии
не зависят от скорости удаления кислорода в зоне
умеренного нагрева. А вызываемое увеличением
восстановимости смещение границы высоких тем-
ператур и начала прямого восстановления в сторо-
ну колошника может в некоторых случаях улуч-
шать технико-экономические показатели плавки.
Например, при работе на холодных железорудных
материалах с низким суммарным расходом кокса и
дополнительного топлива, когда зона когезии рас-
положена в заплечиках, даже небольшие колебания
состава шихтовых материалов или параметров тех-
нологического режима могут привести к поступле-
нию на горизонт фурм дополнительной массы не-
достаточно восстановленного сырья и охлаждению
горна. В этих условиях целесообразно посредством
увеличения восстановимости рудных материалов
или их подогрева перед загрузкой в печь поднять
горизонт высоких температур и таким образом ста-
билизировать нагрев горна.
В условиях использования не полностью ох-
лажденного агломерата зона высоких температур
имеет достаточную вертикальную протяженность и
дополнительно смещать ее в сторону колошника
посредством повышения восстановимости сырья
нет оснований из-за неизбежного ухудшения газо-
проницаемости столба шихты и условий службы
огнеупорной кладки шахты.
Гипотеза о сокращении расхода кокса при
использовании легковосстановимого сырья явилась
вторым (после принципа Грюнера) значительным
заблуждением в теории доменной плавки, связан-
ным с недостаточным знанием совершающихся в
доменной печи процессов.
5.4.4.	Улучшение газораспределения
по радиусу колошника
Длительное время многие металлурги полага-
ли, что в результате улучшения газораспределения
по сечению печи можно повысить критерий Rco и
благодаря этому снизить развитие прямого восста-
новления.
Для проверки справедливости такой гипотезы
сопоставили восемь периодов работы одной из до-
менных печей ММК до начала обогащения дутья
кислородом (табл. 5.2). Периоды отличались разной
интенсивностью плавки (рис. 5.32), которая зависе-
ла только от распределения материалов и газов по
сечению печи. Все другие условия работы (не счи-
тая влажности дутья) были приблизительно одина-
ковы .
Согласно полученным данным (рис. 5.33) с
уменьшением расхода газифицируемого углерода
критерии г)со и q возрастали, а показатель R
снижался. Следовательно, улучшение газораспре-
деления и обеспечиваемое этим снижение интен-
сивности плавки и удельного расхода кокса вызва-
ло не повышение критерия RC(J, а его уменьшение
в полном соответствии с описанными выше зако-
номерностями.
Вдувание в горн доменных печей твердых,
жидких и газообразных углеводородов в качестве
дополнительного топлива повышает непрямое вос-
становление оксидов железа и выход газообразных
продуктов реакций Ur главным образом за счет
неиспользуемого водорода.
Таблица 5.2
Показатели работы доменной печи с различной интенсивностью плавки (периоды 1 8)
Показатель	1	2	3	4	5	6	7	8
Интенсивность горения кокса, т/сут	1436	1437	1436	1418	1374	1364	1349	1334
Расход материалов, кг/т чугуна:								
кокса сухого	532	528	521	514	506	497	490	487
известняка	21	27	31	15	16	26	10	14
Расход природного газа, м^т чугуна	64	68	68	68	67	69	70	62
Дутьё:								
температура, °C	1077	1068	1075	1030	1080	1053	1056	1039
влажность, г/м*	13.0	10.8	7,1	12,3	11,0	15,3	13,4	21,6
Содержание в колошниковом газе. %								
СО2	15,8	15.7	16,0	16,2	16,6	17,0	17,1	17.3
СО	23.2	23.2	22.9	22.7	22.6	22,4	22.3	22.2
н2	4,0	5.0	4.9	5.2	5.1	5,5	5,6	5,6
Содержание в чугуне. %								
Si	0,64	0.64	0 64	0.64	0.64	0.64	0.64	0,64
Мп	0.16	0.16	0.15	0.10	0.16	0.15	0,16	0,14
Р	0,078	0.078	0,078	0,077	0,077	0.082	0.079	0,084
S	0.030	0.028	0.028	0-023	0.026	0,021	0.022	0.024
Выход шлака, кг/т чугуна	348	332	324	341	332	368	345	.155 |
Поступает в печь, кг/т чугуна:								
кислорода шихты Ош	403	404	403	402	405	401	402	400
газифицируемого углерода	437	436	428	424	418	406	404	396
5.4. СПОСОБЫ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
215
Рис. 5.32. Зависимость расхода кокса РК
от интенсивности его горения И
Рис. 5.33. Зависимость критериев Rco> q и т]со
от расхода углерода Со
5.4.5.	Применение природного газа
На ММК до начала применения ПГ значение
Ur сокращалось пропорционально затрате Со (рис.
5.34). Позже этот показатель стал определяться от-
ношением ПГ/ТК, где ТК - расход технологическо-
го кислорода с 92 94% О2, м3/т чугуна. Многие
попытки снизить затрату кокса добавкой ПГ сверх
ПГ/ТК =0.55 вызывали рост расхода со на 2-4 кг/т
чугуна, значительное увеличение Ur и сокращение
температуры горения топлива у фурм вследствие
замены горячего кокса холодным ПГ и затраты
значительного количества тепла на диссоциацию
СН4 и его аналогов. Критерий R( повышался про-
порционально расходу ПГ, достигая в отдельных
случаях 0,75-0,78.
Причины такого поведения природного газа
связаны с тепловой работой доменной печи и будут
изложены в следующей части курса настоящих
лекций.
С увеличением затраты Н2 рост величины
R замедляемся (рис. 5.35) главным образов вслед-
ствие рассмотренного выше уменьшения критерия
Пн2.
Рис. 5.34. Связь расхода углерода Со с объемом
восстановительного газа , критериями Rco и Rt
по итогам работы доменных печей
ММК 1950-1985 гг. (стрелкой показано начало
применения природного газа)
Рис. 5.35. Влияние расхода водорода Н2 на крите-
рий непрямого восстановления Rj
(ММК, 1948-1985 гг.)
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК к 5 части
1.	Бабарыкин Н.Н. Восстановление и плавление
рудных материалов в доменной печи: курс лек-
ций. Магнитогорск: МГМА, 1995.
2.	Костылев Н. А .//Архив журнала Уральская метал-
лургия. 1935.
3.	Рамм А.Н.//Советская металлургия. 1938. №3.
4.	Костылев А.Н. Очерки по теории доменного про-
цесса. М.: Металлургиздат, 1945. 370 с.
5.	Готлиб А.Д. Нагрев дутья и расход кокса при вы-
плавке чугуна. М.: Металлургиздат, 1947. 164 с.
6.	Павлов М.А. Металлургия чугуна: В 3 ч. 4.2. До-
менный процесс. 6-е изд. М.: Металлургиздат,
1949.628 с
7.	Грюнер Л. Сборник трудов по теории доменной
плавки. М.: Металлургиздат, 1957. С.253-302.
8.	Красавцев И.И. Перспективы развития доменного
производства М : Металлургиздат, 1958.
9-	Готлиб А.Д. Доменный процесс. 2-е изд. М.; Ме-
таллургия, 1968
10.	Рамм А.Н. Современный доменный процесс.
М.: Металлурги я. 1980.
II.	Леонидов Н.К. Итоги науки и техники. Производ-
ство чугуна к стали, М.: ВИНИТИ, 1984. Т.15. С.
101-185.
12.	Доменное производство: Справ.изд..: В 2 т. Т. 1.
Подготовка руд и доменный процесс. М.: Метал-
лургия, 1989.
Часть 6
ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ВВЕДЕНИЕ
Предлагаемая часть курса лекций по теории и
технологии доменного процесса является заключи-
тельной. В ней в наибольшей мере теоретические по-
ложения применены для решения практических задач,
в том числе для составления материального и теп-
лового балансов плавки, расчета состава доменной
шихты.
С использованием результатов вертикального
зондирования уточнена схема теплообмена в домен-
ной печи. Показано, что имеется только верхняя сту-
пень интенсивной теплопередачи, нижней ступени
не существует. При вычислении теоретической тем-
пературы неполного горения топлива в горне учтена
передача тепла чугуну и шлаку, после чего результа-
ты расчётов приблизились к действительности.
Продолжена работа по совершенствованию
общего теплового баланса, начатая J1. Грюнером и
Р. Окерманом. В приходной части баланса сохранены
только источники высокотемпературного тепла, к
ним добавлена энтальпия сгорающего у фурм углеро-
да кокса. В расходной части учтены затраты тепла
на нагрев углерода кокса, кислорода восстанавли-
ваемых оксидов шихты, адиабатическое расширение
газа. После этого тепловой баланс стал полным, по
величине и знаку его невязки возможно расчетным
методом контролировать точность работы коксовых
весов доменных печей.
Расчёт состава доменной шихты выполнен с
использованием критериальной диаграммы, элемен-
тов зональных тепловых балансов и метода последо-
вательного приближения к конечному результату.
Благодаря этому расчётная величина расхода кокса
стала соответствовать действительной.
Автор благодарен инженерам В.Г. Понома-
ревой и Т.Л. Лапко за помощь в оформлении иллю-
сграций к курсу лекций. Он признателен рецензенту -
доктору технических наук, профессору Н.П. Сысоеву
за внимательный просмотр текста рукописи.
6.1.	ГОРЕНИЕ ТОПЛИВА У ФУРМ
6.1.1.	Состав атмосферного воздуха и дутья
Дутьё доменных печей включает атмосфер-
ный воздух, добавки водяного пара и технологическо-
го кислорода.
Сухой атмосферный воздух содержит сле-
дующие компоненты, % по объёму: 20,95 О?; 78,08
N?; 0,93 Аг; 0,03 СО? и 0,01 других газов (гелий, не-
он, криптон, ксенон). Кислород и углекислота участ-
вуют в процессах окисления топлива, а азот, аргон и
другие инертные газы горения топлива не поддер-
живают. Поэтому для упрощения расчётов сухой
атмосферный воздух принимают состоящим только
из двух компонентов: 21% О? и 79% N3.
Исследования с использованием геофизиче-
ских ракет показали постоянство состава сухого воз-
духа на высоте 100- НО км от поверхности во всех
регионах Земли. Это объясняется интенсивной гори-
зонтальной и вертикальной циркуляцией атмосферы.
Водяной пар присутствует в атмосферном воз-
духе регулярно (рис. 6.1). В зависимости от времени
суток и года его количество меняется обычно от 0,2
до 2,0%. В регионах с континентальным климатом
влаги в воздухе меньше, чем вблизи морей и океанов.
Часто с целью регулирования температуры горения
топлива у фурм водяной пар в дутье вводят специаль-
но с доведением его общего количества до 3-4%.
Рис. 6.1. Среднемесячные значения влажности
атмосферного воздуха в окрестностях
г. Магнитогорска (1943-1962 гг.)
Технологический кислород (ТК) получают на
кислородных установках из атмосферного воздуха.
Обычно ТК содержит 94-96% О?, остальное - азот.
По трубопроводам ТК подают на воздуходувные
станции и там добавляют к засасываемому воздухо-
дувной машиной атмосферному воздуху.
Более полно подготовка дутья перед подачей
в горн доменной печи описана в п.3.1 настоящих
лекций.
6.1.2.	Расчетный состав горнового газа
Место интенсивной газификации углерода на-
зывают окислительной зоной, а соответствующий газ
фурменным. Она состоит из двух частей: внут-
ренней кислородной (точнее кислородно-
углекислотной) и внешней углекислотной. Далее рас-
положена восстановительная зона, занимающая
больше половины площади горна, газ из которой назы-
вают горновым Место наибольшего содержания СО?
именуют фокусом горения, температура в нем всегда
наивысшая.
6.1, ГОРЕНИЕ ТОПЛИВА У ФУРМ
217
Горение кокса развивается на поверхности
контакта двух фаз - твердой и газообразной. I аз -
окислитель, адсорбируясь на горючем, образует с
углеродом сложные углеродно-кислородные комплек-
сы CXOV переменного состава (рис. 6.2). Эти ком-
плексы неустойчивы: десорбируясь, они быстро рас-
падаются на устойчивые оксиды СО, СОг и перехо-
дят в газовую фазу. В зависимости от условий горе-
ния (температуры, скорости подачи дутья, размеров
частиц топлива и т.п.) соотношение между СО и СО2
при распаде комплексов будет различным
Рис 6.2 Схема образования и распада
углеродно-кислородных комплексов СХОУ
при горении твердого топлива
У фурм доменной печи переходящий в газ
монооксид углерода сразу же после десорбции с
поверхности кокса окисляется кислородом дутья до
диоксида. Образованная таким образом углекисло-
та вместе с десорбированнной СО2, возникшей при
распаде СХОУ, взаимодействует с углеродом кокса
по реакции
СО2 + С = 2СО - 158 МДж. (6.1)
Следовательно, конечным результатом окис-
ления кокса у фурм является необратимая реакция
неполного горения углерода. Этот итог определяется
большим сродством при высоких темпера гурах угле-
рода к кислороду и не зависит от механизма горения.
По такой же причине не зависит от механизма горе-
ния наличие СО в продуктах неполного окисления
жидкого и газообразного дополнительного топлива
2СН4 +О, = 2СО+4Н2.
Водород в процессах неполного горения ос-
тается в свободном состоянии, так как он при высо-
кой температуре имеет меньшее сродство к кисло-
роду, чем углерод.
Поскольку конечным продуктом горения уг-
лерода кокса и ДТ в горне доменной печи является
СО, на один объем кислорода дутья за пределами
окислительной зоны всегда приходится два объема
монооксида углерода.
2С +О2 ’ 2СО.
Поэтому на 100 объемов сухого воздуха, со-
держащего 21% О2 и 79% N2, в горне образуется 79
объемов не участвующего в горении азота и 42 объ-
ема моноокиида углерода, т.е. всею 12! объем.
Этот газ будет иметь следующих сослав, %:
N2 - 79 100/121 = 65,3; СО = 42 100/121 =34,7.
Водяной пар дутья реагирует с углеродом
кокса, образуя две молекулы газа:
Н2О + С = СО + Н2.
В связи с этим добавка в дутье водяного пара
уменьшает в горновом газе содержание М2 и увели-
чивает долю (СО + Н2). Например, при наличии в
дутье 2% Н2О состав горнового газа будет следую-
щим (влажность дутья измеряют по отношению к
сухому дутью), %:
N2 = 79-100'(121 + 4) = 64,2; СО =
= (42 + 2)100/125 = 35,2;
Н2 = 2 100/125 = 1,6.
Обогащение дутья кислородом с соответст-
вующим уменьшением доли азота вызывает возрас-
тание в газе количества СО за счет сокращения
всех других компонентов. Например, при подаче в
печь дутья 30% О2 и 2% Н2О получим, %:
Ы2 = 70 100/(130 + 4) = 52,2;
СО = (60+ 2)100/134 =46,3;
Н2 = 2 100/134 = 1,5.
Для сухого атмосферного дутья отношение
азота к монооксиду углерода в горновом газе
М2/СО = 79/42= 1,88.
Увлажнение дутья и обогащение его кисло-
родом уменьшают это отношение.
Если обозначить w - содержание кислорода в
дутье, м3/м3 сухого дутья и <р - влажность дутья,
м3/м3, в общем виде влияние количества О2 и Н2О
на состав газа при неполном горении углерода оп-
ределяется следующими простыми формулами, %:
N2 =	'~m....100; СО -  2<О+^-100;
1 + (о + 2(р	1 + со з 2(р
Н2 =-----------100 .
•	I + (о +
Знаменатель формул показывает кратность
увеличения выхода горнового юза но отношению к
объему дутья
В случае применения в качестве дополни-
тельного топлива углеводородов формулы для вы-
числения состава горнового ( аза оказываются более
сложными, так как они должны учитывать соотно-
шение масс углеродов кокса и ДТ.
6.1.3.	Расход горячего дутья
В доменном производстве этот важный пока-
затель не измеряют, так как нет измерительных
устройств, способных противостоять действию вы-
соких температур, особенно в период остановки
печи со взятием на тягу Поэтому расход горячего
дутья повсеместно определяют расчетом по его
составу и количеству окисляемого у фурм углерода
кокса и ДТ
Расход горячего дутья для сжигания 1 кг С не
зависит от вида топлива (кокс, мазут, ПГ, угольная
пыль). Во всех случаях ею вычисляют по формуле
218
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Уд = 1,867/(2со + $?),
где Va объем дутья, м3; 1,867 = 22,4/12 - отно-
шение объема моля СО к атомной массе углерода.
Обогащение дутья кислородом снижает его
расход за счет сокращения количества азота. Так,
когда $7 = 0,02 м3/м3 и со = 0,21; 0,25; 0,30 и
0,35 м3/м3, получим соответственно уд ~ 4,24; 3,59;
3,01 и 2,59 м3/кгС.
Расход дутья на получение 1 т чугуна вычис-
ляют по формуле, м3
иа=СфУд=1,867Сф/(2щ + $7),
где Сф - количество сгорающего у фурм углерода,
кг/т чугуна.
Достоверность расчета Уд в большой мере
зависит от правильности вычисления Сф . Послед-
нюю проверяют составлением материального ба-
ланса плавки. Относительное расхождение суммы
приходных и расходных статей (невязка баланса)
при достаточно правильном вычислении сф не
должно превышать 1%.
6.1.4.	Состав фурменного и горнового газа
по опытным данным
Исследования процессов горения кокса в до-
менных печах начали в 1920-х годах в США и Гер-
мании. До этого об окислении топлива у фурм су-
дили по составу и теоретической температуре про-
дуктов горения кускового горючего на колоснико-
вой решетке.
На рис. 6.3 показаны результаты опытов
Крейзингера (1923 г.) по определению состава газа
в слое кокса на колосниковой решетке и вычисле-
ния теоретической температуры горения. Для удоб-
ства сравнения с доменной печью высота слоя
(удаление от колосников) отложена по оси абсцисс.
Рис. 6.3. Состав газа и расчетная температура
горения слоя кокса (t) на различном расстоянии
от колосниковой решетки по опытам Крейзингера
В рассматриваемых опытах слой горючего не
имел дополнительного разрыхления. Скорость его
газификации определялась количеством подаваемо-
го воздуха. Содержание О2 от начального уровня
21% до 5 снижалось почти линейно, так же почти
линейно увеличивалась доля СО2, достигшая в фо-
кусе горения 14,5%. Интенсивное образование СО
за счет взаимодействия СО2 с углеродом кокса на-
чалось еще при наличии в продуктах горения зна-
чительного содержания свободного кислорода
(4,0%). Наибольшая теоретическая температура
горения соответствовала максимуму СО2.
Окисление топлива на горизонте фурм до-
менной печи изучают посредством отбора проб газа
и измерения температуры в различных точках ра-
диуса горна. Исследование ведут водоохлаждаемой
трубой, изготовленной из трех труб различного
диаметра (рис. 6.4).
С помощью электролебедки трубу вводят в
горн через фурменный прибор и останавливают на
желаемом расстоянии от носка фурмы. Через внут-
реннюю трубку отбирают пробы газа и измеряют
его давление, через эту же трубку вводят в печь
термопару, если необходимо измерить температу-
ру. Все замеры производят в первой половине пе-
риода наполнения горна, пока уровень шлака далек
от горизонта фурм.
Рис. 6.4. Водоохлаждаемая труба для отбора проб
газа и измерения его температуры по радиусу горна
Горение кокса у фурм отличается от его
окисления на колосниковой решетке. Благодаря
наличию мощной струи дутья у носка каждой рабо-
тающей фурмы образуется разрыхленная полость
протяженностью 0,88-1,15 м. В ней 15 -20% объема
занято перемещающимися (циркулирующими) кус-
ками кокса, оставшаяся часть - смесью углекисло-
ты и свободного кислорода (рис. 6.5). Благодаря
достаточно высокому содержанию последнего (5-
12%) монооксид углерода в разрыхленной части
окислительной зоны отсутствует.
Рис. 6.5. Изменение состава газа в окислительной
зоне и за ее пределами
6.1. ГОРЕНИЕ ТОПЛИВА У ФУРМ
219
Интенсивное взаимодействие СО2 с углеро-
дом начинается на границе плотного слоя кокса и
простирается вглубь на 0,20-0,25 м, в этом же слое
исчезают остатки свободного кислорода. На удале-
нии более 1,5 м от носка фурмы количество посту-
пающего свежего газа невелико, поэтому отноше-
ние N;/CO здесь меньше расчетного в результате
накопления СО от процесса вторичного восстанов-
ления оксидов. В отдельных случаях небольшое
понижение N2/CO обнаружено у носка фурмы
вследствие подсоса (инжекции) в струю дутья газа
из межфурменного пространства с низкой величи-
ной NVCO.
Затрата кислорода дутья на окисление приме-
сей чугуна мала в сравнении с поступлением газооб-
разного кислорода, поэтому влияние этого процесса
на состав фурменного газа уловить трудно.
Применение ПГ в качестве дополнительного
топлива вызывает появление заметного количества
Н2О в окислительной зоне и Н2 за ее пределами
Горение ПГ начинается сразу же после его ввода в
поток дутья, о чем свидетельствует слабое повы-
шение нагрева выходящей из фурм охлаждающей
воды.
Максимальный нагрев газов (1900-2100°С)
приурочен к кислородной зоне. За ее пределами
температура быстро снижается до 1550-1450°С в
связи с большой затратой тепла при взаимодейст-
вии СО2 с углеродом.
6.1.5.	Температура неполного горения
Этот параметр (tr, °C) вычисляют по тепло-
вому балансу горна на горизонте фурм без учета
потерь тепла через стенки. Основой расчета служит
предположение о завершенности процесса тепло-
обмена за пределами окислительных зон и одина-
ковом нагреве потоков газа, чугуна и шлака. В этом
случае все тепло от окисления кокса и ДТ, а также
тепло нагретых дутья и кокса распределено про-
порционально теплоемкостям потоков жидких про-
дуктов плавки и горнового газа, значение искомой
температуры составит
сфк(Чс+яд+сд>)+8(я5	(6.2)
С +С Ш + С (Сж V +SV )
Ч	о\ фК ГК	Г5'
Размерность принятых величин приведена в
перечне условных обозначений (табл. 6.1).
Количество выделяемого в горне тепла зави-
сит от СфК и S, значений тепловых эффектов непол-
ного горения углерода кокса и ДТ, а также прихода
тепла с дутьем и коксом (ДТ принято поступающим
в печь холодным).
Поступление тепла с дутьем
Яд ~ 1,867- СЛ ф*(Я1го ^н,о1д) /(2о>4ф)-
Значение принято равным 9990 кДж/кг
Сфк, ЧТО соответствует опытной величине степени
графитизации углерода на горизонте фурм печей
ММК, значение Чн2о 10800 кДж/м3.
Таблица 6.1
Перечень условных обозначений
Символ	Обозначаемая величина и единица измерения
Сфк > 8	Количество сгорающего у фурм уг- лерода кокса и расход ДТ, кг(м3)/кг чугуна
Cs	Содержание углерода в ДТ, кг(м3)/кг
Чд	Поступление тепла с дутьем, кДж/кг Сф
Яс>ч<	Тепловые эффекты горения углерода кокса и ДТ, кДж/ кг(м3)
Я н?о	Теплота диссоциации водяного пара, кДж/м3 Н.0
Ш	Выход шлака, кг/кг чугуна
С с ^о’ V'H2O	Средняя теплоемкость двухатомных газов и водяного пара, кДж/м3-К
С С С	Средняя теплоемкость углерода кок- са, чугуна и шлака, кДж/кг-К
V V ’ ГК ’ ’ rs	Объем газов, образующихся при го- рении кокса и ДТ, м3/кг(м^)
	Влажность дутья и содержание в нем кислорода, м3/м3 сухого дутья
‘д	Температура дутья, °C
	Температура кокса, поступающего в окислительную зону, °C
Обычно при плавке передельного чугуна
температура поступающего в окислительную зону
кокса t'o - 1240 -1280 °C. С нагревом чугуна на
выпуске (tB, °C) она связана эмпирическим равен-
ством f = 0,86t .
р 5 в
Объем газов, образующихся при горении уг-
лерода кокса и ДТ, м2:
VrK = > ,867 • [l + (1 - со + <р)]/(2со + <р);
V,s = 1,867CS • [1 + (1 - со + ^)]/(2<о+<р) + H2s.
На рис. 6.6 приведены результаты вычисле-
ний t, по итогам работы доменных печей ММК в
1955-1983 гг. Они в достаточной мере отражают
температуру в горне за пределами окислительных
зон.
Опытные данные о нагреве слоя плотного
кокса в горне часто занижены в связи с особенно-
стями метода измерения температуры. Чтобы не
повредить наконечник термопары, его вводят в
кокс в измерительной трубе, а потом выдвигают
наружу обратным движением трубы. Соприкасав-
шийся до этого с охлаждаемой трубой кокс в ус-
ловиях слабого перемещения газов не успевает за
время измерения температуры прогреться до на-
чального состояния.
220
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
До недавнего времени многие металлурги
судили о нагреве горна доменной печи по теорети-
ческой температуре неполного горения топлива
(Т, °C)
т = Сфк(дс +qa) + S(qs + С5дд)
C0(C^V„+SVre)
Рис. 6.6. Изменение температуры неполного горения топлива
в доменных печах ММК в 1955- 1983 гг.:
зону, но полностью игнорируются затраты тепла на
нагрев чугуна и шлака. В результате значение Т
превышает фактическую температуру вне окисли-
тельных зон на 400-600°С (см. рис. 6.6).
Затраты тепла на нагрев металла и шлака со-
ставляют 35-40% всего расхода тепловой энергии
на получение чугуна. Их неучет последней форму-
лой - ее значительный недостаток. Поэтому упомя-
нутое равенство не следует использо-
вать для вычисления температуры не-
полного горения топлива в горне до-
менной печи.
Ниже горизонта воздушных
фурм слой кокса периодически затоп-
ляется жидкими продуктами плавки, в
связи с чем его нагрев соответствует
температуре чугуна и шлака. Имея
относительно высокую удельную теп-
лоемкость и большой запас тепла, за-
топляемый кокс уменьшает колебания
теплового состояния горна.
tr - вычисление по формуле (6.2); Т - то же (6.3)
В последнем равенстве не только не учтен
нагрев кокса перед поступлением в окислительную
6.2. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА
ОТ ГАЗА К ШИХТЕ
(Нс + Ос + Nc = 1,6-1,8% по массе) заметного воз-
действия они не оказывают.
6.2.1.	Состав газа в противоточной зоне
и на колошнике
Между границами фурменных очагов и гори-
зонтом с температурой 1100°С газовый поток не
выходит из зоны прямого восстановления. Он со-
стоит из СО, Н2, N2, количество газа увеличивается
за счет СО реакции
МеО +С - СО + Me.
В результате доля монооксида углерода не-
прерывно возрастает (рис. 6.7), а содержание водо-
рода и азота уменьшается.
Поднимаясь выше, газовый поток сначала
поступает в зону смешанного восстановления
(1100 900°С), а потом непрямого (900 550°С), про-
стирающуюся почти до колошника. В зоне сме-
шанного восстановления благодаря некоторому
развитию прямого содержание (СО + СО2) и Н2 со-
кращается. В зоне непрямого восстановления обра-
зуются СО2 и Н2О за счет убыли равных объемов
СО и Н2.
МеО + СО- СО2 + Me;
МеО + Н2 = Н2О + Me.
В последнем случае количество газа остается
неизменным, постоянны в нем доли (СО + СО2),
(Н2 + Н2О) и N2.
На состав газов в зонах прямого и смешан-
ного восстановлений влияет выделение летучих
веществ кокса, но благодаря малому количеству
Содержание Н2, Н2О, СО, СО2
Рис. 67. Схема изменения состава газа
в противоточной зоне доменной печи
(пояснения в тексте)
Наличие в доменной шихте карбонатов (из-
вестняка. доломита, сидерита) вызывает повыше-
ние (СО СО2) за счет выделяющегося при их дис-
социации газа без существенного изменения соот-
ношения между СО2 и СО вследствие взаимодейст-
вия части СО2 с углеродом кокса.
В зависимости от условий плавки состав ко-
лошникового газа меняется в широких пределах. В
период работы на атмосферном дутье в газе содер-
жалось. %: 39-41 (СО + СО2); 1,5 2,5 Н2: 56 59 N2.
Количество СО2 зависит от условий плавки: при
хороших оно составляет 17-18%, при плохих 9-
11%. В доменных печах ММК во время работы без
6.2. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА ОТ ГАЗА К ШИХТЕ
221
применения ПГ и с его применением получили сле-
дующий состав колошникового газа, %:
Год	СО2	СО	н2	Н2О	Чсо	ПГ, м3/т чугуна
1959	10,8	29,7	1,5	0,6	0.267	0
1963	15,6	26,0	2,6	1,5	0,375	0
1975	19,0	23,9	7,5	5,3	0,447	96
1990	19,5	22,4	8,5	5,5	0,465	104
Из приведенных компонентов первые три
определены химическим анализом, четвертый вы-
числен по балансу водорода. Метан в колошнико-
вом газе содержится менее 0,05%, поэтому его не
принимают во внимание.
Обогащение дутья кислородом, его увлажне-
ние и применение углеводородов в качестве ДТ
меняют состав не только горнового, но и колошни-
кового газов. Так как при обогащении дутья кисло-
родом в колошниковом газе возрастает сумма
СО + СО?, а количество Н2 и N2 уменьшается [при
работе одной из печей ММК в 1973 г. на холодном
дутье (/(/ = 68-95 °C) с 30% О2 в газе содержалось,
%: 1,8 Н2; 49,7 (СО+СО2) и 49,5 NJ. Увлажнение
дутья увеличивает в газе долю Н2 и (СО + СО2),
сокращая количество N2. Использование в качестве
ДТ природного газа повышает содержание Н2 до 6-
10% за счет сокращения доли других компонентов.
6.2.2.	Особенности теплообмена
между газом и шихтой
Согласно законам термодинамики тепло мо-
жет передаваться только от тела с более высокой
температурой к менее нагретому телу. Следова-
тельно, условием всякого теплообмена должна
быть разность температур между обменивающими-
ся теплом телами. Чем она больше, тем интенсив-
нее передача тепла от одного тела к другому.
В теплотехнике тело с более высокой темпе-
ратурой называют греющим телом (теплоносите-
лем), менее нагретое - нагреваемым (теплопотре-
бителем).
О завершенности теплообмена судят по раз-
ности температур теплоносителя и теплопотреби-
теля: чем она меньше, тем завершеннее теплооб-
мен. Передача тепла считается законченной, если
температура нагреваемого тела составляет 95% и
выше температуры теплоносителя.
Теплоемкостью потока твердых материалов,
жидкости или газа называется количество тепла,
изменяющее температуру потока на 1 °C:
W - С G,	(6.4)
где С - удельная теплоемкость вещества пото-
ка, кДж/кг(м3)-К;
G - расход потока, кг/(м ’).
Расход потока определяют за какое-либо
время (минута, час) или иным способом. В домен-
ном производстве выход газа и расход шихтовых
материалов относят к 1 т товарного чугуна.
В табл. 6.2 приведены значения удельных те-
плоемкостей отдельных компонентов доменного
газа. С повышением температуры теплоемкость
всех двух- и трехатомных газов возрастает.
Теплоемкость шихтовых материалов
(кДж/кг К) определена только при низких темпера-
турах:
Кокс (сухой) 1,09	Руда железная	0,87
Окатыши	0,88	Известняк	1,17
Агломерат 0,91
Таблица 6.2
Средняя теплоемкость газов Со, кДж/(м3*К)
t, °C	со2	СО	Н2О	н2	n2
0	1,599	1,298	1,495	1,277	1,294
100	1,700	1,302	1,507	1,289	1,298
200	1,788	1,306	1,524	1,298	1,302
300	1,863	1,315	1,541	1,300	1,306
400	1,930	1,327	1,566	1,302	1,315
500	1,989	1,344	1,591	1,308	1,327
600	2,043	1,357	1,616	1,310	1,340
700	2,089	1,373	1.641	1,315	1,352
800	2,128	1,388	1,666	1,319	1,365
900	2,169	1,398	1,696	1.323	1,377
1000	2,202	1,411	1,725	1,331	1,390
1100	2,236	1,424	1,750	1,336	1,403
1200	2,265	1,436	1,775	1,344	1,415
1300	2,290	1,449	1,805	1,352	1,424
1400	2,315	1.457	1,830	1,361	1,436
1500	2,336	1,465	1,855	1,369	1,444
1600	2,374	1,474	1,876	1,373	1,453
Достоверных сведений о ней для частично
восстановленных рудных материалов нет.
В системе измерений МГС удельная тепло-
емкость воды равнялась 1 ккал/кг-К. В связи с этим
значение теплоемкости любого потока соответст-
вовало количеству килограммов нагреваемой или
охлаждаемой на 1°С воды. Отсюда теплоемкости
потоков часто называли водяными эквивалентами
(числами), их условное обозначение W отвечает
первой букве слова «вода» в английском и немец-
ком языках (соответственно water и wasser). В сис-
теме СИ сущность равенства (6 4) не изменилась,
но его связь с массой воды стала менее наглядной.
Произведение теплоемкости на температуру
потока (t, °C) показывает его теплосодержание (те-
плопотребность), кДж:
QWt.
Характер теплообмена в доменной печи за-
висит оз соотношения теплоемкостей газа и шихты
(рис. 6.8). Если Wt >Wm, теплосодержание газа пре-
восходит теплопотребнос1ь шихты, газ в этом слу-
чае унесет с собой часть тепла даже при самой со-
вершенной организации противотока. Если
W, _ Wm, температура газа снижается ровно на
столько, на сколько повышается температура ших-
ты Третий случай (Wr < WUI) в обычной доменной
222
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
плавке не встречается; он присущ электродоменной
печи (дуговой или плазменной), где мал выход газа
и велика его начальная температура.
Изложенные закономерности относятся к фи-
зическому нагреву потока шихтовых материалов
газом. Но в доменной печи значительная часть теп-
ла расходуется на химические потребности, глав-
ной из которых является прямое восстановление
оксидов. Чтобы учесть затрату тепла на эндотерми-
ческие процессы, используют суммарную теплопо-
гребность шихты и ее кажущуюся теплоемкость
( Ww, кДж/кг-К):
Qm = Qib + Qxhm ’
Wm = W;+QXM)/At,
где QXHM - затрата тепла на химические потребно-
сти, кДж;
At - температурный интервал, в котором по-
глощается тепло, °C.
W* кДж/кг(м*)4(
Рис. 6.9. Изменение теплоёмкостей потоков
шихты (1) и газа (2) в противоточной зоне
Рис. 6 8. Изменение температур шихты и газа
по высоте слоя материалов h при различном
соотношении теплоемкостей
потоков газов и шихты
Суммарная теплопотребность шихты не
должна превышать теплосодержание газа, в про-
тивном случае наступит похолодание горна. В свя-
зи с этим значения Q', и Qvu„ оказываются взаи-
мозависимыми и между ними устанавливается оп-
ределенное соотношение. Например, увеличение
ОХим ПРИ ограниченном теплосодержании газа
уменьшит расход тепла на физический нагрев ших-
ты и понизит ее температуру, это сократит развитие
эндотермических процессов. Напротив, расход теп-
ла на нагрев шихты и температура последней воз-
растут, когда значение QX(iM будет меньше.
Теплоемкость потока таза зависит оз его ко-
личества и удельной теплоемкости компонентов. В
зоне прямого восстановления объем газов возраста-
ет, поэтому значение Wr немного увеличится (рис
6.9). В зоне косвенного восстановления этот пока-
затель почти не меняется из-за увеличения в газо-
вом потоке количества трехатомных газов (СО2,
Н2О), имеющих высокое значение удельной тепло-
емкости.
Кажущаяся теплоемкость потока шихты на
большей части противоточной зоны равна теплоем-
кости газа (W^ Wr). Лишь в верхней половине
шахты, где отсутствуют эндотермические процессы
и тепло тратится только на нагрев шихгы, Wr.
В итоге некоторая доля тепловой энергии газового
потока оказывается лишней и уносится из печи че-
рез колошник. Коэффициент полезного действия
тепла m ~ \УШ / W..
6.2.3.	Результаты вертикального
зондирования
Этот метод исследования доменных печей
применялся еще в XIX в., когда колошники агрега-
тов были открыты. После установки закрытых уст-
ройств вертикальное зондирование забыли; его
возродил на новой технической основе Б. Л Лазарев
(НТМК) в начале 1950-х годов. На ММК этот метод
с 1957 г. стали использовать и для измерения боко-
вого давления шихты.
Вертикальное зондирование имеет следую-
щие особенности. Во-первых, его результаты отно-
сятся только к сравнительно узкому участку потока
шихты вблизи трубы и, следовательно, не могут
быть распространены на все поперечное сечение
печи на соответствующем горизонте. Эта особен-
ность метода хотя и ограничивает область приме-
нения экспериментальных данных, но не искажает
сущности теплообменных и восстановительных
процессов, позволяя по резким перегибам на тем-
пературных кривых определять начало интенсивно-
го развития отдельных химических реакций, проте-
кающих со значительным выделением или погло-
щением тепла.
Во-вторых, вследствие вертикального опус-
кания трубы ее нижний конец постепенно отходит
о г стенки печи, перемещаясь в зону с более высо-
кой рудной нагрузкой на кокс и менее интенсив-
ным движением газов. В результате температура
6.2. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА ОТ ГАЗА К ШИХТЕ
223
газов по высоте шахты и распара нарастает мед-
леннее средней по сечению потока материалов.
На рис 6 10 приведены результаты измерений
температуры по высоте одной из австрийских дре-
весно-угольных печей, исследованной П. Туннером
(1859 г.) и Ф. Купельвизером (1871-1872 гг.).
Рис. 6.10. Изменение температуры по высоте
древесно-угольной печи в периоды работы:
1 - на холодных дутье и руде;
2 - на горячем дугье и нагретой руде
В первом случае печь работала на холодном
дутье и необожженном шпатовом железняке с ос-
новной пустой породой, во втором - на горячем
дутье и нагретом (200-600°С) обожженном желез-
няке с использованием в качестве флюса сланца
(-70% SiO2). Переход на нагретую руду и горячее
дутье сопровождался повышением температуры
газов в шахте и у фурм, а также появлением харак-
терной для современных печей зоны замедленного
теплообмена.
На ММК в период 1951 -1978 гг. провели бо-
лее 130 измерений температуры по высоте печей,
часть которых рассмотрена ниже.
В опытах 1951 г. проверяли достоверность
основных положений теории теплообмена в домен-
ной печи, созданной В. И. Китаевым. По этой тео-
рии в потоке шихты существуют две ступени ин-
тенсивной теплопередачи и разделяющий их мало-
активный в химическом отношении участок (холо-
стая высота) с постоянным или мало меняющимся
нагревом. Температура в горне за пределами окис-
лительных зон вычислена по формуле (6.3), для
объяснения се высокого значения (2000пС) и суще-
ствования нижней ступени теплообмена выдвинуто
предположение о наличии в заплечиках участка с
WUI/Wr =3. Исследованная печь имела низкое дав-
ление колошниковых газов (10 кПа), опускание
шихты сопровождалось частыми подстоями и об-
рывами Было подтверждено наличие верхнего уча-
стка интенсивного теплообмена и зоны со сравни-
тельно постоянным нагревом, большей частью рав-
ным 830 920°С. Нагрев этой зоны существенно
отличался от температурной остановки при 1100
1150°С, которую предполагали в первом варианте
схемы теплообмена. Поскольку примерно такое же
отклонение от теоретических представлений было
замечено при зондировании доменных печей завода
им. Серова и НТМК, позднее схема теплообмена
между газом и шихтой была уточнена (рис. 6.11).
Рис. 6.11. Изменение теплоемкости и температуры
потоков шихты (1) и газа (2) в противоточной зоне
по В. И Китаеву (ВФ - ось воздушных фурм)
В 1952 г. исследование продолжили на печи с
повышенным давлением колошниковых газов (50-
60 кПа). В шести замерах (из восьми) зафиксирова-
ли четко выраженный участок высотой 6-8 м с по-
стоянной или мало менявшейся температурой 890-
770°С. При ослаблении периферийного газового
потока протяженность верхней ступени теплообме-
на увеличивалась с 3-6 до 7-9 м, а при расстроен-
ном ходе печи границы между отдельными зонами
теплопередачи исчезали
Следующую серию из девяти замеров прове-
ли на этой же печи в 1955 г. после полной замены
неофлюсованного агломерата офлюсованным На-
ряду с зоной постоянной или мало менявшейся
температуры 680-780 X? протяженностью 4-5 м в
шести замерах обнаружили еще один изотермиче-
ский участок с нагревом 970-1170°С, не преду-
смотренный теорией теплообмена.
На рис. 6.12 представлены итоги исследова-
ния 1967 г. при проплавке агломерата (без добавки
окатышей) на печи с расстоянием от оси фурм до
поверхности засыпи 23.1 м. Верхний изотермиче-
ский участок (720-20°С) зафиксирован во всех за-
мерах, нижний (980-990'С) - только в одном. В
большинстве случаев протяженность верхнего уча-
стка составляла 4 -5 м, переход к нему от верхней
ступени теплообмена сопровождался снижением
температуры газа на 20-30 град. Во время одного
из замеров, когда печь работала с повышенной
концентрацией рудных материалов у стенки, верх-
няя ступень теплообмена увеличилась с 2,5 -3 до
4 м, а примыкающий к ней изотермический участок
возрос до 9,5 м. Совместно с верхней ступенью он
занял почти 60% всей высоты столба выше оси
фурм.
224
Часть 6 ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
200 400 600 800 1000
Температура, °C
Рис. 6 12. Изменение температуры по высоте печи
при использовании в рудной части шихты
100% офлюсованного агломерата
Замеры 1969 г. (рис. 6.13) проведены в пери-
од опытной проплавки офлюсованных доломитом
окатышей. В трех случаях выявлено сокращение
протяженности верхнего изотермического участка
(710 740°С) до 1 м при значительном удлинении
нижнего. Суммарная высота верхней ступени теп-
лообмена и верхнего участка уменьшилась до 3,5-4
м, что составляет 15-17% расстояния от горизонта
фурм до поверхности засыпи И только в случае
работы печи с ослабленным периферийным газо-
вым потоком протяженность верхнего участка воз-
росла до 5 м, а нижний отсутствовал.
200 400 600 800 -1000 1200
Температура. °C
Рис. 6.13. Изменение температуры по высоте печи
при использовании в рудной части шихты
100% офлюсованных доломитом окатышей
Офлюсованные доломитом окатыши имели
высокую восстановимость (56- 59% по методике
ММК в сравнении с 45-47 и 49 -52% для агломера-
та и офлюсованных известняком окатышей). В свя-
зи с этим удаление из них кислорода непрямым
путем протекало интенсивно и в основном заканчи-
валось на глубине 5 м от поверхности засыпи в
сравнении с 11-13 м для агломерата В итоге суще-
ственно удлинилась нижняя ступень теплообмена с
повышением зоны высоких температур до середи-
ны шахты.
Вертикальное зондирование следующей печи
(рис. 6.14) выполнили в 1970 г. при использовании
в шихте 50% офлюсованных доломитом окатышей.
Все кривые имеют по две температурные остановки
- верхнюю (670 820 'С) протяженностью 1,5-2,0 м
и нижнюю (900 I230X?) высотой не менее 2 м,
Суммарная протяженность верхней ступени тепло-
обмена и примыкающего к ней изотермического
участка равнялась 5-6 м, что составляет 22-27%
всей высоты столба шихты выше горизонта фурм.
200 400 600 800 1000 1?00
Температура, °C
Рис. 6.14. Изменение температуры газа по высоте
печи при содержании в рудной части шихты
50% агломерата и 50% офлюсованных доломитом
окатышей
Замеры 1979 г. (рис. 6.15) осуществили во
время работы с содержанием в шихте 50% офлюсо-
ванных известняком окатышей и подгруженной
рудными материалами периферийной зоной В трех
случаях высота верхней ступени теплообмена со-
ставляла 5-5,5 м, а в четвертом, когда газопрони-
цаемость слоя шихты у стенки была низкой, дости-
гала 9 м. Протяженность верхнего изотермического
учаезка (670 700°С) равнялась 1,5-2,5 м, протя-
женность нижнего (930-1020°С) - до 8 м. В срав-
нении с данными рис. 6.14 относительная высота
верхней ступени теплообмена и изотермической
зоны оказалась более значительной (31-35%)
Характерным для всех опытных данных яви-
лось наличие четко выраженного верхнего изотер-
мического участка, свидетельствующего о завер-
шенности теплообмена при нагреве газов 680-
820°С. Температура нижнего участка оказалась
менее постоянной (900 -1230°С), причем этот уча-
сток во многих замерах не имел четких границ.
Среднее значение температуры нижнего участка,
вычисленное по данным замеров с наличием зоны
постоянного нагрева, оказалось равным 960сС.
6.2. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА ОТ ГАЗА К ШИХТЕ
225
Рис 6.15. Изменение температуры газа по высоте
печи при содержании в рудной части шихты
50% агломерата и 50% офлюсованных известняком
окатышей
6.2.4.	Связь теплообмена
с восстановлением оксидов
Наличие в потоке шихты двух изотермиче-
ских участков вызвано последовательным восста-
новлением оксидов железа по схеме
Fe?03—*F3O4—>FeO—>Fe. Об этом можно заключить
по характеру связи между степенью восстановле-
ния (СВ) железорудных материалов и температурой
газа (рис. 6.16). Основой связи служат данные го-
ризонтального зондирования в 1976 -1978 гг., когда
среднее содержание окатышей в рудной части ших-
ты составило 42,5%, а расход кокса, рудных мате-
риалов и известняка равнялся 454, 1675 и 14 кг/т
чугуна. Чтобы уменьшить случайные отклонения,
при построении диаграммы использовали только
средние значения упомянутых показателей (каж-
дый вычислен по результатам 4-5 разовых опреде-
лений температуры или химического состава руд-
ных материалов) для различных точек радиуса на
трех горизонтах шахты. В соответствии с направ-
лением опускания материалов значения СВ показа-
ны увеличивающимися сверху вниз
Известно, что при восстановлении гематита,
содержащегося в большом количестве в окатышах,
до магнетита и вюстига удаляется 11,1 и 33,3% на-
чального содержания кислорода. В случае проплав-
ки агломерата, уже имеющего в своем составе зна-
чительное количество магнетита, доля удаляемого
кислорода уменьшается соответственно до 6-8 и
31-32%.
500	600 700	800	900 1000 1100 1200
Температура, °C
Рис. 6.16. Связь температуры газа со степенью вос-
становления оксидов железа по исследованиям
1976-1978 гг. в зонах с высокой (1) и низкой (2)
рудной нагрузкой на кокс
В доменной печи восстановление окиси же-
леза до магнитной окиси по реакции
3Fe2O3 + СО = 2Fe3O4 + СО2 + 37,18 МДж
заканчивается при СВ - 8-9%. Процесс протекает в
верхней ступени теплообмена и сопровождается
достаточно быстрым повышением температуры с
550 600 до 700 780°С в основном благодаря пере-
даче тепла оз газа к шихте.
Дальнейшее удаление кислорода и превра-
щение основной массы магнетита в вюстит
3Fe3O4 + СО = 3FeO + СО2 - 20,90 МДж
совершается уже в изотермическом режиме, отве-
чающем 700-780°С. Восстановление заканчивается
после достижения СВ = 20-25%. Постоянство тем-
пературы обязано отрицательному тепловому эф-
фекту последней реакции, равному 117 кДж/кг чу-
гуна. С тепловой стороны удаление кислорода из
магнетита подобно процессу таяния льда.
Сравнительно быстрое завершение восста-
новления магнетита вызвано тем, что в местах ин-
тенсивною движения газов процессы внутренней
диффузии не успевают выравнивать концентрацию
кислорода. В результате отдельные стадии восста-
новления протекают одновременно, в связи с чем
наряду с магнетитом образуются вюстит и метал-
лическое железо. В зоне максимального сосредото-
чения рудных материалов и слабого движения га-
зов концентрация кислорода по объему восстанов-
ливаемых частиц более равномерна, поэтому по-
следовательность восстановления оксидов железа
проявляется полнее.
226
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Восстановление вюстита в его начальной ста-
дии (до СВ = 40-45%) проходит исключительно
непрямым путем. Нагрев материалов в это время
возрастает до 850-1170°С в основном благодаря
передаче тепла от газа к шихте. Положительный
тепловой эффект реакции
FeO + СО = Fe + СО? +13,61 МДж
с учетом фактического изменения СВ равен 70
кДж/кг чугуна.
После удаления 40-45% начального содер-
жания кислорода появляется второй изометриче-
ский режим, который вызван заметным развитием
регенерации окиси углерода
СО, + С = 2СО -158,00 МДж,
совершающейся с большой затратой тепла. Восста-
новление в этом режиме развивается до СВ - 70
75%, после чего нагрев материалов быстро повыша-
ется в связи с их поступлением в заплечики. Остав-
шаяся часть кислорода удаляется преимущественно
прямым путем при температуре выше 1100 °C.
В целом связь между СВ и нагревом мате-
риалов оказалась достаточно сложной, с наличием
на диаграмме вертикальных или слабо наклонных
участков. Это свидетельствует об удалении некото-
рой доли кислорода оксидов в условиях постоянной
или мало меняющейся температуры.
Изотермический режим удаления части ки-
слорода шихты согласуется с характером измене-
ния критерия т|со (рис. 6.17) по данным горизон-
тального зондирования печей ММК. Причем ре-
зультаты определений 1968-1969 гг. показали за-
метно большее проникновение повышенных кон-
центраций СО в восстановительном газе в область
высокого нагрева, чем это было в 1955-1957 и
1963-1964 гг.
Рис. 6.17. Связь температуры газа со степенью
использования углерода по исследованиям
1955-1969 годов
Такое изменение состава газа объясняется
значительным уменьшением расхода газифицируе-
мого углерода на выплавку чугуна. Благодаря это-
му показатель г]со увеличился на всех горизонтах
шахты, включая и колошник печи. По этой же при-
чине значение т]со в наиболее нагруженной рудны-
ми материалами части верха печи при проплавке
агломерата и офлюсованных окатышей достигло в
1974-1978 гг. соответственно 0,52-0,54 и 0,53-0,55
против 0,50-0,52 для агломерата по определениям
1963-1964 гг.
6.2.5.	Схема теплообмена в доменной печи
Полученные данные показали наличие в по-
токе шихты верхней ступени интенсивного тепло-
обмена и двух участков с постоянной или мало ме-
няющейся температурой. Оказалось, что последние
отражают различные стадии последовательного
удаления кислорода из оксидов железа: верхний
соответствует непрямому восстановлению магне-
тита, нижний - смешанному восстановлению вюс-
тита (рис. 6.18). Вертикальная протяженность обо-
их участков зависит от восстановимости железо-
рудного сырья, а также распределения материалов
и газов по радиусу печи: чем выше восстанови-
мость и интенсивнее поток газов, тем короче верх-
ний участок и длиннее нижний. В большинсгве
случаев скорость удаления кислорода в пределах
верхнего участка была сравнительно малой в связи
с относительно низким нагревом газа и высоким
значением т]со.
Рис. 618- Схема изменения температуры шихты
и газа в противоточной зоне доменной печи
(Hi, Н2, Н3 - участки восстановления гематита,
магнетита и вюстита)
Верхний изотермический участок существует
в доменных печах давно, о чем свидетельствует
значительная по высоте зона с нагревом 700 800пС,
зафиксированная во многих исследованиях. Имелся
он и в печи БМК для металлизации железорудных
материалов газообразными восстановителями, где
процесс прямого восстановления оксидов отсутст-
вовал.
6.2. ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА ОТ ГАЗА К ШИХТЕ
227
Температура нижнего участка до перехода на
офлюсованное сырье в большинстве случаев опре-
делялась началом заметного разложения флюса и
была близка к 850-900°С. Благодаря относительно
малой разнице в нагреве оба участка обычно со-
единялись в одну общую зону с замедленным из-
менением температуры в интервале 700-900°С.
Причем наличие одного участка с замедленным
изменением нагрева было обнаружено как в дре-
весно-угольной печи (см. рис. 6.10) при работе на
горячей обожженной руде без нагрузки основного
флюса, так и в коксовых печах после удаления из
шихты известняка.
Четкое разграничение отдельных зон тепло-
обмена наблюдали только при ровном ходе печи.
Если же в опускании шихты возникали значитель-
ные затруднения, сопровождавшиеся подстоями и
самопроизвольными обрывами, заметная граница
между отдельными участками исчезала и темпера-
турный градиент становился почти постоянным по
всей высоте печи.
Связь процессов теплообмена с распределе-
нием газовых потоков по радиусу и ровностью
опускания шихты заметно влияет на форму средней
температурной кривой, которая, хотя и характери-
зует наиболее вероятный нагрев газа в том или
ином участке столба плавильных материалов, но
из-за формального математического усреднения
различных условий работы и характера хода печи
не отвечает строго схеме теплообмена. В итоге,
несмотря на четко выраженные границы между
всеми рассмотренными ступенями в каждом от-
дельном замере, средняя температурная кривая
(рис. 6.19) часто оказывается более плавной и этим
может создать ошибочное представление о дейст-
вительном ходе процесса теплообмена.
Рассматриваемые участки существуют в до-
менных печах любого объема с последовательным
удалением кислорода из оксидов железа. В частно-
сти, изотермическую зону значительной протяжен-
ности обнаружили в одной из малых печей России
6.3. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС
6.3.1.	Назначение и метод составления
Материальный и последующий тепловой ба-
лансы предназначены для оценки положительной и
отрицательной сторон существующей технологии
получения чугуна, а также влияния на доменный
процесс изменений состава шихты, качества ших-
товых материалов и параметров работы печи. Их
составляют по итогам устойчивой работы агрегата
за период более 10 сут, который определяет мини-
мальную длительность опытной доменной плавки.
При меньшей продолжительности периода стано-
вится заметным действие на результаты плавки
обычных отклонений от средней величины показа-
телей качества шихтовых материалов, параметров
технологического режима и характера хода печи.
с расстоянием от горизонта фурм до поверхности
засыпи 13,2 м и низкошахтной (4,5) печи Бельгии.
Рис. 6.19. Изменение температуры по высоте печи
при различном составе рудной части шихты:
1 - 100% агломерата (11 измерений);
2 - 50% агломерата и 50% окатышей
(12 измерений)
Нагрев горновых газов, вычисленный по
формуле (6.2), мало отличается от температуры
чугуна и шлака в печи. Поэтому в потоке шихты
нет нижней ступени теплообмена, работающей в
режиме W,a > Wr. Передача тепла осуществляется
только в двух режимах: Ww < W, и У/ш = Wr. Пер-
вый обеспечивается в верхней части шахты, второй
- на всей остающейся высоте противоточной зоны.
Верхний участок передачи тепла имеет теплотех-
ническое назначение (нагрев шихты), средний и
нижний - технологическое (восстановление окси-
дов).
Материальный баланс основан на законе
сохранения материи. Так как при вычислении при-
хода и расхода тепла необходимы данные матери-
ального баланса, в первую очередь составляют по-
следний Причем, кроме более тщательного учета
обычных показателей плавки, часто вводят измере-
ния, отбор проб и химические анализы редко кон-
тролируемых параметров и веществ (определения
гранулометрического состава шихтовых материа-
лов, элементного состава кокса, количества и со-
става пыли из системы мокрой газоочистки и т.п.).
Часть данных для материального баланса получают
измерениями расхода материалов и газов, другую -
расчетом.
Различают общие и частные балансы. Пер-
вые учитывают только начальное и конечное со-
стояния доменного процесса (метод черного ящи-
ка), тогда как вторые характеризуют отдельные
стадии его развития. Частные балансы дают допол-
228
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
нительную информацию о доменном процессе, но
из-за более сложного построения и наличия многих
допущений их используют редко.
Материальные балансы составляют на 1000
кг товарного чугуна, причем измеренный или вы-
численный расход каждого составляющего баланса
округляют до 1 кг или 1 м3. Более высокая точность
расчетов не имеет смысла, так как она не обеспече-
на достоверностью химического состава материа-
лов и газов, а также точностью показаний промыш-
ленных КИП.
6.3.2.	Показатели работы печи
В большой мере зависят от условий плавки.
К последним относятся: состав выплавляемых чу-
гуна и шлака, состав компонентов шихты и их за-
трата на получение I т товарного продукта, расход
и состав дополнительного топлива; температура,
состав и давление дутья; температура, давление и
состав колошникового газа, выход шлака и вынос
колошниковой пыли.
Ниже в качестве примера приведены пока-
затели работы одной из доменных печей ММК по
данным технического отсчета за 10 месяцев 1990
года (табл. 63) при производстве передельного чу-
гуна марки П1 по ГОСТ 805-80. Большая продол-
жительность периода позволила исключить влия-
ние на результаты плавки кратковременных откло-
нений от нормы состава шихты, качества шихтовых
материалов, параметров технологического режима
и характера хода печи.
Чугун и шлак выпускали через две чугунные
летки, действовавшие поочередно. В их каналах
струи жидкостей перемешивались, получая при
выходе из печи одинаковый нагрев.
По измерениям в горновом желобе средняя
температура чугуна и шлака tB 1465°С. Она соот-
ветствовала температуре хорошей текучести шлака
(1460-1480°С), обеспечивающей его низкую вяз-
кость (менее 0,35 Па с) и удовлетворительную ве-
личину коэффициента распределения серы между
шлаком и чугуном (Ls = 1,00/0,018 = 55,6).
Рудная часть шихты включала 52% агломе-
рата и 48% окатышей, в ней содержалось 58,5%
Гбобщ и 7,2 FeO. Агломерат загружали в печь неох-
лажденным (300-400°С), нагрев окатышей состав-
лял 80-150°С. С учетом производственных данных
потери железа во время выпуска из доменной печи,
слива чугуна на разливочных машинах и в миксеры
сталеплавильных цехов приняты равными 12 кг/т.
Кокс мокрого тушения содержал в рабочей
массе 3,2% влаги. По данным технического анализа
его сухая масса имела 22,8% золы и 0,54% серы,
зола содержала 8,4% Fe2O3. В органической массе
присутствовало, %: 0,34 Нс; 0,40 Ос; 0,63 Nc. Сте-
пень графитизации углерода кокса перед загрузкой
в печь и на горизонте фурм принята равной 25 и
30%.
Таблица 6.3
Показатели работы доменной печи
Наименование и единица измерения	Символ	Значение
Расход материалов, кг/т чугуна: агломерат и окатыши	-	1714
известняк	и	3
кокс сухой скиповый	к	442
Расход природного газа, м /т чугуна	S	104
Дутье: расход, м3/т чугуна	и; _	1335
давление, ати		2,96
температура, °C		1170
влажность, г/м 3	ф'	12,3
содержание О2, %	О)	26,2
Колошниковый газ: давление, ати	Р2	1,53
температура, °C	С	284
состав, %: СО2	СО;	19,5
СО	СО	22,4
н2	Н2	8,5
Вынос колошниковой пыли (полный), кг/т чугуна	п	74
Чугун, %.	Si	Si	0,65
Мп	Мп	0,17
Р	Р	0,069
S	LS]	0,018
Ti	Ti	0,105
С	[С]	4,47
SiO2	SiO2	37,2
А12О3	А12О3	11,6
СаО	СаО	40,4
MgO	MgO	8,1
ПО;	TiO2	1,05
S	(S)	1,00
Выход шлака, кг/т чугуна	ш	310
Печь получала природный газ (ПГ) состава,
% по объему: 96,6 СН4; 1,7 С2Н6; 0,4 С3Н8,
0,2 С4Н10; 0,9 N2. Флюсом служил известняк с со-
держанием, %: 52,0 СаО; 3,5 MgO; 42,7 ППП.
В табл. 6.3 приведен полный вынос колош-
никовой пыли (пыль мокрой газоочистки выделена
из шлама на вакуумно-фильтрационной установке).
Среднее содержание углерода в пыли Сп = 12%.
6.3.3.	Уточнение расхода кокса
и рудных материалов
Необходимость уточнения вызвана, в пер-
вую очередь, присутствием в упомянутых компо-
нентах мелких частиц, которые сразу после загруз-
ки уносятся газовым потоком в виде колошниковой
пыли и поэтому не участвуют в процессе плавки.
Помимо этою, в расход рудных материалов часто
включают потери сырья во время транспортировки
от места производства до колошника доменной пе-
чи, в том числе потери при неполной разгрузке же-
лезнодорожных вагонов.
Уточненные расходы кокса и рудных мате-
риалов позволяют вычислить действительное по-
6.3. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС
229
ступление в печь газифицируемого углерода Со,
кислорода восстанавливаемых оксидов шихты Ош и
водорода Н2. Расчеты выполняют с использованием
формул, смысл и условия применения которых из-
ложены в предыдущей части курса лекций (ч. 1,
п.1.1).
Содержание углерода в коксе вычисляют по
разности между массой сухого вещества и количе-
ством в последнем минеральных составляющих,
серы и летучих веществ (FT, Ос, Nc), переходящих в
нижней половине печи из органической массы кок-
са в поток газа. Действительное содержание в коксе
минеральных веществ Асо, летучих Vco и углерода
Ск, т/т:
А>АС (l-0,3Fe2O3*) = 0,118  (1-0,3 0,084)=0,115;
Vc0- Нс +ОС + Nc = 0,0034 + 0,0040 + 0,0063 = 0,0137;
Ск= 1 - (Асо + Sc + Vc0 =
=1 -(0,115 + 0,0054+ 0,137) = 0,866.
Здесь А'' - содержание золы в коксе; 0,3 - доля ки-
слорода в Fe2O3;
Fe2O3* - содержание гематита в золе кокса.
Потеря кокса с колошниковой пылью, кг:
Кп = ПСп/Ск - 74 0,12/0,866 = 10
Остается кокса в печи, кг:
Ко = К-К,. = 442- 10 = 432.
Расход рудных материалов зависит от содер-
жания железа в чугуне и рудной части шихты, его
поступления с коксом и металлодобавками, а также
потерь железа после выпуска чугуна из печи. Со-
держание железа в товарном продукте вычисляют
по разности между массой чугуна и количеством
других элементов, кг:
Fe„ = 1000 - 10 [С I Si + Мп + P + Ti +0 + 0,30] =
= 1000 (44 7 +6,5 +1,7 + 0,69 + 1,05 + 0,18 4 3,0) = 942.
Здесь 10 = 1000/100 - коэффициент пропорцио-
нальности, кг/%;
0,30 - сумма примесей чугуна (Си, Cr, V и
др.), не учитываемых обычным химическим анали-
зом.
Приход железа с коксом FeK, металлодобав-
ками FeM, рудными материалами Fep и его потери
Fe,,, кг:
FeK = 0,7 Ko-Fe2O3* = 0,7 • 432 • 0,115 0,084 = 3;
FeM M-FeM = 0;
Fep -- Fe., + Fen - (FeK i FeM) = 942 + 12 -3 951,
где 0,7 - доля железа в Fe2O3, кг/кг
Расход рудных материалов без учета потерь с
колошниковой пылью кг
Gp = Fep / РеоСщ - 951 /0,585 = 1626.
По указанным выше причинам приведенный
в техническом отчете (см. табл. 6 3) расход агломе-
рата и окатышей превысил действительный на 1714
1626 = 88 кг или 5,4%.
6.3.4.	Показатели восстановительного
процесса
Необходимы для расчета расхода дутья, ко-
личества и химического состава горнового и ко-
лошникового газов Показатели вычислены анали-
тическим методом по материальному балансу гази-
фицируемого углерода, кислорода шихты и водо-
рода. Обоснование метода и расчетные формулы
приведены в предыдущей части курса лекций [ч,1,
п. 1.1 - 1.3].
Газифицируемый углерод Со поступает в
печь с коксом и ПГ. Его приход с коксом за выче-
том затраты на растворение в чугуне, кг:
Сок = СкК0 - Сч = 0,866-432 - 45 = 329.
Содержание углерода в ПГ, кг/м1
Cs =0,536СН4+1,07С2Н6+1,61С3Н8+2,14С4Н10=
0,5360,968+1,070,017+ 1,61-0.004+ 2,14-0,002 =0,547,
где 0,536, 1,07, ... - масса углерода в отдельных
компонентах ПГ.
Поступление углерода с ПГ, кг:
Gs=s Cs= 104-0,547 = 57.
Общий приход газифицируемого углерода, кг:
СО=СОК+ Cs= 329 + 57 = 386.
Кислород шихты Ош вносится оксидами же-
леза и других восстанавливаемых элементов, при-
чем поступление кислорода с железом в большой
мере зависит от доли FeO и Fe2O3 в рудных мате-
риалах.
В рассматриваемом случае агломерат и ока-
тыши вносят в печь двух- и трехвалентного железа,
кг/т руды:
Fe’‘=0.778-12=56;
Fe3-=Fec6u- Fe2t=585-56=529,
где 0,778 - доля железа в FeO.
Средняя степень окисления железа, кг О/ кг Fe
Q=(0,286Fe2’+0,429- Fe3*yFeo6„=
(0,286-56+0,429-529)/585=0,415.
Здесь 0,286; 0,429 - отношение кислорода к железу
в ГеО и Fe2O3.
nociynaei кислорода с оксидами железа, кг:
OFc=Q Fep=0,415-951=395.
Количество серы в шлаке, кг
Бшл=Ш-(8) 310-0.010=3.1.
В агломерате и окатышах трудновоситанови-
мые элементы находятся в виде SiO2, МпО. Р2О5.
ТЮ2, а переход серы из металла в шлак с образова-
нием СаО пропорционально отношению атомных
масс кислорода и серы (16/32 = 0,5). В связи с этим
упомянутые элементы вносят кислорода, кг
О.., = 1,14-Si +0,29 Мп 41,29 Р 4 0,67 3'1 +0,5-Slul =
=1,146,5+0,29-1,7+1,290,69+0.67-1,05+0,5-3,1 = 11.
230
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Суммарный приход кислорода с шихтой, кг
Ошл=OFe+OM-395+l 1-406.
Средняя степень окисления переходящих в
чугун элементов, кг О/кг Э
Оо=Ошл/( 1000-Сч)=406/( 1000-45)=0,425.
Водород Н°2 поступает в печь с коксом, ПГ и
влагой дутья. Его приход с коксом, м
Н2к=Ко* Н° • 22,4/2-432*0,0034 11,1-16.
Содержание Н2 в ПГ, м3/м3
H2s=2CH443C2H6+4C3H8+5C4Hi0=
=20,968+3*0,017^40,004+50,002-2,00
Поступление водорода с ПГ, м3
H2s-s*H2s-104-2,00=208.
ч з
Влажность дутья по объему, м Н2О/ м су-
хого дутья
Ф- ф /(0,804-1000)-12,3/804-0,0153.
Здесь 0,804 - 18/22,4 - плотность водяного пара,
кг/м3;
1000 - количество граммов в 1 кг.
Приводимые в техническом отчете сведения
о количестве дутья характеризуют объем засасы-
ваемого в воздуходувную машину атмосферного
воздуха при фактических значениях температуры и
барометрического давления без учета неизбежных
потерь во время транспортировки до горна домен-
ной печи. Для составления материального баланса
доменной плавки необходимо знать действитель-
ный объем дутья в нормальных условиях (0°С,
760 мм рт.ст.) и соответствующее поступление в
печь водяного пара.
Ориентировочный расход дутья и’’д, м3
и"я -0.85* и*д-0,85*1335=1135,
где 0,85 - доля поступающего в печь дутья от вы-
рабатываемого воздуходувной машиной (см. табл.
6.3), м3/м3.
Приход водорода с влагой дутья, м3:
Нгд-ф’ 1ГД -0,0153*1135=17
Общее поступление водорода, м3:
Н2°-Н2к+Н25+Н2д=16+208+17-241.
Приход Н2 с влагой дутья подлежит уточне-
нию после вычисления его фактического расхода.
Затрата газифицируемого углерода на вос-
становление оксидов и тепловые потребности до-
менной плавки, кг:
Св = 0,75*Ош = 0,75*406 = 305;
Ст = Со-Св - 386 - 305 - 81.
Степень приближения реальной доменной
плавки к идеальной по расходу газифицируемого
углерода и водорода:
А = 0,750 Ош/Со = 0,75*406/386 - 0,789,
А-0,75*0Ш/(СВ+0,536*Н2°)-0,75-406/(305+0,536*241)
=0,702.
Показатели восстановления оксидов шихты и
использования химической энергии колошникового
газа:
К-Мззад^а-А)]-
-1,333 425 [1+0,20 (1-0,789)]-0,590;
nCo=A*Rco-0,189*0,590=0,465;
T|h2-1-1,333*Qc*[1+£*(1-A3]=
-1 -1,3 3 3 *425 [ И 0,20 (I -0,702)]=0,400;
Rh: -0,714-Н2° • т]Н2 /Ош=0,714*241 0,400/406-0,170;
Ri= Reo+Rjb-0,590+0,170=0,760;
Rd-1-R-1-0,760=0,240.
Здесь 1,333 = 16/12 - отношение атомных масс ки-
слорода и углерода;
4	= 0,20 - степень участия углерода Ст в не-
прямом восстановлении;
0,714 = 16/22,4 - содержание кислорода в
Н2О, кг/м3.
Максимальное значение г]со, отвечающее ус-
ловиям идеальной плавки (А - А' = 1):
Псо =1,333* По= 1,333*0,425=0,566.
Масса кислорода шихты, удаляемого посред-
ством СО, Н2 и твердого углерода, кг:
0СО-0Ш.1<СО=406-0,590-240;
Он2-Ош^ н2=406 0,170=69;
Оа=Ош-Е^ 4060,240=97.
6	.3.5. Общий материальный баланс
Для его составления необходимы достовер-
ные данные о массе материалов и газов, участвую-
щих в доменной плавке. Часть требуемых сведений
(расходы кокса, рудных материалов и ПГ) приведе-
ны выше, все другие (состав, объем, масса дутья и
колошникового газа, выход шлака) - ниже
Расход углерода на прямое восстановление, кг:
Cd=0,75 0d=0,75*97=73.
Содержащийся в органической массе кокса
кислород Ос газифицируется в нижней части печи в
виде СО. На этот процесс тратится углерода, кг:
С-0,75 Кс*0°=0,75*432 0,004=1.
Сгорает углерода у фурм - общего и только
кокса, кг:		* 
СФ=СО-(СД+С’)=286-( 13+1 )=312.
Сфк=Сок-(Са+С')=329*(13+1 )=225
Доля углерода кокса, достигающего фурм,
кг/кг:
Рк=Сфк/Сок=225/329=0,775.
Расход сухого и влажного дутья, м3:
идс-1.867*Сф/(2 чо+ф)=
= 1,867-312/(2 0,262+0,0153)= 1081;
Н2О=Ф* идМ),0153*1081 = 16;
ид= идс+ Н2О= 1081+16=1097.
6.3. материальный баланс
231
Фактическое поступление Н2О с дутьем мало
отличается от ориентировочного (17 м3), поэтому
нет необходимости корректировать величину
Н2° =241 м3 и повторно вычислять значения крите-
риев А', Г|н2, Rh2 и Rd.
Объем и масса дутья:
О2д= идс -со=1О81О,262=283м3;
Ь12д= идс • О2д =1081-283=788 м3;
Мо2=1 ,428’ О2д = 1,428-283=404 кг;
Mn2= 1,250- Ы2д = 1,250-788=985 кг;
Мн>о=0,804-Н20=0,804 16=13 кг;
Мд-Мо2ь Mn2+ Мщо =404+985+13=1402 кг.
Здесь 1,428; 1250 - плотности О2 и N2, кг/м3,
Масса летучих веществ кокса, кг:
Mv=Ko-Voc =4320,0137=6.
Плотность ПГ, кг/м3:
у5=0,714СН4+1,34С2Н6+
+1,96С3Н8+2,58 С4Н10+1,25 N2=
= 0,714 0.968 + 1,34 0,017+ 1,960,004
++ 2,58-0,002 + 1,25 0,009 = 0,728.
Масса ПГ и СО2 известняка (ввиду малого
расхода последнего он принят состоящим только из
кальцита СаСО3), кг:
Ms=S-ys= 104-0,728=76;
Мсо2=44-И/100=0,44-3=1.
В колошниковый газ переходят газифици-
руемый углерод кокса Сок, кислород восстанавли-
ваемых оксидов шихты Ош, компоненты дутья, ле-
тучие вещества кокса, ПГ и СО2 известняка. В связи
с этим масса покидающего печь газа составляет, кг:
Мг = Сок + Ош + Мд +MV +MS + Мсо2 —
= 329 + 406 + 1402 + 6 + 18 + 1 = 2220.
Приход шлакообразующих с рудными мате-
риалами, коксом и известняком, кг:
UIp=Gp-(Fep4 Ор)=1626-(951 +295)=280;
HlK~Ko(Aoc+So)-FeK=432-(0,l 15+0,0054)-3=49;
Ши=56 И/100=0,563=2.
Количество в чугуне трудновосстановимых
элементов, кг:
3= 10(Si + Mn + P + Ti) =
= 6,5 + 1,7 + 0,69 + 1,05 = 10.
Шо = Шр + Шк + Ши-(Э + 0эл) =
= 280 + 49 т 2-(10 + 11) = 310.
Расчетный выход шлака Шо совпал с данны-
ми технического отчета (см. табл.6.3).
Сводка общего материального баланса пред-
ставлена в табл. 6.4. Его относительная невязка
3-100/3539 = 0,07% значительно меньше допусти-
мой для этого случая 0,5%. Следовательно, полу-
ченные значения Со, Ош и Н2° вполне достоверны и
их можно использовать для последующих расчетов.
Выход и состав влажного колошникового газа:
Ur = СО2 + СО + N2 4 Н2О । СО2И =
= 336 4 387 + 791 +97 + 143 +2=1756 м3;
%: 19,2 СО2; 22,1 СО; 45,1 N2; 5,5 Н2О; 8,1 Н2.
Таблица 6.4
Сводка материального баланса,
кг/т товарного чугуна
Задано в печь		Получено	
Рудных материалов	1626	Чугуна	1012
Кокса сухого	432	Шлака	310
Известняка	3	Газа	
Природного газа	76	колошникового	2220
Дутья	1402	Невязка баланса	-3
Всего	3539		Всего	3539
Выход и состав сухого газа:
Urc-Ur-H2O= 1756-97= 1659 м3;
%: 20,2 СО2; 23,3 СО; 8,6 Н2; 48,9 N2.
Расчетная степень использования моноокси-
да углерода (0,464) мало отличается от данных тех-
нического отсчета (0,465). Расчетное содержание
Н2 = 8,6% близко к действительному (8,5%).
6.4.	ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ
6.4.1.	Особенности расчета
Общий и частные (зональные, дробные) теп-
ловые балансы основаны на законе сохранения
энергии. Чтобы не оперировать большими числами,
их относят к 1 кг товарного чугуна. Для этого ис-
пользованные при составлении материального ба-
ланса расходы материалов и газов уменьшают в
1000 раз. Точность балансов от такого действия не
меняется, так как она зависит от точности опреде-
ления тепловых эффектов химических реакций,
гарантирующей достоверность только первых че-
тырех цифр.
Приведенный ниже метод расчета зеплового
баланса в первую очередь учитывает приход и рас-
ход высокотемпературного тепла. В приходную
часть дополнительно включена энтальпия сгораю-
щего у фурм углерода кокса, расходную - затраты
тепла на нагрев углерода кокса, кислорода восста-
навливаемых оксидов шихты и адиабатическое
расширение газа в печи. Потери тепла с колошни-
ковым газом и через стенки агрегата вычислены
аналитическим способом по расходу углерода на
тепловые потребности. После этих новшеств теп-
ловой баланс стал полным, по величине его невязки
оказалось возможным контролировать правиль-
ность работы коксовых весов доменных печей.
Имеющиеся в справочной литературе значе-
ния тепловых эффектов неполного горения углеро-
232
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
да кокса и реакций прямого восстановления окси-
дов принято относить к графиту как устойчивой
форме существования углерода в природе. В до-
менном коксе степень графитизации углерода мно-
го ниже 100%, поэтому использование справочных
данных заметно искажает тепловой баланс.
Чтобы избежать этого, в табл. 6.5 приведены
тепловые эффекты реакций прямого восстановле-
ния углеродом кокса, имеющим 30 % графита. В
табл. 6.6 представлены значения коэффициентов
удельной теплоемкости [С, кДж/(кг-К)] углерода
кокса и кислорода восстанавливаемых оксидов
шихты. Последние вычислены по величине коэф-
фициента теплоемкости газообразного кислорода
Ср с использованием выражения Со = 0,7Ср, где
0,7 = 22,4/32 - отношение молярного объема О2 к
его молекулярной массе.
Таблица 6.5
Затраты тепла на восстановление
переходящих в чугун элементов (Э)
углеродом кокса со степенью графитизации 0,30
Реакция	МДж/м оль		кДж/кг Э
	Г рафит	Кокс	
SiO2 +2С = Si + 2СО	650,2	631,3	22550
МпО + С = Мп + СО	276,3	266.9	4850
Р2О5 + С = 2Р + 5СО	954,0	906,6	14630
TiO2 + 2С = Ti + 2СО	694.9	676,0	14080
FeO + С - Fe + СО	159,3	149,9	2680
FeS+CaO+S=Fe i-CaS+CO	150,0	140,6	4390
Таблица 6.6
Средние теплоемкости углерода кокса Сс
и кислорода шихты Со, кДж/(кг-К)
t, °C	Сс	Со	t, °C	Сс	Со
0	-	0,914	900	1,47	1,025
100	0,84	0.922	1000	1,51	1.034
200	0,93	0,935	1100	1,54	1,042
300	1,02	0,950	1200	1,57	1,050
400	1,07	0,964	1300	1,60	1.057
500	1,14	0,979	1400	1,62	1,064
600	1.23	0,992	1500	1,65	1.071
700	1,35	1,004	1600	1,67	1,076
800	1,43	1,009	1700	•	1,082
Для уточнения расходных статей общего те-
плового баланса использованы данные зональных
балансов горна, части противоточного участка с
Wr=Wul и верхней ступени теплообмена. При вы-
числении теплоемкости потоков газа и шихты пер-
вое число в отсутствии дополнительных указаний
отвечает коэффициенту удельной теплоемкости,
второе - расходу газа и материалов.
6.4.2.	Тепловой баланс горна
Является главным зональным балансом до-
менной плавки. Предназначен для вычисления вы-
деляемого у фурм высокотемпературного тепла, его
затраты на нагрев чугуна и шлака, потери через
стенки горна и лещадь.
Количество тепла у фурм складывается из
энтальпии сухого дутья, теплоты неполного горе-
ния углерода кокса и ПГ во влажном дутье и эн-
тальпии поступающего в окислительную зону уг-
лерода кокса.
Теплоемкость и энтальпия сухого дутья
(со = 0,262; гд - 1170°С):
Сд = 1,497(0 + 1,411 -(1 - со) = 1,497 0,262 +
+ 1,411 0,738 = 1,433 кДж/(м3 К);
1д=Сдил=1,433-1081-1170=1812 кДж.
Расход тепла на диссоциацию влаги дутья
(Qh2o= 10800 кДж/м3) за вычетом ее энтальпии, кДж:
QH2o-H2O-(qH2o -Сн2о tn)=
= 0,016 •( 10800-1,775 • 1170)-140.
Полученную величину необходимо разде-
лить на две части пропорционально значениям СфК
и Cs с последующим учетом каждой из них при вы-
числении теплоты горения углерода кокса и ПГ. В
этом случае теплота горения углерода кокса при
степени графитизации 30% (qc = 9990 кДж/кг) со-
ставит
Qc-Сфк- (qc - Q»,o /Сф)=0,255-(9990-140/0,312)=
- 2433 кДж.
Теплота неполного горения углерода ПГ:
qs=l 590 -СН4+6080 С2Н6+10160*С3Н8+14090 С4Н1 о=
=1590-0,966+6080-0,017+10160-0,004 И 40900,002=
=1711 кДж/м3;
Qs—S’ qs - Qh- э -С5/Сф —
-0,104-1711 -140-0,057/0,312=152 кДж.
В отличие от ПГ углерод кокса поступает в
зону горения нагретым до 1200 1300°С. Его ориен-
тировочная температура, теплоемкость в интервале
0 1300°С и энтальпия составляют:
t0 -0,86 tB=0,86• 1465= 1260°С;
сос=Сс-СфК= 1,60-0.255=0,408 кДж/К;
1С=	• to =0,408-1260-514 кДж,
где 0.86 - эмпирический коэффициент пропорцио-
нальности, связывающий нагрев кокса перед нача-
лом горения с нагревом выпускаемых из печи жид-
ких продуктов плавки.
Общее выделение тепла в зоне горения топ-
лива, кДж:
VQc+Qs+Ic= 1812+2433+152+514=4911.
Выше отмечалось, что при совместном выхо-
де чугуна и шлака из канала летки их температура
одинакова. В связи с этим теплоемкость и эталь-
пия жидких продуктов плавки составляют, кДж/К:
(O4=C4-G4=0,83-1,012=0,840;
со1и=Сш-Ш=1,26-0,310=0,391;
1ЧШ=( (О, + <ош )-tB=(0,840+0,391)-1465=1803 кДж.
Здесь Сч = 0,83; Сш = 1,26 - коэффициенты удель-
ной теплоемкости чугуна и шлака при температуре
выпуска.
6.4. ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ
233
Значения теплоемкости и энтальпии продук-
тов доменной плавки приведены в работах [6, с.
124; 7, с. 87].
По статистическим данным потери тепла че-
рез стенку горна и лещадь для доменных печей раз-
личных металлургических регионов равны 2,0-
2,5% от общего выделения Оф. Рассматриваемая
печь имела углеродистые стенки горна с высокой
теплопроводностью и цельноуглеродистую лещадь
с воздушным охлаждением. В этих условиях поте-
ри тепла ниже горизонта фурм Zo можно принять
максимальными (2,5 • (2Ф) или
Zo = 0,025 Оф = 0,025-4911 = 123 кДж.
В таком случае значения энтальпии жидких
продуктов плавки, их теплоемкости в интервале 0 -
1600 °C и температуры составят:
1ЧШ° = U + Zo = 1803 + 123 = 1926 кДж;
t4 = 1чш°/(сом + (0ш ) = 1926/(0,840 + 0,391) = 1565°С.
Изменение нагрева металла и шлака между
горизонтом чугунных леток и нижней границей
зоны горения показано на схеме рис. 6.20. Со схе-
мой согласуются результаты выполненных в 1960-х
годах многих измерений температуры верхнего
шлака, превышавших нагрев нижнего и чугуна на
40-60°С.
Состав горнового газа перед поступлением в
противоточную зону зависит от его выхода и выде-
ления летучих веществ из кокса.
Общее выделение летучих из кокса, м3:
Н2к = 16;
COV= 1,867-Кс 0,75 0е = 1,867-432 0.75 0,0040 - 2;
N2k = Ко Кс-22,4/28 = 432 0,0063 0,80 = 2.
Рис. 6.20. Схема изменения нагрева шихты (1)
и газа (2) в нижней части заплечиков,
окислительной зоне и горне:
ЧЛ - горизонт чугунной детки;
- соответственно температуры шихты
перед поступлением в окислительные зоны, чугуна
и шлака сразу после выхода из них
и на выпуске из печи
Выход горнового газа при условии, что водо-
род кокса Н->к выделяется пропорционально доле
сгорающего у фурм углерода (рк = 0.775), a COV и
N2 покидают твердое топливо перед его поступле-
з
нием в зону горения, м :
Срф = 2O?q + H2Oq = 2-283 + 16 = 582;
Н2ф = р-н2к + H2s + H2Oq = 0,775’16 + 208 + 16 = 236;
Ы2ф = Ы2ф + N2s = 788 + 104-0,009 = 789;
иф - СОФ + Н2ф НЧ2ф = 582 + 236 + 789 = 1607.
Состав горнового газа, %. 36,2 СО; 14,7 Н2;
49,1 N2.
Подобно коксу, металл и шлак поступают в
окислительную зону со средним нагревом 1260°С
(см. рис. 6.20). Здесь под действием высокой тем-
пературы (1900-2100°С) они нагреваются до
1565°С и с таким нагревом покидают окислитель-
ную зону. Поток газа, передав часть тепла жидким
продуктам плавки и израсходовав значительную
его долю на эндотермическое взаимодействие СО,
и Н2О с углеродом кокса, поступает в противоточ-
ную зону с темперагурой 1300°С.
6.4.3.	Частные тепловые балансы
противоточной зоны
Предназначены для углубленного анализа
тепловых процессов на различных горизонтах печи.
Позволяют вычислить среднюю температуру пото-
ков газа и шихты на границах участков и тем уточ-
нить некоторые статьи общего теплового баланса.
Вычисления частных балансов выполнены
для четырех участков выше горизонта фурм с раз-
личной интенсивностью процессов восстановления
и теплообмена. К ним относятся: I - зона прямого
восстановления; II - зона смешанного восстановле-
ния; III - зона восстановления магнетита; IV - верх-
няя ступень теплообмена. В зонах I - III подсчита-
ны затраты высокотемпературного тепла на нагрев
шихты и обеспечение хода химических процессов,
в верхней ступени теплообмена учтен только рас-
ход тепла на нагрев шихты.
Средний нагрев потоков шихты и газа на
верхней границе зон - граничную температуру -
определили по количеству поступающего тепла и
его расходу в пределах зоны. Теплоемкости обоих
потоков на первых трех участках приняли одинако-
выми (Wr^Ww), что существенно облегчило вы-
числение граничной температуры
t = Q/(Wr + W.) = Q/2W,,
где Q - теплосодержание потока газа при выходе из
зоны, кДж
Для более точного определения граничной
температуры в кажущуюся теплоемкость потока
шихты [Wu., кДж/(кг К)] кроме расхода тепла на
химические процессы Охим включили его внешние
потери Z на трех нижних участках высоты печи.
Так как опытных данных по этому вопросу для
анализируемого ai регата не имеется, исходили из
суммарного значения потерь тепла через стенки
печи и с колошниковым газом
Qr ~ Чс’С-п
где qc - теплота неполного горения углерода кокса
во влажном дутье, кДж/кг; С, - расход углерода на
тепловые потребности.
234
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Теплота неполного горения углерода кокса
во влажном дутье, кДж/кг:
q = Q/С. = 2433/0,255 = 9541 -
“с с фк	’
Суммарные потери тепла, кДж:
Q.,=qc’CT=9541 0,81 = 773.
45-50% Qn теряется через стенки печи, ос-
тающееся тепло уносится колошниковым газом. С
учетом принятых ранее потерь тепла через стенки
горна и лещадь Zo - 123 кДж ориентировочные по-
тери в каждом из трех нижних участков составят 80
кДж. Всего теряется через стенки 363 кДж, уносит-
ся колошниковым газом 410 кДж.
Из-за избытка тепла в верхней ступени тепло-
обмена его потери в окружающую среду не учтены.
При составлении частных тепловых балансов
все совершающиеся в доменной печи химические
процессы с выделением или поглощением тепла
распределяют по выбранным температурным уча-
сткам. С учетом результатов исследований домен-
ных печей ММК в 1965—1*^83 гг. зону I приняли
простирающейся от верхней границы фурменных
очагов до изотермы 920-950°С (точное значение
температуры определяется расчетом). Далее допус-
тили, что тепло горновых газов помимо нагрева
шихты расходуется на удаление 50% кислорода
прямого восстановления, включая весь кислород
оксидов грудновосстановимых элементов. Здесь же
под влиянием высокого нагрева заканчивается кок-
сование твердого топлива с повышением степени
графитизации углерода с 0,25 до 0,30 и выделением
соответствующего количества тепла.
В зоне 1 удалено 49 кг О2 или 12% его обще-
го количества. Граничная температура составила
921 °C (табл. 6.7).
В зону II с газовым потоком поступило теп-
ла, кДж
Q’ = Q+ - (QL + Z,) = 4911 - (512 t 80) = 4319.
В ней разлагается известняк, удаляется оста-
ток кислорода прямого восстановления. I лавная
масса кислорода FeO восстанавливается посредст-
вом СО и Н2.
Во II зоне удалено 237 кг О1ч. Средняя темпе-
ратура при выходе из зоны составила 786°С. Она
отвечает нижней температурной границе восста-
новления FeO.
В зоне III посредством СО восстанавливается
весь магнетит (87 кг О.,,). Граничная температура
составила 724°С. Ее значение соответс i вует преде-
лам варьирования нагрева raia при восстановлении
Ре^Од.
В верхней ступени теплообмена тепло расхо-
дуется на нагрев шихты до температуры восстанов-
ления магнетита. Последняя определяет нагрев и
энтальпию колошникового газа:
tK = (1 - m)t"' = 0,226 • 724 = 164 °C;
QK " Wr-tK =-2,500-164 = 410 кДж.
Здесь гп = Wm/W. - коэффициент использования
тепла.
Для анализируемой печи теплоемкость пото-
ка шихты вблизи поверхности засыпи составила
1,934 кДж/K, m ~ 0,774. Из шихты между верхней
границей зоны III и поверхностью засыпи удалено
8% Ош, входивших в состав гематита.
Таблица 6.7
Итоги частных балансов противоточной зоны 1 - IV
Параметр	Горн	I	II	III	IV
Выход газа, м3	1.607	1,678	1,756	1,576	1,756
Удельная теплоем- кость газа, кДж/(м’-К)	-	1,397	1,405	1,414	1.424
Теплоемкость пото- ка газа Wj, кДж/K	-	2,344	2,467	2,483	2,500
То же шихты W	-	2,344	2.467	2,483	1,934
Сумма теплоемко- стей потоков газа и шихты	-	4,688	4,934	4,966	4,434
Поступление тепла, кДж	49U	4319	3877	3597	-
Расход на химиче- ские процессы QXHM, кДж	-	512	362	200	-
Потери тепла Z, кДж	123	80	80	80	-
Граничная темпера- тура, °C	-	921	786	724	-
Удалено О,„, кг	-	49	237	87	33
Расчетные значения tK и Qn характеризуют
работу печи при использовании холодных и сухих
шихтовых материалов. В случае применения горя-
чего агломерата или кокса мокрого тушения вели-
чины обоих параметров будут другими. 11о это не
изменит технических показателей работы агрегата,
которые в первую очередь определяются приходом
и расходом высокотемпературного тепла.
Итоги расчёта зональных тепловых балансов
приведены на рис. 6.21. Для привязки значений
температуры к профилю агрегата использовали
усредненные результаты вертикального зондирова-
ния одной из доменных печей ММК при наличии в
рудной части шихты 50% окатышей и 50% агломе-
рата. Особенностью диа!раммы служит плавное
уменьшение температуры газа на всем пути от
верхней границы окислительных зон до изотермы
724°С. Это вызвано непрерывным ростом теплопо-
требности шихты по мерс движения газа в сторону
колошника. Неодинаковый температурный гради-
ент обязан преимущественному сосредоточению
эндотермических процессов в нижней половине
печи, где на газификацию 1 кг О1П требуется больше
тепла по сравнению с верхней. Главная масса ки-
слорода шихты (80%) удаляется в интервале 920-
730°С, в зоне замедленного теплообмена.
6.4. ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ
235
Рис. 6.21. Изменение температуры потоков шихты
(1) и газа (2) в доменной печи по данным частных
балансов
6.4.4.	Общий тепловой баланс
Приходные статьи этого баланса вычислены
при составлении теплового баланса горна, там же
определена энтальпия жидких продуктов плавки.
Потери тепла через стенки печи и с колошниковым
газом найдены в процессе составления частных
балансов противоточной зоны. Расчет оставшихся
расходных статей приведен ниже. К ним относятся:
затраты тепла на удаление кислорода из трудновос-
становимых оксидов, разложение флюса, восста-
новление оксидов железа, нагрев углерода кокса и
кислорода шихты, адиабатическое расширение по-
тока газа. Расход тепла на прямое восстановление
оксидов вычислен с учетом 30%-й степени графи-
тизации углерода кокса (см. табл. 6.6).
Затрата тепла на восстановление Si, Мп, Р, Ti
и перевод серы в шлак, кДж:
- 22550 Si+4855 Mn+14630 Р +14080 Ti + 4390	=
= 22550 • 0,0065 + 4855 • 0,0017 + 14630 • 0.00069 +
+ 14080-0,00105 + 4390-0,31 -168.
Затрата тепла на разложение известняка
(qH = 1780 кДж/кг):
QH = qH И = 1780-0,003 = 5.
Расход тепла на восстановление железа твер-
дым углеродом, кДж:
Qd = 2680 3,5 • (Od - Озд) = 9380 (0,97-0,011)= 807.
То же посредством Н2 и СО:
QHj =500-3,5О„2 = 1750-0,069 = 121;
Q(о = -236• 3,5[Q2+ - Fep -(Od -О„ + ОнJ] =
= 826(0,286 0,951 - (0,097 - 0,011 + 0,069)J = -97;
Q“o = 210Fep = 210- 0,951 = 200.
Теплота графитизации углерода кокса с 0,25
до 0,30 (q^ = 788 кДж/кг-К), кДж:
Crp =qrp (0,30-0,25)СОК = 788 -0,05 0,329 = -13.
Сумма затрат тепла на восстановление окси-
дов железа за вычетом теплоты графитизации угле-
рода кокса, кДж:
QFe=Qd+QH^Qco-(Qco+Qrp) =
= 807+ 121 + 200-(97+ 13) = 1068.
Затраты тепла на нагрев углерода кокса и ки-
слорода шихты вычислены по данным частных ба-
лансов с использованием коэффициентов удельной
теплоемкости обоих материалов (см табл. 6.6). За
температуру нагрева каждого вещества принят
средний результат из двух граничных значений.
Таблица 6.8
Приход и расход тепла, кДж/кг чугуна
Наименование статьи	кДж	%
Приход		
Энтальпия сухого дутья	1812	36,9
То же углерода кокса	514	10,5
Окисление углерода кокса у фурм	2433	49,5
То же природного газа	152	3,1
Всего	4911	100
Расход		
Энтальпия чугуна	1230	25,0
То же шлака	573	Н,7
Восстановление оксидов железа	1068	21,7
То же других оксидов	168	3,4
Разложение известняка	5	0,1
Нагрев углерода кокса	658	13,4
То же кислорода шихты	330	6,7
Адиабатическое расширение газа	101	2,0
Потери тепла с колошниковым газом	410	8,3
То же в окружающую среду	363	7,4
Невязка баланса	5	
Всего	4911	100
Сумма затрат тепла на нагрев углерода кокса,
сгорающего у фурм и участвующего в прямом вос-
становлении, кДж:
У i = I + i' + Г = 514 + 84 + 60 = 658.
2—^ с с с с
Расход тепла на нагрев кислорода шихты, га-
зифицируемого на участках 1 - III, кДж:
= С + + С = 57 + 206 + 67 = 330.
Затрата тепла на адиабатическое расширение
газа равна разности энтальпий атмосферного воз-
духа и доменного газа при их сжатии соответствен-
но до давления горячего дутья (Pi, ата) и колошни-
кового газа (Р2, ата).
Увеличение энтальпии дутья после его сжатия
с 1 до 3,96 (см. табл. 6.3)
Aiq = 360(Р°286 -1 ) = 360 - (3,96е 1286 -1) = 174,
где 360 коэффициент пропорциональности; 0,286
- показатель адиабаты для воздуха.
То же колошникового газа с 1 до 2,53 ата:
236
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
AiK = 363(Р2°275 -1) = 363  (2,530’275 -1) = 106.
Здесь 363 - коэффициент пропорциональности;
0,275 - показатель адиабаты для доменного газа.
Разность энтальпий дутья и газа, кДж/м3
= 174-106 = 68.
Затрата тепла на расширение газа, кДж
q вд= UA, =1,487 68 = 101,
где U -- 1,478 - средний выход газа между кольце-
з
вым воздухопроводом, горном и колошником, м .
Во внешние потери тепла не вошли потери в
кольцевом воздухопроводе, неподвижных и под-
вижных коленах и в соплах, вследствие которых
фактический нагрев дутья при поступлении в горн
ниже измеренного. Достоверных данных о величи-
не этих потерь в современных условиях работы
печей ММК не имеется (но измерениям 1960-х го-
дов они составили 1-2% энтальпии дутья).
Сводка общего теплового баланса приведена
в табл. 6.8. Его невязка равна 0,1%, что ниже до-
пустимой величины (1,0%) для балансов, состав-
ленных по производственным данным.
Основное количество тепла (56,8%) израсхо-
довано на нагрев чугуна, шлака, углерода кокса и
кислорода шихты. Вторым по затратам тепла явля-
ется восстановление оксидов (25,2%). На третьем
месте находятся потери тепла с колошниковым га-
зом и в окружающую среду (15,7%). Поскольку они
зависят от расхода углерода на тепловые потребно-
сти Ст, последняя величина является связующим
звеном между приходными и расходными статьями
баланса. Расход тепла на адиабатическое расшире-
ние газа (2,0%) сравнительно мал.
Во многих случаях невязка полного теплово-
го баланса для действующей печи значительно
больше приведенной AQ = 5 кДж. Это часто вызы-
вается нечеткой работой коксовых весов. Значение
недовеса или перевеса кокса прямо связано с эн-
тальпией дутья для сжигания углерода Ст, которая
оказывается в недостатке или избытке.
В рассмотренном примере на 1 кг Ст нагретое
дутье вносит тепла, кДж
1Б/Сф= 1812/0,312 = 5808.
Избыток Ст и кокса, кг
АСТ = 1000AQ/5800 = 0,88;
АК = АСГ/СК = 0,86/0,866 = 1.
Разница в I кг является хорошим результатом
работы весовых устройств. На ММК в 1987-1994 п .
неплановую поверку коксовых весов делали, когда
различие между расчетным и действительным рас-
ходами сухого кокса достигало 10-11 кг.
6.4.5.	Показатели использования тепла
Таких показателей три: коэффициент исполь-
зования тепла, коэффициент использования энер-
гии углерода и тепловой эквивален г сгорающет о у
фурм кокса.
Коэффициент использования тепла равен от-
ношению полезно использованной тепловой энер-
гии ко всей выделенной в горне. Его вычисляют по
данным общего теплового баланса.
Полезный расход включает все статьи затра-
ты тепла за исключением потерь с колошниковым
газом и через стенки печи, кДж:
Q^-Q*-Qn = 4911 -773 =4138.
Коэффициент использования тепла, %
К. = 100рпол/рф= 1004138/4911 =84,3.
Тепловой КПД доменной печи существенно
превышает этот показатель для других металлурги-
ческих агрегатов и тепловых электростанций, в
связи с чем по экономичности расходования топли-
ва доменная печь продолжает оставаться вне кон-
куренции. Дальнейшее совершенствование техно-
логии плавки и конструкции печи позволит повы-
сить этот показатель до 86-87%.
Коэффициент использования энергии угле-
рода характеризует долю тепла, выделяемого 1 кг
этого вещества в печи, по отношению к полной
теплоте окисления углерода.
Выделение тепла при неполном горении в
горне и частичном окислении СО кислородом ок-
сидов шихты, кДж/кг
Qc = q +	0 = 9990 + 23580  0,464 = 20930,
где 23580 - теплота превращения СО в СО2.
В рассматриваемых условиях максимальное
значение Дси = 0,566 (п. 6.3), в связи с чем наи-
большая величина Qc - 23346 кДж.
Выделение тепла при полном окислении уг-
лерода, кДж
Qu = 9с + Чео = 9990 + 23580 = 33570 .
Коэффициент использования энергии угле-
рода, %
К, =100- Qc/Qc =100- 20930 /33570 = 62,4.
Максимальное значение Кс= 69,5%, вслед-
ствие чего даже в самых благоприятных условиях
работы доменных печей энергия углерода нс может
быть использована полностью. Часть ее по-
прежнему будет удаляться с колошниковым газом,
который после очистки применяют в качестве топ-
лива в промышленных нагревательных печах.
Тепловой эквивалент сгорающего у фурм
кокса характеризует выделение тепла в горне в рас-
чете на 1 кг. Он зависит от энтальпии сухого дутья,
теплоты неполного горения во влажном дутье и
энтальпии углерода кокса перед поступлением в
окислительную зону. Вычисляется по общему теп-
ловому балансу.
Тепловой эквивалент кокса, кДж/кг
Qk = ск' (Qo ’Qc= 0,866(4911-152)/0,255 = 16160
6.4 ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ
237
Последний показатель учитывает возврат в
доменную печь части тепловой энергии углерода в
виде энтальпии дутья (на отопление воздухонагре-
вателей обычно расходуют 30-35% образуемого в
печи газа).
Тепловой эквивалент кокса следует исполь-
зовать для вычисления экономии кокса Е, получае-
мой, например, в результате сокращения выхода
шлака на ДШ = 30 кг/т чугуна или повышения на-
грева дутья на At t = 100 °C. Так как величина QK в
большей мере зависит от температуры дутья, с ее
увеличением значение этого показателя возрастает,
а Е -- уменьшается. В итоге затраты на новые тех-
нические мероприятия по сокращению расхода
кокса часто растут, а величина его экономии умень-
шается.
В первом случае экономия кокса составит, кг
Е|=1000-ДШ1ип/(Шрк) =
= 1000 30-573//310-16160; = 3,4
Здесь 1000 - количество килограммов в 1 т; -
энтальпия шлака, кДж.
Во втором, кг
Е2 = 1000-Д1д • 1Д/(1Д-QK) =
= 1000 100-1812//1170 16160; = 9,6.
Оба значения экономии кокса соответствуют
опытным данным
Тепловой эквивалент кокса пригоден и для
расчета увеличения расхода твердого топлива в
случае ввода в доменную шихту известняка. При
сохранении выхода шлака рост поступления этого
флюса на 50 кг повысит расход кокса на
E3=q„-AM/QK = 1780-50/16160 = 5,5 кг.
Эта величина согласуется с опытными дан-
ными.
6.4.6.	Температурно-тепловая диаграмма
Итоги тепловых балансов представлены на
рис. 6.22. Здесь обозначено: А - В - потери тепла с
колошниковым газом; В - С - расход тепла на на-
грев шихты и химические процессы; С - D - потери
тепла в окружающую среду и на адиабатическое
расширение газа, Е — F, G - Н - теплосодержание
nyiyaa и шлака ниже окислительных зон и на вы-
пуске; tK, tM - температура газа на колошнике и в
6.5.	РАСЧЕТ СОСТАВА ШИХТЫ
6.5.1.	Особенности расчета
Вычисление состава шихты, чугуна и шлака
необходимо для определения главных технических
показателей работы доменной печи в заданных или
выбранных условиях плавки Как отмечалось выше,
к последним относятся: химический состав компо-
начале зоны восстановления магнетита; t'.t ,t -
температура шихты перед поступлением в фурмен-
ные очаги, чугуна и шпака после выхода из них и
во время выпуска из печи
Так как теплообмен на всём участке от горна
до зоны начала восстановления магнетита завер-
шён, поле теплосодержания газа имеет общую гра-
ницу с полем теплопотребности шихты. Поскольку
при составлении частных балансов потери тепла в
окружающую среду приняты как часть теплопо-
требности шихты, они показаны в правой части
диаграммы.
Теплосодержание, МДж
Рис. 6.22. Температурно-тепловая диаграмма
(обозначения в тексте)
От известной диаграммы П. Рейхарда
(1927 г.) рассматриваемая диаграмма отличается*
-	отсутствием величины теоретической тем-
пературы неполного горения топлива как не имею-
щей значения для характеристики тепловой работы
горна;
-	наличием сведений о температуре шихты,
жидких продуктов плавки выше и ниже окисли-
тельных зон;
-	наличием общей границы между теплосо-
держанием газа и тепло потребностью шихты на
всем протяжении от фурменных очагов до зоны
восстановления магнетита.
Диаграмма согласуется с уточненной схемой
теплообмена.
нентов шихты, расход и состав ДТ и ТК; темпера-
тура, влажность и давление горячего дутья; давле-
ние колошникового газа; температура чугуна и
шлака на выпуске из печи; потеря восстановленно-
го железа со шлаком и скрапом в доменном цехе,
на разливочных машинах и в миксерах сталепла-
вильных цехов. В число главных гехноло! ических
показателей, являющихся функцией условий плав-
ки, входят: состав рудной части шихты и расход
238
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
каждого ее компонента, расходы необожженного
флюса, кокса и дутья, выход шлака, состав и выход
колошникового газа.
Основным в расчете состава шихты является
определение расхода кокса. Отечественные спосо-
бы вычисления затрат этого компонента основаны
преимущественно на общем тепловом балансе и
требуют предварительного выбора одной или не-
скольких конечных характеристик доменного про-
цесса (показателя rd, значений rjco и Г|Нп , темпера-
туры колошникового газа, потерь тепла в окру-
жающую среду и т.п.). Недостатком общего тепло-
вого баланса в принятой форме составления явля-
ется одинаковый учет всех источников поступле-
ния и расхода тепловой энергии, тогда как затрату
тепла в доменной печи определяют только высоко-
температурные процессы. Нельзя признать обосно-
ванным и использование в расчетах конечных ха-
рактеристик плавки, зависящих от расхода кокса и
подлежащих определению лишь после вычисления
его действительной потребности.
Чтобы избежать этих недостатков, ниже опи-
сан способ расчета расхода кокса с применением
метода последовательного приближения. Согласно
ему сначала определяют ориентировочное значение
затраты твердого топлива, а потом по величине и
знаку невязки баланса находят более точное. Общ-
ность многих вычислений с приведенными в п. 6.3,
6.4 позволила сократить пояснительный текст.
В основе расчета лежат аналитические зави-
симости между различными параметрами доменно-
го процесса. При большой сложности аналитиче-
ских решений использованы более простые эмпи-
рические соотношения, учитывающие многолетний
опыт выплавки чугуна в доменных печах. Послед-
нее относится прежде всего к выбору химического
состава чугуна и шлака.
6,5.2.	Условия плавки
Принятые для расчета параметры работы пе-
чи приведены в табл. 6.9.
Состав природного газа, %:
96,6 СН4; 1,7 С2Н6; 0,6 С3Н8; 0,2 С4НР ; 0,9 N2.
ГК содержит 94 % О2 и 6 % N2. Его расход
принят с учетом расхода ПГ.
Химический состав сухой массы кокса, %;
11,8 А°; 0,56 S°; 0,34 Н°; 0,38 О°: 0,80 №.
Состав золы кокса, %:
SiO2	А12О3	СаО	MgO	Fe2O3	TiO2	Р2О5
55,1	24,2	6,0	1,8	10,6	1,4	0,84
Степень графитизации углерода кокса, %: на
колошнике - 25, у фурм - 30.
Ориентировочный расход:
кокса сухого, кг/т чугуна	450,
дутья, мч/т чугуна	1100.
Оба параметра подлежат уточнению в про-
цессе расчета.
Флюсующий известняк содержит, %: 52.0
СаО; 3,5 MgO; 1,7 SiO2; 42,7 1ШП.
Расчет шихты предназначен для получения
конверторного чугуна по ГОСТ 805-80 с содержа-
нием серы не более 0,020%.
Таблица 6.9
Параметры работы доменной печи
Наименование и единицы измерения	Символ	Значение
Расход, м3 /т чугуна: природного газа	S	100
технологического кислорода	ТК	100
Дутье: температура, °C		1250
влажность, г/м3	<Р	И
давление, ати	Р1	3.0
Давление колошникового газа, ати	Р2	1,5
Потери восстановленного желе- за, кг/т чугуна	Fen	12
Температура чугуна и шлака на выпуске, °C *		1480
* Подлежит уточнению после вычисления характе-
ристик шлака.
6.5.3.	Химический состав чугуна
Во многом зависит от состава рудной части
шихты, основности шлака и температуры горна
доменной печи.
Рудная часть шихты (табл. 6.10) включает три
компонента: агломерат А (45% массы рудных мате-
риалов), офлюсованные окатыши 0-1 (40%) и неоф-
люсованные 0 2 (15%). Таблица содержит сведения
о количестве серы, оксидов железа, марганца и фос-
фора. Этих данных достаточно, чтобы установить
марку и приблизительный состав чугуна.
Таблица 6.10
Химический состав рудных материалов, %
	Fe	FeO	SiO2	А12О}	СаО	MgO	МпО	p2o5	S
А	53.3	15,3	7,9	3.9	8.7	2,2	0.13	0,09	0,048
0 -1	63,2	1.3	4,3	1,2	3.9	0,4	0,09	0,07	0,050
0-2	65,2	1,1	6,0	0,4	0,2	0,4	0.20	0,05	0,004
Сред- нее	59.9	7,0	6,2	2,3	5,5	1,2	0,12	0.08	0,048
Иа получение 1 т товарного чугуна обычно
тратят 948-955 кг железа рудных материалов Fer.
Приняв среднее значение последней величины (952
кг), получим ориентировочный расход сырья, кг:
Gp = Fep/Fep6ui = 100-952/59,9 = 1589.
Значение Gp подлежит уточнению после
выбора состава чугуна.
Поступает серы с шихтой, кг:
Sm = 10(GpS 4 К  S") = 10(1,589- 0.0484 0,450- 0.56) = 3,3
6.5. РАСЧЕТ СОСТАВА ШИХТЫ
239
Поступает с шихтой оксидов и элементов, кг:
МпОщ = 10G МпО = 10 1,589- 0,12 = 1,9;
Мпы =0,755 1,9 =1,5;
Р205ш=10(0р-Р205 +КА°-Р205к) =
10(1,589 • 0,08 + 0,450 • 0,118 0,84) = 1,6;
=0,437-1,6 = 0,7.
Руды отдельных месторождений содержат
заметное количество оксидов титана, ванадия, хро-
ма и других элементов. Их следует учитывать в
составе рудных материалов, если содержание эле-
мента в чугуне достигает 0.1 % и более.
Рис. 6.23. Зависимость содержания кремния
в чу1 уне от показателя основности шлака
Bi = CaO/SiO2
Фосфор в малофосфористый чугун перехо-
дит полностью, марганец на 60 -70%, а восстанов-
ление кремния зависит от температуры горна и по-
казателя основности шлака Bt = CaO/SiO2 (рис.
6 23). Для интервала значений В, = 1,0-1,3 количе-
ство кремния в чугуне отвечает уравнению
[Si] = 0,97-2,3(В( - 1).
В случае В( - 1,12 содержание кремния будет
равно 0,70%, ему в маломарганцовистом чугуне
обычно соответствует 4,6% С
Расчетные и опытные данные позволяют
принять следующий состав чугуна, %:
Si	Мп Р S	С	' Fe
0,7	0,1	0,07	0,020	4,6	94,2
Количество железа вычислено по разности
между 100% и суммой всех других элементов,
включая 0.3% примесей чугуна (Ti, Cr, V и др.), не
показанных химическим анализом рудных мате-
риалов.
Действительный расход рудных материалов
зависит о г содержания потерь железа Fen после
выхода металла из горна.
Приход железа с коксом FeK, кг:
FeK=0,7 K-Ac Fe2O; =0,7 0,450-11,8 10,6 = 4,
где 0,7 - доля Fe в Ье2О3, кг/кг.
Приход железа с рудной частью шихты, кг:
Fep + Геч + Fen — FeK = 942 +12 — 4 = 950.
Действительный расход рудной сыпи, т/т чу-
гуна:
Gp = Fep/Feo6lll = 950/59,9 = 1,586.
Из-за малого отличия последней величины от
ориентировочной (1,589) принятый состав чугуна
не меняем.
6.5.4.	Состав и свойства шлака
Обусловлены составом пустой породы руд-
ных материалов и минеральной части кокса, расхо-
дом флюса, степенью восстановления кремния и
марганца.
Поступает в печь с шихтой, кг:
А1 О, = 10 • [G  ALO, + К • Ас • АКО/] =
10 • [1,5 86 • 2,3 + 0,450 • 0,118 • 24,2] = 48;
СаО = 10 • [Gp  СаО + К  Лс • СаОк ] =
10-[1,586 -5,5 + 0,450 -0,118 -6,0] = 90;
MgO = 10-[Gp MgO t-K -Ас •MgOl<] =
10 • [1,586 • 1,2 + 0,450 -0,118- 1,8] = 20.
Поступает в печь с шихтой SiO2, переходит в
шлак (SiO2), кг:
SiO2uj=10 [Gp SiO2+K-Ac-SiO2‘] =
10 • [1,586 8,2 + 0,450 • 0,118 • 55,11] = 128;
(SiO2) = SiO21u - 2,14 • [Si] = 128 - 2,14 • 7 = 103.
Здесь 2,14 - отношение массы SiO2 к Si.
Останется в шлаке, кг:
МпО = МпОш -1,29[Мп] = 1,90 -1,29 • 1 = 0,6,
где 1,29 - отношение молекулярной массы МпО к
Мп;
(S) = SU(-[S] = 3,3-0,2 = 3,1.
Содержание FeO в шлаке зависит от темпера-
туры и основности шлака. Согласно опытным дан-
ным при В2 = 1,30 -1,34 в шлаке содержится 0,3%
FeO или 1 кг при выходе шлака 300 кг/т чугуна.
Масса шлакообразующих компонентов и их
содержание в расплаве без загрузки в доменную
печь известняка:
СаО	MgO	А120з	SiO2	МпО	(S)	FeO	Игого
кг	90	20	48	113	0,6	3,1	1,0	275,7
%	32,6	7,2	17,5	41,1	0,2	1,1	0,3	100
Показатель основности расплава В)
CaO/SiO2 - 0,79 мал для хорошею обессеривания
чугуна. Учитывая повышенное количество А12О3
(17,5%), значение показателя Bj добавкой в шихту
известняка необходимо увеличить до 1,12 1,14.
Флюсующая способность известняка, %;
Ф = СаОи - В SiO2H = 52,0 -1,12-1/7 = 50,1.
Требуется СаО в шлаке, кг:
В]-SiO2 = 1,12-113 = 1?7
240
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Вносится с шихтой 90 кг. Для покрытия де-
фицита СаО в количестве 37 кг требуется известня-
ка, кг:
И - 37/(100*0) = 37/(100*50,1) = 74.
Известняк вносит в печь, кг:
СаО = И  СаОи/100 = 74  0,520 = 38;
SiO2H = И-SiO,/100 = 74 0.017 = 1;
MgO„ = И  MgO11 /100 = 74 • 0,035 = 2.
Состав шлака после ввода известняка будет
следующим*
СаО	MgO	А12О3	SiO2	МпО	S	FeO	Итого
кг	128	22	48	114	0,6	3,1	1,0	316,7
%	40,5	6,9	15,2	35,9	0,2	0,98	0,3	100
Показатели основности шлака: Bi = 1,13;
В2= 1,32.
Шлак должен обладать двумя свойствами:
иметь невысокую темпера гуру хорошей текучести
и достаточную обессеривающую способность.
Температура хорошей текучести шлака, вы-
численная по данным справочника [6, с. 90-92], °C:
=1480 + 4,6(А12О3 -6)4-8(10- MgO) -
-150(В, -1) -16MnO - 8FeO =
= 1480+4,6-9,2+8-3,1-1500,13-16*0,2-8*0,3 = 1527.
Уравнение справедливо при изменении со-
става шлака в следующих пределах, %:
А12О3 MgO В! МпО FeO
6-18	5-10 1,0-1,2 0-3	0-1
Значение tXT близко к вычисленному для до-
менных печей ММК в 1955-1984 гг. (рис. 6.24).
Оно сравнительно мало превышает принятую тем-
пературу nyiyna и шлака на выпуске (1480°С), по-
этому последнюю не меняем.
1450	1----1-----1------1-----1------1----1—
1956	1964	1972	1980
Рис. 6.24. Изменение температуры хорошей
текучести шлака
доменных печей ММК в 1955- 1983 гг.
Коэффициент распределения серы
Ц = (S)/[S] = 0,98/0,020 = 49.
Температура шлака и значение показателей
его основности Вь В? обеспечивают достижение
этой величины Ls.
6.5.5.	Поступление кислорода шихты,
водорода и углерода
Вычисление этих величин проводится по-
добно описанному в п. 6.3.
С рудными материалами поступает двух- и
трехвалентного железа руды, кг/т руды:
Fe31 =0,778 FeO = 0,778 70 = 55;
Fe’* = FeWhU1 - Fe2* = 599 - 55 = 544.
Средняя степень окисления железа, кг О/ кг Fe:
П = (0,286 • Fe2* + 0,429 • Fe’* )Feo61u =
= (0,286-55 + 0,429-5447/599 = 0,416.
Поступает кислорода с оксидами железа, кг:
OFe = Q • Fep = 0,416 * 950 = 395.
Поступает кислорода с трудновосстанови-
мыми элементами, кг:
Оэ = 1,14-Si+ 0,29* Мп+ 1,29-Р + 0,58ш =
1,14 • 7,0 + 0,29 • 1,0 +1,29 • 0,7 + 0,5 • 3,1 = 10.
Суммарный приход кислорода с шихтой, кг:
Ош=ОНе + 0.^-395 + 10 -405-
Средняя степень окисления переходящих в
чугун элементов, кг О/ кг Э:
По = Ош/(1000 - Сч) = 405/954 = 0,424.
Приход водорода с коксом, м3:
Н2к = К • Н° 22,4/2 = 450 - 0,37 • 22,4/2 = 17.
Содержание Н2 в ПГ, м3/м3:
Hs2 = 2СН4 + 2С?Н6 + 4C3Hg + 5С41110 =
2 • 0,966 + 3 • 0,017 + 4  0,006 + 5  0,002 = 2,02.
Приход водорода с ПГ, м3:
Hs2 = SHS2 = 100 -2,02 -202.
Влажность дугья по объему, м3 Н2О/м3 сухо-
го дутья:
<р = #>7(0,804  1000) = 11/804 = 0.0137.
Ориентировочный приход Н2 с влагой дутья, м3:
H2q = #>-1Г = 0,0137-1100 = 15.
Общее поступление Н2 , м3:
Н° = H2k + H2s + Н2q = 17 + 202 +15 = 234
Значения Н2к и Н2д подлежат уточнению
после определения действительных величин расхо-
да кокса и дутья.
Действительное содержание в коксе мине-
ральных примесей А °, летучих Vе и углерода Ск,
кг/кг:
А> Ас • (1 - 0,3- Fe,O3*) -- 0,118 (1 - 0,3 • 0,106) - 0,1 Ц
Vе = Нс + 0е 4- Nc = (0,34 + 0,38 + 0,80)/100 = 0,0162,
Q = 1 - (А‘ + Vе + S°) = 1 - (0,114+ 0,0162+0,0053 = 0,864.
6.5. РАСЧЕТ СОСТАВА ШИХТЫ
241
Ориентировочный расход газифицируемого
углерода кокса, кг:
Сок=КСк-[Сч] = 450 0,864-46 = 343.
Содержание углерода в ПГ, кг/м3:
С = 0,536СЦ+l,07QH6 + l,61ClH8-f 2,14С4Н,0 =
= 0,536 0,968 + 1,07-0,017 +
+1,61 0,006 + 2,14  0,002 = 0,547
Поступает углерода с ПГ, кг:
Cs =s-Cs =100-0,547 = 55.
Общее поступление газифицируемого угле-
рода, кг:
Со =С0К+CS =343 + 55 = 398.
Значения Сок и Со подлежат уточнению после
определения действительного расхода кокса.
6.5.6.	Показатели восстановления
Затраты газифицируемого углерода на вос-
становление и тепловые потребности, кг:
Св - 0,75 • Ош = 0,75 • 405 = 304;
СТ=С С? = 398-304 = 94.
Степень приближения расчетной плавки к
идеальной по расходу углерода и водорода:
А = 0,75 • О ,/С0 = 0,75 • 405/998 = 0,763;
А' = 0,75  О,и /(Св + 0,536 • Щ) =
= 0,75 • 405 /f305 + 0,536 • 234) = 0,708
Показатели восстановпения оксидов шихты и
использования химической энергии колошникового
газа:
RCO=1,333Q0[1 + ^(1-A)1 =
= 1,333 0,424 - /1 + 0,20fl - 0,763)/ = 0,592;
Псо= A-RCUI =0,763-0,592 = 0,452;
Пн =1-1,333£Ц1+$-А')] =
= 1-1,333 0,424/1 + 0,20f 1 ~ 0,708)/ = 0,4°2.
=0,714-ЩПн2/Ош =
= 0,714 • 234  0,402 / 405 = 0,167;
R, = Rco + R4 = 0,592 + 0,167 = 0,759;
Rfl-1-R(=1-0,759=0,241.
Максимальное значение ттЛ, отвечающее
IVV
условиям идеальной плавки:
П,о = 1.333 По =1,333 0,424 = 0,565.
Масса кислорода шихты, удаляемого посред-
ством СО, Н; и твердого углерода, кг:
Осо =ОШ- Rco “405 -0,592 = 240;
Он2 -Ош RH? =405 -0,167=68;
Od = OwRd =405-0,241 = 97.
6.5.7.	Тепловой баланс
Предназначен для вычисления действитель-
ного расхода кокса путем сопоставления расходных
и приходных статей
Расходные статьи баланса: энтальпия чугуна
и шлака; затраты тепла на восстановление оксидов
железа и других элементов; адиабатическое расши-
рение газа; потери тепла с колошниковым газом,
охлаждающей водой и через стенки печи, нагрев
углерода кокса и кислорода шихты; разложение
известняка. Часть статей имеет действительное зна-
чение, другая - ориентировочное.
Приходные статьи: энтальпия дутья; теплота
окисления углерода кокса; теплота окисления ПГ;
энтальпия углерода кокса Почти все статьи имеют
ориентировочное значение.
Энтальпия чугуна, кДж:
1Ч = Сч  G4 -1„ = 0,83  1,002 1480 = 1243.
Энтальпия шлака, кДж:
1Ш =СШ -Ш-t, = 1,26-0,317-1480 = 591.
Разложение известняка (q„ = 1780 кДж/кг),
кДж:
QH =И-Чи =0,074-1780 = 132.
Восстановление примесей чугуна, кДж:
Qn = 22550 • Si + 4855 Мп +14630 • Р + 4320 Бшл =
= 22550 • 0,007 + 4855 • 0,001 +
+14630 • 0,0031 + 4320  0,0007 = 186.
Восстановление оксидов железа за вычетом
теплоты графитизации углерода кокса, кДж:
QFe = 1068 405/406 = 1065.
Адиабатическое расширение газа, кДж:
Q<4=ioi.
Нагрев кислорода шихты, кДж:
£io = 330 405/406 = 329.
Три последние статьи соответствуют общему
тепловому балансу п.6. 4 ввиду близости значений
Ош и давления колошникового газа.
Сгорает углерода у фурм общего и кокса, кг:
Сф = Со - 0,75 Оа = 398 - 0,75 - 97 = 325.
Сфх = Сф - Cs = 325 - 55 = 270.
Температура и энтальпия углерода кокса пе-
ред поступлением в окислительную зону:
t'o = 0,86 tB= 0,86-148 = 1273 °C;
lc = Сс  Сфк • t' = 1,59 • 0,270 • 1273 = 546 кДж.
Расход тепла на нагрев углерода кокса, кДж:
У i_ = I +i' +Г = 546 + 84 +60 = 690.
"	С V С
242
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Величины i' и i" заимствованы из теплово-
го баланса п. 6.4.
Сгорающий у фурм углерод окисляется ки-
слородом ТК и атмосферного воздуха, расход кото-
рых следует определить. Заданное потребление ТК
(100 м3) отвечает всасывающей камере воздуходув-
ной машины, до горна доменной печи его доходит
меньше в связи с потерями при наполнении возду-
хонагревателей и через неплотности арматуры тру-
бопроводов.
При условии 8%-ных потерь кислород и во-
дяной пар ТК окисляют углерода, кг:
С; =0,92 100(2w f (fi -1,867 =
= 92/2 0.94+ 0.0137,1/1,867 = 93.
Расход атмосферного дутья, м3:
U" = 1,867-(Сф-CJ)/(2a> + ^>) =
= 1,867-232/(2-0,21+0,0137; = 998
Суммарный расход дутья, м3:
U =ите+U =92 + 998 = 1090.
А	11 л	А
Состав и энтальпия сухого дутья:
о2л =	• ш + и> = 92 • 0,94 + 998 0.21 = 296 м3;
N2« = и« - О;« =1 °90 - 296 = 794 м3;
м3/м’: О2д = 0,272; N2 = 0,128.
1„ = С„ • ид • 1д = 1,446 • 1090 • 1250 = 1970 кДж.
Здесь Со - 1,446 - теплоемкость дутья в интервале
0-1250°С, кДж/(м3 -К).
Теплота диссоциации водяного пара дутья за
вычетом его энтальпии (СНг0 = 10800 кДж/м3),
кДж-
Qh2o == ‘ Цп ' (Чн2о “ Сц2о ’ ^ ) =
= 0,0137 • 1,090<10800 -1,790 • 1250J = 128.
Теплота неполного горения углерода кокса
во влажном дутье, кДж:
Qc ~ Яс -сфк Qh2o * Скф/Сф ~
= 9990 • 0,270 -128 • 0,270 / 0,325 = 2591.
Теплота неполного горения ПГ в сухом и
влажном дутье:
q, = 1590 СН4 +6080 ОД +10160 ОД +14090 С4Н!0 =
= 1590-0,9664 6080-0,017 +
+ 10160-0,006 + 14090-0,002 = 1731 кДж/м3;
Qs = s-4s-QH2Ocs/c* =
= 0,100 1731 -128 -0,055/0,325 = 151 кДж
Общее выделение тепла у фурм, кДж:
Q* = Г, + Qc + Qs + Ic = 1970+2591 +151 + 546 = 525 8.
Потери тепла с колошниковым газом и в ок-
ружающую среду, кДж:
Qn = Яс • Ст = Q,  Ст/Сфк =2591- 0,094/0,270 = 902.
Общий расход тепла, кДж:
Q = 14 + ,«,+Qi+Q„+QF.+Q„ + Si»+Zi«+Q» =
= 1243 + 586 + 131 + 196 + 1065 +
+101 + 329 + 690 + 902 = 5238.
Превышение прихода тепла над расходом,
кДж:
AQ = Q* - Q = 5258 - 5238 = 20.
Указанное превышение обязано избытку уг-
лерода Ст и кокса. Теплота неполного горения этого
углерода полностью теряется с колошниковым га-
зом, полезно используется только энтальпия дутья.
На 1 кг Ст нагретое дутье вносит тепла, кДж.
1Я/СА =1970/0,325 = 6062.
Избыток Ст, кг:
ДСТ =1000 AQ/6062 = 3,3.
Корректировке подлежат значения показате-
лей, прямо или косвенно связанные с расходом га-
зифицируемого углерода: Со, Ст, Сок, Сфк, Сф, Uq, Iq,
Qc, 1с, Qn и .
Действительные величины перечисленных
показателей:
С'о = Со - ДСТ = 398 - 3 = 395 кг;
С; = СТ - ДСТ =94-3 =91 кг;
Сок = СОк - ДСТ = 343 - 3 = 340 кг;
С;=Сф-ДС7 =325-3 = 322 кг;
с;к = сфк-дст = 270-3 = 267 кг;
и'д = Ua Сф/Сф = 1090-322/325 = 1080 м3;
Гд = с« С - 1,446 1080-1250 = 1952 кДж:
Q: = Q. С^/С.. =2591 267/270 = 2562 кДж;
1' = 1.= 546 267/270 = 540 кДж;
Qn = Q„ с;/С, = 902  96/ 94 = 873 кДж;
Е*: =Ё‘. С^/Сф, =690-267/270= 682 кДж.
Уточненный тепловой баланс приведен в
табл. 6.11. Его невязка (0,1%) меньше допустимой.
Описанный выше первый шаг приближения
расчетного расхода кокса к действительному до-
пускал применение части данных предыдущего
баланса.
Вторым шагом приближения является по-
строение частных тепловых балансов для уточне-
ния значений Zi0.2AHQFe.
6.5. РАСЧЕТ СОСТАВА ШИХТЫ
243
Таблица 6,11
Тепловой баланс, кДж/кг чугуна
Наименование статьи	кДж
Приход	
Энтальпия сухого дутья	1951
То же углерода кокса	540
Окисление углерода кокса у фурм	2562
То же природного газа	151
Всего	5204
Расход	
Энтальпия чугуна	1243
То же шлака	591
Восстановление оксидов железа	1065
То же других оксидов	186
Разложение известняка	131
Наг рев углерода кокса	682
То же кислорода шихты	329
Адиабатическое расширение газа	101
Потери тепла с колошниковым газом и через стенки печи	873
Невязка баланса	3
Всего	5204
6.5.8.	Материальный баланс
Составляется для проверки правильности
расчета состава шихты.
Действительный расход кокса, кг:
К = (С'ф1с + Cd + Сч)/Ск = (267 + 13 + 46)/ 0,864 = 447
Плотность и масса дутья:
yg = 1,428-со+1,250 (1-0)) =
= 1,428 • 0.272 + 1,250 0,728 = 1,293 кг/м3 ;
Мд = у Нд = 1,293-1080 = 1396 кг.
Плотность и масса ПГ:
ys = 0,714-СН4 + 1,34-С2Н6 +l,96C,Hg +
+2,58 • С4Н10+ 1,25-N2 =
= 0,714-0 968 + 1,34-0,017 + 1,96 0.006 +
+2,58 - 0,002 +1,25 • 0,009 - 0,728 кг/м3.
Ms =y-U8 =0,728 100 = 73 кг.
Из известняка выделяется СО2, кг:
СО2и = И • ППП = 74  0,427 = 32.
Масса летучих кокса, кг:
Mv=K-Voc =447-0,0152 = 7-
В колошниковый газ переходит масса сле-
дующих веществ: дутья, ПГ, кислорода шихты,
газифицируемого углерода кокса, СО2 известняка и
летучих кокса.
Масса колошникового газа, кг:
мкг = мл + м, + оЦ1 + сок + со2и+м, =
= 1396 + 73 + 405 + 320 + 32 + 7 = 2253
Сводка материального баланса представлена
в табл. 6.12 Его относительная невязка (0,2%) ниже
допустимой величины.
Таблица 6.12
Материальный баланс, кг/т чугуна
Задано в печь		Получено	
Рудных материалов	1586	Чугуна	1012
Кокса сухого	447	Шлака	317
Природного газа	73	Колошникового газа	2253
Известняка	74	Невязка баланса	-6
Дутья	1396		
Всего	3576	Всего	3576
Ориентировочный расход кокса мало отлича-
ется от действительного (450 против 447 кг), по-
этому корректировки величин A, Rco и Т|со не Де-
лаем. Не корректируем и приход Н2 с дутьем и кок-
сом, в связи с чем значение т|н =0,402 остается
прежним.
В колошниковый газ переходит, м3:
СО + СО2 = 1,867(СО + Cv) + 22,4СО2и / 44 =
= 1,867(395 + 1; + 22,4 • 32 / 44 = 755;
Н2 + Н2О = 234;
N2 =N2iJ + N. +N2 = и; (1 -(B)+s-	+ К'• №  22,4/28=
= 1080- 0,728 +100- 0,009 = 447 • 0,008- 0,8 = 790
Выход и состав влажного газа:
м3: (СО+ СО.)+(Н, + Н2О)+ N2 = 755+234+ 790= 1779
%. 19,2 СО2; 23,2 СО; 5,3 Н2О; 7,9 Н2; 44,4 N2.
Расход кокса в настоящем расчете выше пре-
дыдущего в п. 6.4 (447 против 432 кг) в основном
из-за увеличения расхода известняка и температу-
ры жидких продуктов плавки (1480 и 1465 °C).
6.6.	СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ
РАСХОДА КОКСА
6.6.1.	Минимальная затрата
твердого топлива
Рассмотренная ранее [ч.2, п 2 3] величина за-
траты газифицируемого углерода на восстановле-
ние оксидов CR отвечает наименьшему теоретиче-
ски возможному расходу этого материала на полу-
чение 1 т чугуна. Она включает весь углерод пря-
мого восстановления Cd и большую часть сгораю-
щего у фурм углерода Сф. Причем наименьшему
расходу углерода соответствует и наименьший вы-
ход газообразных продуктов восстановления,
1000 м3/т чугуна: UB = 1,4-Ош, где 1,4 = 22,4/16 -
отношение молярного объема СО и СО? к атомной
массе кислорода восстанавливаемых элементов.
244
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Так как молекулы СО и Н2О содержат одина-
ковое количество кислорода, применение углево-
дородов в качестве ДТ снижает расход углерода на
химические потребности и увеличивает выход га-
зообразных продуктов восстановления на величину
неиспользуемого в печи водорода:
CB=0,75O„(l-RH2y,
ив=1,4Ош+Н“(1-Лнг).	(6.4)
Равенство (6.4) служит основой для опреде-
ления минимального расхода кокса (МРК) в домен-
ной печи
МММ= [0,75 - Ош (1 - R Hj) + С , ]/Ск. (6 5)
При выплавке предельного чугуна приведен-
ного выше состава (п. 6.5) на коксе с 86% С в усло-
виях совместного использования агломерата и ока-
тышей (Ош “ 405 кг) значение МРК равно, кг/т чу-
гуна:
RHj,%	5	10	15	20
ММК 389	372	353	336
На МРК в 1950-1954 и 1985-1989 гг. водород
удалял соответственно 5-6 и 17-19% кислорода
ВЭ, в связи с чем значение МРК для принятой ве-
личины Ош равнялась 387 и 343 кг. Действительный
расход кокса в обоих периодах был много больше
минимального, фактическое значение Т)сп не дос-
тигало предельного (0,565). Из-за малой величины
отношения Лн2/(1 + Лео) ’ не превышающей 0,30,
замещение части твердого углерода водородом
увеличивает UB.
Для определения действительной величины
МРК в Японии в 1981 г. на печи №3 объемом
3223 м3 металлургического комбината фирмы Нип-
пон Кокан в г. Фукуяме провели эксперимент про-
должительностью 1 месяц с максимальным улуч-
шением условий плавки [8]. Печь была оборудова-
на лотковым засыпным устройством с 10 угловыми
станциями, позволившими в период опытов полу-
чать почти равномерное распределение СО2 по ра-
диусу колошника. Температуру дутья повысили до
1353°C, влажность дутья и содержание в нем О2
составили 6 г/м3 и 21%. Выход шлака уменьшили
до 274 кг, снизили и температуру жидких продук-
тов плавки, в результате чего содержание кремния
в чугуне уменьшилось до 0,27%, а количество серы
возросло до 0,045%. Интенсивность плавки
(2,37 т/м^сут) была невысокой, отвечающей мини-
мальному расходу топлива, вынос колошниковой
пыли составил 7 кг/т чугуна. Содержание офлюсо-
ванного агломерата в рудной части шихты повыси-
ли до 97%, а количество FeO в агломерате умень-
шили до 4,6%.
В опыте получили рекордно низкий расход
кокса: 354 кг с добавлением в качестве ДТ 42 кг ка-
менноугольной смолы, всего 396 кг. Степень при-
ближения опытной плавки к идеальной по расходу
газифицируемого углерода достигла 96%, критерий
Дсо - 0,549 был близок к максимальному. Высокое
отношение водяных эквивалентов шихты и газа
(Wu/Wr = 0,915) уменьшило нагрев газов в верхней
части печи, вследствие чего восстановление основ-
ной массы оксидов переместилось в нижнюю поло-
вину противоточной зоны. Температура колошнико-
вых газов снизилась до 73°C, в газоотводах и пыле-
уловителе конденсировался водяной пар.
Заметно возросла вязкость шлака [(СаО +
MgO)/SiO2 - 1,28; %: 7,3 MgO; 14,0 А12О3; 1,1 S],
количество в нем FeO увеличилось до 0,64%.
Большое содержание серы в металле вызвало наре-
кание сталеплавильщиков.
Дополнительные затраты на улучшение ус-
ловий плавки превысили достигнутую экономию
по уменьшению расхода кокса, поэтому получен-
ные результаты не стали повседневной нормой ра-
боты рассмотренной печи. Для большинства других
чугуноплавильных агрегатов практический предел
сокращения расхода кокса равен 400 кг/т чугуна.
6.6.2.	Нагрев дутья
В чисто коксовой плавке доменная печь име-
ет три источника поступления высокотемператур-
ного тепла: энтальпию углерода кокса 1с, теплоту
его неполного горения во влажном дутье Qc и эн-
тальпию сухого дутья 1л. Первые два источника не
зависят от температуры дутья, последний имеет с
ней прямую связь.
Ниже показано изменение теплового значе-
ния сгорающего у фурм углерода кокса при
различной температуре дутья, кДж/кг С:
(V =1 +Q + 1 .
ф с с q
Горение осуществляется в токе атмосферного
воздуха с содержанием влаги 8 г/м3 (Уд = 4,34 м3/кг
С, 1^ = 1270 °C):
tq. °C	0	200	400	600	800	1000	1200
1с	0	1135	2309	3530	4730	6110	7470
ic ‘ Q<	11540	11555	11570	11585	11600	11615	11630
ХФ	11540	12690	13875	15115	16330	17725	19100
Oc+QJ/q;	1,00	0.910	0,834	0.766	0,710	0,655	0,609
Тепло всех источников передается горновому
газу и используется в печи с одинаковой эффектив-
ностью, равной коэффициенту использования тепла
Кт (п. 6.4).
Первые 200°С повышения ta снизили отно-
шение (Ic + Qc)' q о на 9%, последние - только на
7%. Доля энтальпии дутья в общем поступлении
тепла выросла с 0 до 39,1%. доля энтальпии угле-
рода кокса сократилась с 17,0 до 10,6%.
Уменьшение экономии углерода кокса по
мере увеличения нагрева дутья проявляется и в до-
менных печах, но здесь величина этой экономии
много ниже, так как ее принято относить ко всему
6.6. СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ РАСХОДА КОКСА
245
нагружаемому углероду, включая расходуемый на
прямое восстановление оксидов шихты и растворе-
ние в чугуне. В связи с уменьшением доли сго-
рающего у фурм углерода р = Сф/С0 по мере сни-
жения расхода кокса действительная экономия
твердого топлива при повышении нагрева дутья
снижается быстрее расчетной.
В табл. 6.13 приведены обобщенные величи-
ны экономии кокса в интервале температур
0-1400°С. Для нагрева дутья в интервале 100
1150°С использованы опытные данные по домен-
ным печам различных металлургических регионов, в
интервалах 0-100 и 1150-1400°С значения Е вычис-
лены экстраполяцией найденной закономерности.
Теоретического предела экономии кокса при
повышении нагрева дутья не существует, всегда
будет рациональным возвращать в доменную печь
в виде тепла часть энергии углерода, теряемой с
колошниковым газом. На практике нагрев дутья
часто ограничен несовершенством конструкции
воздухонагревателей, недостаточным качеством
огнеупорных изделий, нарушениями правил экс-
плуатации воздухонагревателей, недостаточной
суммарной поверхностью нагрева, малой произво-
дительностью газовых горелок и многими другими
причинами
В январе 1973 года на одной из печей ММК
объемом 1370 м3 после 20-летней эксплуатации
разрушились кожухи двух воздухонагревателей (из
трех), чему способствовали неблагоприятные по-
годные условия: низкая температура воздуха (ми-
нус 32 -35°С) и сильный ветер со стороны, не за-
щищенной помещением газовых горелок [9].
Таблица 6.13
Влияние нагрева дутья на экономию кокса
t °C	Е, %	t °C	Е, % 1	t °C	Е, %
0-100	6,8	500 600	3,9	1000-1100	2,3
100-200	6,1	600-700	3,5	1100-1200	2,1
200-300	5,5	700-800	3,1	1200-1300	2,0
300-400	4,9	800-900	2,8	1300-1400	1,9
400-500	4,4	900-1000	2,5		-
Ввиду неудовлетворительного состояния ко-
жуха третьего аппарата решили вс? воздухонагре-
ватели полностью реконструировать с увеличением
общей поверхности нагрева с 63,9 до 73,7 тыс. м2.
Наименьшие потери в выплавке чугуна и расхода
кокса обеспечивались только при одновременной
реконструкции двух воздухонагревателей, когда
печь будет работать на холодном дутье, обогащен-
ном кислородом Содержание последнего для дос-
тижения хорошего нагрева чугуна и шлака должна
составлять 30%.
Результаты работы печи приведены в
табл. 6.14. Период I характеризует доменную плав-
ку до аварии, 2 - на холодном дутье, 3 и 4 - при
использовании двух и трех реконструированных
воздухонагревателей. Температура дутья 80°С обя-
зана нагреву воздуха при его сжатии воздуходув-
ной машиной. Шихта включала окатыши, агломе-
рат, железную руду (0,2-6,9%) и известняк, по-
следние два компонента применялись для регули-
рования основности шлака.
Таблица 6.14
Показатели работы на горячем и холодном дутье
(периоды 1 -4)
Период	1	2	3	4
Суток работы	27	95	34	38
Производительность, т/сут	2710	2212	2699	2901
Сожжено кокса сухого, т/сут	1299	1593	1481	1374
Рудная сыпь, %: окатыши	29,0	24,8	26,2	34,6
агломерат	64,1	74,9	73,6	68.8
Расход материалов, кг/т чу- 1уна: кокса сухого	480	720	549	473
известняка	35	10	15	12
Расход природного газа, м3/т чугуна	67	-	41	68
Дутье: Температура, °C	1050	80	754	1110
Давление избыточное, ати	2,52	2,06	2,43	2,50
Влажность, г/м3	12,6	15.7	19,3	23,9
Содержание О2: %	21,0	29.8	22,8	22.7
Колошниковый газ: температура, °C	315	360	400	372
давление избыточное, ати	1,34	0,99	1.03	1,02
состав, %: СО2	17,0	18,4	17,3	18,5
СО	22,1	31,3	24,7	23,0
Н2	5,5	1,8	р4,1	6,0
Н2О	3,9	1,1	2,7	2,3
Вынос пыли, кг/т чугуна	52	51	55	66
Чугун, %:	С	4,62	4,57	4,72	4,64
Si	0,51	1,12	0,65	0,58
Мп	0,18	0.19	0,16	0.15
S	0,02	0,02	0,02	0,02
Р	0,09	0,09	0,09	0,08
Температура чугуна. °C	1480	1500	1477	1471
Шлак, %:	SiO2	36,3	36,2	36.2	36.9
А12О3	12,7	13,6	13,4	13,0
СаО	42,6	39,9	40,0	41,0
MgO	6,2	7,6	8,5	7,5
S	0,89	1.19	1,03	0,94
Выход шлака, кг/т	370	353	350	331
Простои, %	0,26	1,91	0,95	_0ЛЗ j
Благодаря применению обогащенного кисло-
родом дутья расход кокса в периоде 2 возрос в
меньшей мере (до 720 кг/т), чем ожидалось по дан-
ным табл. 6.13, тогда как в периодах 3 и 4 он хоро-
шо соответствовал расчетному (рис. 6.25). По этой
же причине сокращение суточной выплавки чугуна
(18,4%) было меньше ожидаемого.
Нагрев холодного дутья в отдельные сутки
составил 68-95сС и прямо зависел от нагрева на-
ружного воздуха. Для регулирования теплового
состояния горна применяли водяной пар.
246
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
800
£ 700
м
о
W
h боо
го
500
Рис. 6.25. Влияние температуры дутья
на удельный расход кокса
(сплошная линия - расчетные данные)
Одной из особенностей работы на холодном
дутье явилась резко выраженная «чувствитель-
ность» печи к нарушениям ровного хода: было дос-
таточно двух-трех обрывов шихты, чтобы на от-
дельных фурмах появились конгломераты недоста-
точно подготовленных железорудных материалов.
Обогащенный кислородом холодный воздух их
быстро окислял и охлаждал (потемнение горячих
конгломератов наблюдали через смотровое очко
фурменного прибора), в результате чего некоторые
фурмы и сопла в течение 2СМ0 мин заливались
железистым шлаком даже при хорошем общем теп-
ловом состоянии печи. Поскольку количество та-
ких расстройств заметно увеличилось с понижени-
ем температуры в горне, то для сокращения их чис-
ла нагрев чугуна и шлака в течение всего периода 2
держали выше обычного. С этой же целью в рудной
части шихты была уменьшена доля окатышей, ко-
торые при нарушениях ровности хода более часто
попадали в горн менее нагретыми и восстановлен-
ными в сравнении с агломератом.
Другой характерной особенностью примене-
ния холодного дугья явилось значительное повыше-
ние температуры периферийных газов, зафиксиро-
ванное показаниями шести термопар в верхней час-
ти шахты. Увеличенный нагрев возник сразу же по-
сле задувки печи после аварии и сохранился в тече-
ние всего второго периода. Неоднократные попытки
ослабить периферийный газовый поток изменением
режима загрузки шихгы желаемого результата не
дали, не подействовало и уменьшение диаметра всех
фурм со 180 до 160 мм. В периодах 3 и 4 нагрев пе-
риферийных газов уменьшился без вмешательства
обслуживающего печь персонала.
Резкое повышение температуры периферий-
ных газов в периоде 2 обязано двум причинам: уве-
личению удельного выхода колошниковых газов па
9.0 % и усилению периферийного газового потока.
По законам теплопередачи в доменной печи
любое увеличение удельного выхода газа вызывает
возрастание отношения водяных эквивалентов газа
и шихты (W./Wuj), в результате чего зона умерен-
ных температур смещается вверх. Этот вывод со-
гласуется с данными замеров температуры в слое
материалов верхнего горизонта шахты (рис. 6.26),
где нагрев газов в промежуточной части радиуса
увеличился на 90-100 °C, а вблизи стенки за счет
усиления периферийного потока возрос даже на
140 град. Последняя величина близка к среднему
изменению показаний термопар периферийного
газа между периодами 1 и 2.
Главной причиной усиления периферийного
движения газов послужило существенное умень-
шение кинетической энергии подаваемого в горн
воздуха. Это произошло за счет снижения темпера-
туры дутья, а также уменьшения его массового рас-
хода на 6,8 %. В итоге куски кокса у фурм стали
циркулировать медленнее, длина разрыхленной
зоны заметно сократилась Уменьшение площади
поперечного сечения выходящей из фурмы струи
дутья в этих условиях не дало ожидавшихся ре-
зультатов, так как с сокращением диаметра фурм
оптимальное значение кинетической энергии дутья
возрастает.
Расстояние от стенки, м
Рис. 6.26. Распределение СО2 и температуры газа
по радиусу печи при работе на дутье:
1 - горячем; 2 - холодном
Нагрев горна во время работы на холодном
дутье был устойчивым. Чугуны и шлаки имели хо-
рошую жидкоподвижность и обессеривающую спо-
собность (средний коэффициент распределения
серы Ls (S)/[S] составил 49,5 против 46,8 и 44,8
для горячего дутья). Выпуски жидких продуктов
плавки проходили без каких-либо затруднений,
признаков загромождения горна не было.
Все характеристики восстановительного
процесса при работе на холодном ду1ье изменялись
в полном соответствии с количеством и составом
восстановительного газа по изложенным ранее |2]
закономерностям. Никаких других закономерно-
стей обнаружить не удалось.
Длительная работа на холодном дутье пока-
зала, что нагрев дутья является одним из главных
способов уменьшения расхода кокса Замены в до-
менном производстве нагретому дутью нет.
6.6. СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ РАСХОДА КОКСА
247
6.6.3.	Вывод известняка
из доменной шихты
Осуществляется при увеличении расхода оф-
люсованных рудных материалов (агломерата и ока-
тышей) или повышении показателей их основности.
В 1950-х годах, в период освоения производ-
ства и применения офлюсованного агломерата,
часть металлургов полагали, что вывод из домен-
ной шихты известняка не только сократит потреб-
ность в тепле на разложение необожженного флю-
са, но также понизит степень прямого восстановле-
ния оксидов шихты. Последнее будет обязано
улучшению состава доменного газа после удаления
из него СО2 известняка и применению легковосста-
новимого офлюсованного агломерата.
Производственные данные не подтвердили
уменьшения критерия Rt*, так как ввиду общности
состава газа показатель прямого восстановления
оксидов и степень взаимодействия СО2 известняка
с углеродом кокса у одинаковы (Rd = у). Не
уменьшил заметным образом расход кокса и рост
восстановимости офлюсованного агломерата.
В этих условиях экономия кокса Еи при вы-
воде из шихты известняка определяется одним фак-
тором - уменьшением потребности в тепле на раз-
ложение необожженного флюса:
Е„=ЧИ/(ОФ°-К,).
Здесь qH = 1780 - теплота разложения известняка,
кДж/кг; Оф° - тепловое значение сгорающего у
фурм углерода кокса, кДж/кг; Кт - коэффициент
использования тепла в доменной печи.
Расчетное значение Еи для доменных печей
ММК в 1950 -1973 гг. показано на рис. 6.27.
Рис. 6.27. Изменение расчетной экономии кокса Еи
при выводе из шихты известняка
на ММК в 1950-1973 гг.
Уменьшение величины Еи после 1950 г. в
первую очередь обязано росту значения Оф° бла-
годаря повышению нагрева дутья.
Сокращение расхода необожженного флюса
в шихте доменных печей очень часто сопровожда-
ется изменением других факторов, значительно
влияющих на расход твердого топлива. В этих ус-
ловиях для уменьшения ошибки в определении Еи
исходные величины удельного потребления юрю-
чего целесообразно уточнять с применением про-
веренных на практике норм корректировки.
Расход известняка, кг/т
Рис. 28. Влияние затраты известняка на расход кокса
по итогам работы доменных печей ММК в 1953 г.
На ММК пуск в 1953 г. аглофабрики № 3 с
отделением дробления известняка позволил в тече-
ние 3~6 месяцев сократить его удельный расход в
шихте доменных печей на 70-100 кг (рис. 6.28).
Средняя фактическая экономия кокса по шести пе-
чам, вычисленная для месячных периодов с не-
большим различием в расходе необожженного
флюса без учета и с учетом изменения других фак-
торов, составила соответственно 0,17 и 0,15 кг/кг
известняка. От теоретической величины (0,16 кг/кг)
она отличалась мало.
Уменьшение расхода необожженною флюса
продолжалось на комбинате и в 1954 г. Сравнение
средних показателей работы за три месяца теплого
периода 1953 года, когда снабжение доменного
цеха шихтовыми материалами было хорошим, с
таким же но продолжительности и условиям рабо-
ты периодом 1954 г. выявило экономию кокса в
размере 0,15 кг/кг известняка. После внесения по-
правки на действие других факторов опытная нор-
ма расхода кокса составила 0,16 кг/кг против
0,14 кг/кг по теоретическому расчету.
В среднем за период с 1952 по 1955 гг. рас-
ход кокса и известняка в доменной цехе ММК
уменьшили соответственно на 92 и 258 кг/т чугуна.
Но одновременно с повышением основности агло-
мерата его долю в шихте увеличили с 71,1 до
88,2%, темперагура дутья возросла с 746 до 840сС,
выход шлака сокращен с 585 до 489 кг/т чугуна и
повышено избыточное давление колошниковых
газов с 0,45 до 0,68 ати. В этих условиях действи-
тельная экономия кокса от сокращения расхода
необожженного флюса оказалась равной 41 кг/т
чугуна, а опытная норма расхода твердо! о топлива
(0,16 кг/кг известняка) была близка к теоретической
(0,15 кг/кг).
Па Енакиевском металлургическом заводе
увеличение основности агломерата позволило
уменьшить расход кокса и известняка на 48 и
170 кг/т чугуна. Но если учесть одновременное по-
вышение температуры дутья с 601 до 673SC и со-
кращение выхода шлака с 858 до 835 кг/т, фактиче-
ское изменение потребности в горючем составило
29 кг/т чугуна, а опытная норма изменения расхода
кокса (0,17 кекг известняка) совпала с реальной.
В доменном цехе Череповецкого металлур-
гического комбината за период с 1957 по I960 гг.
удельный расход кокса и известняка сократили на
248
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
96 и 197 кг/т чугуна Параллельно с этим избыточ-
ное давление колошниковых газов было повышено
с 1,27 до 1,57 ати, температура дутья увеличена с
903 до 1011°C и уменьшен выход шлака с 892 до
707 кг/т чугуна. В результате экономия кокса, от-
носящаяся только к изменению расхода известняка,
составила 31 кг/т чугуна, а опытное значение Еи
оказалось равным 0,16 кг/кг против 0,12 кг/кг по
теоретическому расчету.
На металлургическом заводе фирмы Безле-
хем стил в Лакаванне (США) во время опытной
плавки высокоосновного агломерата расход твер-
дого топлива и необожженного флюса уменьшили
на 30 и 251 кг/т чугуна при одновременном сокра-
щении удельного выхода шлака с 352 до 291 кг.
Другие условия работы печи остались приблизи-
тельно одинаковыми В этом случае опытная вели-
чина Ен, вычисленная с учетом изменения выхода
шлака, оказалась равной 0,08 кг/кг.
Чтобы уточнить значение Еи для современ-
ных условий, на одной из доменных печей ММК за
счет изменения состава рудной части шихты расход
известняка увеличили с 6 до 80 кг/кг чугуна. Ин-
тенсивность плавки и распределение газов по ра-
диусу печи сохранили приблизительно постоянны-
ми. Фактическая норма расхода кокса (0,08 кг'кг
известняка), вычисленная с учетом изменения вы-
хода шлака и расхода ПГ, мало отличалась от тео-
ретической (0,09 кг/кг).
В 1973-1974 годах на получение 1 кг извес-
ти-недопала со степенью обжига 0,69 в шахтных
известковообжигательных печах ММК расходова-
лось 0,12 кг металлургического кокса. В пересчете
на известняк расход твердого топлива при полной
диссоциации флюса мог достигнуть 0,12 кг/кг.
И хотя по условиям работы известковообжигатель-
ные печи существенно отличаются от доменных,
удельное потребление кокса на разложение флюса
у них оказалось близким.
Вывод известняка из доменной шихты являет-
ся дру1им проверенным способом уменьшения рас-
хода кокса. До начала применения офлюсованного
агломерата на ММК в печи загружали 310-330 кг
известняка на 1 т чугуна. А на некоторых металлур-
гических предприятиях Украины, проплавлявших
криворожские руды с кремнистой пустой породой,
затрата известняка (камня) достигала 600-620 кг.
6.6.4.	Сокращение выхода шлака
Достигается применением рудных материа-
лов с высоким содержанием железа (рис. 6.29).
Пределом сокращения выхода шлака служит по-
вышение в нем содержания серы до 1,05-1,10%,
вызывающее рост этой примеси в металле. Из-за
высокой стоимости десульфураторов внедоменные
способы обессеривания не получили широкого
распрос гранения.
Величина экономии кокса определяется
удельной теплоемкостью шлака WU1J1, тепловым
значениям сгорающего у фурм углерода кокса и
коэффициентом использования тепла
Еш„ = WJCQ^IQ.
Ввиду одинакового значения знаменателя в
последних двух выражениях величина Ешл изменя-
ется подобно Еи.
Рис. 6.29. Зависимость удельного выхода шлака
от содержания железа в рудной части шихты
При проплавке обогащенных железом руд
прежде всего снижается выход верхнего шлака,
имеющего температуру на выпуске 1500-1540°С.
Удельная теплоемкость такого шлака при темпера-
туре выпуска превышает теплоту разложения из-
вестняка на 10-15%. Поэтому при прочих одинако-
вых условиях Ешл = (1,10-1,15) Еи
В период опытной плавки на ММК богатого
железом агломерата выход шлака снизился с 435 до
356 кг/т чугуна. В результате этого удельный рас-
ход кокса удалось сократить с 607 до 592 кг, что
дало экономию горючего в размере 0,19 кг/кг шла-
ка против 0,17 кг по расчету.
Близкое к вычисленному значение нормы
корректировки расхода горючего получили и в
1967-1968 годах при полной замене агломерата
окатышами: сокращение выхода шлака с 432 до 220
кг/т чугуна позволило уменьшить удельный расход
кокса на 35 кг. В итоге показатель Ешл оказался
равным 0,16 кг/кг шлака.
В экспериментах на Криворожском комбина-
те выход шлака сократили на 341 кг при одновре-
менном снижении удельного расхода кокса на
78 кг, что отвечает экономии 23 кг горючего на
каждые 100 кг уменьшения выхода шлака. Но если
ввести поправку на изменение других параметров в
опытном периоде по сравнению с контрольным
(возрастание температуры дутья на 48 град, увели-
чение расхода ПГ на 2,2 м3/т и сокращение расхода
известняка на 86 кг/т), то окажется, что собственно
уменьшение количества шлака на 100 кг снижает
расход твердого топлива только на 20 кг/т.
Вычисленная норма сокращения расхода
кокса с уменьшением выхода шлака относится
только к самой доменной печи и не включает эко-
номию горючею в процессе агломерации за счет
уменьшения в агпошихте доли сырого флюса по
мере обобщения сырья железом.
6.6. СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ РАСХОДА КОКСА
249
Рис. 6.30. Зависимость коэффициента
производительности КП от содержания окатышей
в шихте но результатам исследований
1966,1968, 1969 и 1974-75 гг.
(соответственно кривые I - 4)
Проплавка богатых железом рудных мате-
риалов меняет состав доменной шихты в сторону
уменьшения объемной доли кокса и ухудшения
газопроницаемости материалов. В результате про-
исходит самопроизвольное уменьшение интенсив-
ности плавки из-за более частых расстройств хода
печи. Особенно значительно это явление наблюда-
ется при использовании окатышей (рис. 6.30), когда
рост выплавки чугуна составил только 94% роста
содержания железа в рудной части шихты.
6.6.5.	Оптимизация интенсивности плавки
По производственным данным между интен-
сивностью плавки по количеству загруженного в
доменную печь кокса в течение 1 суток и его
удельным расходом на получение чугуна сущест-
вует экстремальная зависимость с минимумом на
кривых: интенсивность плавки - расход кокса (рис.
6.31). Она связана с изменением количества горно-
вых газов, образующихся в единицу времени, и
характером их распределения в потоке шихты. Ра-
бота печи с высокой интенсивностью сжигания
кокса без улучшения физической подготовки руд-
ных материалов становится возможной при силь-
ном развитии периферийного газового потока и
увеличении потерь тепла с колошниковым газом и
И, кг/м?с.ут
Рис. 6.31. Влияние интенсивности плавки И
на удельный расход кокса РК
В период существования плановой экономи-
ки главным требованием к доменному производст-
ву являлось обеспечение максимальной производи-
тельности доменных печей. Величина удельного
расхода кокса считалась важным, но менее значи-
мым показателем.
В этих условиях интенсивность сжигания
кокса на большинстве печей превышала оптималь-
ную, отвечающую минимальному расходу топлива
для существующих условий работы печей. В ре-
зультате чрезмерной форсировки агрегатов дутьем
удавалось увеличить суточную выплавку чугуна на
4-7%, но расход кокса на дополнительный чугун
возрастал на 30-50%. В некоторых случаях количе-
ство дутья было столь велико, что выплавка метал-
ла не повышалась, тогда как удельный расход кокса
продолжал увеличиваться (рис. 6.32).
Рис. 6.32. Влияние интенсивности плавки
на производительность П
и расход кокса РК доменной печи
В новых условиях работы, когда на боль-
шинстве металлургических комбинатов часть мощ-
ностей доменного производства не используется,
непозволительно вести плавку с излишней интен-
сивностью и перерасходом кокса. Необходимо пу-
тем более равномерного распределения материалов
и газов по сечению печи снижать количество дутья
до получения наиболее низкого расхода кокса.
6.6.6.	Применение дополнительного
топлива
Высокая стоимость кокса заставляет для
уменьшения затрат на выплавку чугуна заменять
часть основного технологического топлива более
дешевым и менее дефицитным дополнительным. В
качестве ДТ могут служить: мазут, природный газ и
каменный уголь (точнее - каменноугольная пыль
КУП)
Мазут ста.чи применять в качестве ДТ в пер-
вой половине 1950-х годов. Он является остатком
после отгонки из нефти бензина, керосина и мине-
ральных масел. Мазут содержит, %: 3-6 WP;
85-87 СГ ; 10 11 Нг; 0,2-0,3 Ас; 0,7-4,0 Sr;
0,5--0,8 (0 + N)r и приблизительно отвечает фор-
муле СН7. При комнатной температуре он пред-
ставляет собой густую жидкость темного цвета с
неприятным запахом. Подают мазут в печь через
250
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
воздушные фурмы при помощи насосов и форсунок
с предварительным подогревом водяным паром до
80—120°С для уменьшения вязкости и улучшения
распыления.
Теплота термической диссоциации мазута
меньше теплоты диссоциации компонентов ПГ
(рис. 6.33), в связи с чем температура газов у фурм
при использовании мазута снижается сравнительно
мало. Последнему способствует и уменьшенный
объем продуктов горения вследствие более низкого
содержания водорода в сравнении с ПГ.
Рис. 6.33. Зависимость теплоты диссоциации
углеводородов от содержания водорода
в горючей массе;
1 - индивидуальные углеводороды метанового ряда;
2 - нефть и мазут; 3 - антрацит
В печи 1 кг мазута заменяет 1,2-1,3 кг кокса.
Качество чугуна при использовании этого вида ДТ
не улучшается из-за наличия в нём высокого коли-
чества серы.
В 1973 году организация нефтедобывающих
стран (ОПЕК) резко повысила мировые цены на
нефть и нефтепродукты, в связи с чем применять
мазут в качестве дополнительного топлива в до-
менном производстве стало нерентабельным. Стра-
ны с развитой чёрной металлургией стали перехо-
дить на вдувание в доменные печи ПГ и ПУТ.
Природный газ извлекают из недр Земли.
После очистки от влаги и пыли его под большим
давлением (5,0-7,5 МПа) нагнетают в магистраль-
ные газопроводы и направляют потребителям. Так
как давление газа снижается в результате трения о
стенки труб, по трассе газопроводов размещены
газокомпрессорные станции, восстанавливающие
давление. У потребителей давление газа с помощью
дросселирующих устройств снижают до необходи-
мой величины.
ПГ состоит из смеси углеводородов метано-
вого гомологического ряда. Главная его состав-
ляющая метан СН4 - имеет в своем составе наи-
большее количество водорода и достаточно проч-
ную химическую связь между углеродом и водоро-
дом (значение Н1 и теплоты термической диссоциа-
ции СН4 приведены в правом верхнем углу рис.
6.33). Вследствие этого равные массы углерода
кокса и углерода СН4 при неполном окислении вы-
деляют отличающееся количество тепла, кДж/кг С:
С + 0,5-О2 =СО + 9990;
СН4 + 0,5 • О2 = СО + 2Н2 + 3100.
Разница в выделении тепла еще более увели-
чивается, если учесть, что углерод кокса поступает
в горн нагретым, а метан - холодным.
Помимо меньшего выделения тепла окисле-
ние СН4 сопровождается большим образованием
продуктов горения из-за присутствия в них значи-
тельного количества Н2. Так, при неполном окисле-
нии СН4 в токе атмосферного дутья с влажностью
8 г/м3 образуется продуктов горения 9,0 м3/кг С, то-
гда как углерод кокса выделяет только 5,3 м3. В ито-
ге замена углерода кокса равным количеством угле-
рода СН4 уменьшает приход тепла и увеличивает
выход горновых газов. Отношение водяных эквива-
лентов шихты и газа (WIL./Wr) снижается, возрастают
потери тепловой энергии через колошник.
Несомненным преимуществом ПГ перед кок-
сом и другими заменителями кокса является отсут-
ствие серы. Благодаря этому сокращается поступ-
ление серы в печь и создаются условия для улуч-
шения качества чугуна.
Другой положительной стороной ПГ служит
значительное участие Н2 в непрямом восстановле-
нии оксидов шихты. Вследствие этого сокращается
доля прямого восстановления, до фурм больше до-
ходит углерода кокса. Но такое изменение домен-
ного процесса не компенсирует полностью двух
недостатков ПГ: малого выделения тепла в горне и
высокого выхода продуктов горения.
Последний недостаток уменьшают использо-
ванием ПГ в сочетании с обогащением дутья ки-
слородом (рис. 6.34). Но эта мера является вынуж-
денной, она значительно повышает стоимость ду-
тья и понижает поступление тепла с дутьем из-за
Рис. 6.34. Влияние расхода техноло! ического
кислорода ТК на расход природного газа ПГ
на ММК в 1970- 1985 гг.
6.6. СПОСОБЫ УМЕНЬШЕНИЯ РАСХОДА КОКСА
251
Перед применением ПГ часть доменных пе-
чей ММК имела резерв увеличения нагрева дутья и
уменьшения его влажности Благодаря этому рас-
ход Д'1 в 1964 - 1969 гг. удалось повысить до 51-53
м3/т. Попытки увеличить количество вдуваемого
газообразного топлива вызывали похолодание гор-
на и повышение общей затраты газифицируемого
Рис. 6.35. Влияние расхода природного газа ПГ
на затрату газифицируемого углерода Сг
(ММК, 1963-1984 гг.)
После 1970 г. доменные печи ММК стали
получать обогащенное кислородом дутье с повы-
шением затраты ТК. Пропорционально увеличива-
лось и количество вдуваемого в печи ПГ. Но и в
новых условиях рост расхода ПГ без изменения
количества ТК вызывал повышение выхода горно-
вых газов и увеличение расхода Со.
По данным Б К. Сеничкина, между расхода-
ми ПГ, кокса и ТК существует экстремальная зави-
симость с минимумом (рис. 6.36), подобная рас-
смотренной выше зависимость расхода кокса от
интенсивности плавки (см. рис. 6.31). С повышени-
ем количества ПГ минимальный расход кокса дос-
тигается при меньшем отношении ПГ/ТК (рис.
6.37), г.е. в условиях роста затраты ТК.
Коэффициент замены кокса природным га-
зом при малом расходе последнего (40-60 м3) со-
ставляет 0,8 -0,9 ю/м3. С увеличением количества
ПГ до 100 120 м3 он снижается до 0,4- 0,5 кг'м3.
Угольную пыль УП получают измельчением
каменного угля в мельницах до крупности 1,0-0 мм
и подают в печь сжатым воздухом через воздушные
фурмы. Теплота диссоциации углеводородов этого
топлива невелика (особенно в у1лях с небольшим
содержанием летучих веществ), поэтому темпера-
тура у фурм уменьшается мало. Основное требова-
ние к пыли - тонкий помол для обеспечения пол-
ной газификации кислородом дутья, низкое содер-
жание золы и серы. Недостатком ее применения
является трудность равномерного распределения по
окружное!и печи и заметный абразивный износ
оборудования для приюговленкя дозирования и
транспортировки пыли.
В доменной печи 1 кг пыли заменяет 0,9 -
1,0 кг кокса. Содержание серы в чугуне уменьшает-
ся только при использовании низкосернистых уг-
лей.
Замена кокса более дешевым дополнитель-
ным топливом уменьшает затраты труда на полу-
чение чугуна, но общий расход тепла в печи не-
сколько возрастает. Это вызвано следующими при-
чинами;
-	низкой температурой дополнительного топ-
лива (0-100°С);
-	затратой части тепла на диссоциацию угле-
водородов;
-	повышением потерь тепла с колошниковым
газом в результате увеличения его выхода при од-
новременном уменьшении (из-за снижения расхода
кокса) массы нагреваемых шихтовых материалов.
В наибольшей степени перечисленные при-
чины влияют на работу печи при использовании
ПГ, в наименьшей - при использовании УП. Для
уменьшения их действия необходимо подавать в
горн дополнительное количество тепла и сокращать
объем продуктов горения, особенно когда замени-
телем кокса является природный газ.
Рис. 6 36. Зависимость расхода кокса
оз потребления природного газа ПГ
и технологического кислорода ТК, м5/т чугуна;
1 -40-60; 2 -60 80;
3 - 80-100:4- 100 120; 5 - 120-140
Рис. 6.37. Зависимость отношения затрат
природного газа и технологического кислорода
(1JK/TK) оз расхода ГК при минимальном
потреблении кокса
Подогрев дополнительного топлива с целью
повышения температуры горения не применяют из-
252
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
за сложности устройств для ввода горячего топлива
в дутье, а также разложения углеводородов при
нагреве с образованием сажистого углерода (при-
родный газ), нефтяного кокса (мазут) и летучих
веществ (угольная пыль). Выделение сажистого
yi лерода и нефтяного кокса затрудняет эксплуата-
цию арматуры трубопроводов, выделение летучих
веществ в атмосфере транспортирующего сжатого
воздуха создает опасность их взрыва
Эффективность применения заменителей кок-
са в большой мере зависит от полноты газификации
в фурменной зоне. В связи с этим все виды ДТ стре-
мятся равномерно распределить по окружности гор-
на и хорошо смешать с потоком дутья для обеспече-
ния быстрого и полного сгорания. В противном слу-
чае часть ПГ и мазута попадает в восстановитель-
ную зону и подвергается здесь термическому разло-
жению с выделением сажистого углерода, а не ус-
певшая сгореть угольная пыль накапливается за пре-
делами фурменных очагов, затрудняя движение чу-
гуна и шлака в нижнюю часть горна.
С увеличением расхода дополнительного то-
плива обеспечить его хорошее перемещение с дуть-
ем и полное сгорание у фурм становится труднее.
Поэтому для каждого режима доменной плавки
существует оптимальный расход ДТ, превышение
которого вызывает увеличение расхода кокса и
снижение производительности доменной печи.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК к 6 части
1.	Бабарыкин Н.Н. Восстановление и плавление
рудных материалов в доменной печи: курс лек-
ций. Магнитогорск: МГМА. 1995.
2.	Бабарыкин Н.Н. Показатели восстановления и
использования газа в доменной печи: курс лек-
ций. Магнитогорск: МГМА, 1996
3.	Дигшляг Е. Доменный процесс, пер. с нем. Харь-
ков: ОНТИ, 1935.
4.	Мишар Ж. Тепловые балансы и теплообмен в
доменной печи: пер. с фр. М : Металлургиздат,
1963.
5.	Теплотехника доменного процесса / Б.И. Китаев,
Ю.Г. Ярошенко, Е.Л Суханов и др. М.: Метал-
лургия, 1978.
6.	Свойства жидких доменных шлаков. Справ, изд. /
ВТ. Воскобойников, Н.Е. Дунаев, А.Г. Михалс-
вич и др. М.; Металлургия, 1975.
7.	Теплофизические свойства топлив и шихтовых
материалов черной метал пурги и. Спра. изд. / В.Н.
Бабошин, Б.А. Кричевцов, В М Абдалов и др. М :
Металлургия, 1982.
8.	Леонидов Н.К. И Итоги науки и техники. Произ-
водство чугуна и стали. Т. 15. М.: ВИНИТИ, 1984
9.	Бабарыкин Н Н., Крюков Н.М., Левин Л.Я. и др.
//Сталь. 1975. №9.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
За шесть столетий своего сущест вования до-
менное производство достигло больших успехов
Благодаря совершенствованию подготовки руд к
тавке, технологических параметров процесса и
конструкции печей выплавка чугуна одним агрега-
том возросла с 0,5-0,7 т/сут до 10-12 тыс.т. Одно-
временно сократилась затрата твердого топлива с
2,7-3,0 до 0,42 -0,45 т/т чугуна, причем во второй
половине XX века часть дорогого и дефицитного
кокса научились заменять природным газом, мазу-
том или каменноугольной пылью. Построены печи
полезным объемом 5000-5500 м3.
В конце 1960-х и начале 1970-х годов появи-
лись прогнозы многих отечественных и зарубеж-
ных специалистов о скорой замене доменных печей
агрегатами бескоксовой металлургии. Главными
доводами в пользу применения новых способов
получения железа служили ограниченность при-
родных запасов коксующихся углей и значительное
загрязнение окружающей среды фабриками по под-
готовке железных руд, коксовыми батареями и до-
менными печами.
Последующие два десятилетия показали
преждевременность прогнозов о близком отмирании
доменного производства Ни один из новых спосо-
бов получения железа из руд в твердом или жидком
состоянии не мог по затрате тепловой энергии и че-
ловеческого труда конкурировать с доменной плав-
кой. Не оправдались и надежды на значительное
сокращение вредных выбросов в окружающую сре-
ду в результате замены традиционной технологии
переработки руд новыми способами.
В связи с этим в ближайшие 50-60 лет, пока
имеются достаточные запасы коксующихся углей,
доменное производство будет продолжать лидиро-
вать в первом металлургическом переделе. Несо-
мненно, что мировая выплавка чугуна в этот период
сократится в связи с улучшением качества стали,
ростом продолжительности службы машин, метал-
локонструкций и предметов быта, развитием произ-
водства заменителей стали, повышением доли же-
лезного лома в шихте сталеплавильных агрегатов и
возрастающими экологическими требованиями.
Можно полагать, что необходимость в строительстве
новых доменных печей отпадет, основное внимание
будет удалено реконструкции существующих и вы-
воду из эксплуатации устаревших агрегатов.
Сохранение в обозримом будущем доменного
производства потребует продолжения совершенство-
вания подготовки руд к плавке, а также теории и тех-
нологии получения чу1уна. Необходима разработка
теоретических методов расчета оптимальных значе
ний крупности и прочности часгиц шихтовых мате-
риалов перед подачей их на колошник, изменения
крупности частиц при опускании от колошника до
горна, оптимальной производительности печи при
заданных условиях плавки. Остается актуальным све-
дение в единое целое механических, химических и
тепловых явлений доменного процесса, улучшение
технологического контроля ?а работой печей.
25 июня 1996 г.
253
ОГЛАВЛЕНИЕ
ПРЕДИСЛОВИЕ.......................................................................3
Часть 1. ПОЯВЛЕНИЕ И РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
Введение.........................................................................4
1.1.	Значение и свойства железа......................................................4
1.1.1.	Роль железа в развитии цивилизации.......................................4
1.1.2.	Свойства железа..........................................................5
1.2.	Сыродутный способ производства железа...........................................6
1.2.1.	Устройство горнов и подача дутья.........................................6
1.2.2.	Особенности технологии...................................................7
1.2.3.	Достоинства и недостатки.................................................9
1.3.	Замена ковкого железа литой сталью..............................................9
1.3.1.	Появление домниц.........................................................9
1.3.2.	Зарождение чугунолитейного производства.................................10
1.3.3.	Получение сварочного железа.............................................10
1.3.4.	Конвертерный и мартеновский процессы....................................12
1.3.5.	Электрометаллургия и кислородно-конвертерный процесс....................13
1.3.6.	Способы улучшения качества стали........................................13
1.4.	Развитие доменного производства в XVH XVIII вв.................................14
1.4.1.	Появление доменных печей................................................14
1.4.2.	Устройство старинных печей и подача дутья...............................14
1.4.3.	Подготовка шихтовых материалов и их загрузка в печь.....................15
1.4.4.	Выпуск и уборка продуктов плавки........................................16
1.4.5.	Появление кокса и светильного газа......................................17
1.4.6.	Появление паровых машин..................................................18
1.4.7.	Выплавка чугуна в России................................................18
1.5.	Совершенствование выплавки чугуна в XIX в......................................19
1.5.1.	Производство и применение кокса.........................................19
1.5.2.	Нагрев дутья..........................................................  20
1.5.3.	Улучшение конструкции горна, заплечиков и шахты.......................  20
1.5.4.	Улавливание доменною газа.............................................. 21
1.5.5.	Подача шихты на колошник................................................22
1.5.6.	Выпуск и уборка жидких продуктов плавки.................................22
1.5.7.	Доменное производство России............................................23
1.6.	Доменное производство в XX в...................................................24
1.6.1.	Структурная схема чёрной металлургии....................................24
1.6.2.	Изменение устройства печей.—............................................26
1.6.3.	Подача дутья.. ...............................................   -......27
1.6.4.	Схема современной доменной плавки.....................................  27
1.6.5.	Развитие доменного производства в СССР..................................29
Библиографический список к 1 части.............................................30
Часть 2. СВОЙСТВА ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ И ИХ РАСПРЕДЕЛЕНИЕ
НА КОЛОШНИКЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Введение.....................................................................    31
2.1.	Получение и свойства кокса.................................................... 31
2.1.1.	Коксующиеся угли....................................................... 31
2.1.2.	Прием и подготовка углей к коксованию...................................32
21.3.	Устройство печей........................................................32
2.1.4.	Коксование угольной шихты...............................................33
2.1.5.	Выдача и охлаждение кокса...............................................35
2.1.6.	Показатели качества кокса и способы их определения....................  36
2.2.	Подготовка руд и флюсов к плавке.......................................   .....38
2.2.1 Руды и флюсы..........................................................   38
2 2.2. Способы подготовки руд и флюсов.........................................39
2.2.3. Агломерация руд и концентратов..........................................41
2 2 4. Окомкование концентратов................................................42
254
2.2.5. Показатели качества агломерата и окатышей.................................43
2.3.	Физико-механические характеристики шихтовых материалов...........................45
2.3.1.	Физическое состояние потока шихты.........................................45
2.3.2.	Гранулометрический состав.................................................46
2.3.3.	Порозность................................................................47
2.3	.4. Углы естественного откоса и внешнего трения.............................48
2.3.5.	Коэффициенты внутреннего и внешнего трений................................48
2.4.	Движение газов в слое сыпучих....................................................49
2.4.1.	Основные закономерности...................................................49
2.4.2.	Газопроницаемость сыпучих.................................................50
2.4.3.	Образование кипящего слоя.................................................51
2.5.	Загрузка шихты в печь............................................................52
2.5.1.	Движение сыпучих по наклонной поверхности.................................52
2.5.2.	Схема работы двухконусного засыпного устройства...........................54
2.5.3.	Движение и распределение шихты в двухконусном устройстве..................55
2.5.4.	Ссыпание шихты в печь.....................................................56
2.5.5.	Изменение кинетической энергии ссыпающейся шихты..........................58
2.5.6.	Схема работы лоткового засыпного устройства...............................59
2.5.7.	Вынос колошниковой пыли...................................................62
2.6.	Распределение материалов на колошнике............................................63
2.6.1.	Уплотнение столба шихты во время загрузки подач...........................63
2.6.2.	Наклон откоса.............................................................64
2.6.3.	Деформация поверхности кокса рудными материалами..........................67
2.6.4.	Распределение шихты по массе и крупности..................................69
2.6.5.	Форма и скорость опускания поверхности засыпи.............................69
2.7.	Управление газовым потоком сверху................................................71
2.7.1.	Показатели распределения материалов и газов...............................71
2.7.2.	Система загрузки..........................................................73
2.7.3.	Уровень засыпи............................................................75
2.7.4.	Масса колоши..............................................................75
2.7.5.	Режим работы распределителя	шихты.........................................76
2.7.6.	Цикл загрузки.............................................................77
Библиографический список ко 2 части..............................................78
Часть 3. ДВИЖЕНИЕ ШИХТЫ И ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Введение............................................................................. 79
3.1.	Движение дутья и газов...........................................................79
3.1.1.	Получение дутья...........................................................79
3.12.	Воздушный и газовый тракты................................................ 80
3.1.3.	Поступление дутья в г орн ................................................82
3.1.4.	Потеря напора газа в потоке	шихты ........................................84
3.1.5.	Сопротивление шихты движению газов........................................86
3.2.	Поведение сыпучих в процессе деформации.....................................  ...88
3.2.1.	Дробление и истирание.....................................................88
3.2.2.	Уплотнение сыпучих........................................................88
3.2.3.	Деформация сдвига.........................................................89
3.2.4.	Главные напряжения........................................................90
3.2.5.	Коэффициент бокового давления...........................................  90
3.3.	Поведение сыпучих в хранилищах.............................................   ...91
3.3.1.	Давление на стенки силоса.................................................91
3.3.2.	Выпуск сыпучих через одно отверстие.......................................93
3.3.3.	Переходная зона...........................................................95
3.3	4 Давление на дно хранилищ..................................................96
3 .4. Опускание шихты к фурмам .......................................................97
3.4.1.	Рациональное очертание заплечиков, форма
и размеры осевого малоподвижного слоя кокса..............................        97
3	4.2. Скорость опускания шихты.............................       —..........99
3.4.3.	Время пребывания колош в печи............................................100
3.5.	Давление материалов в печи......................................................101
3.5.1.	Метод измерения давления шихты...........................................101
3.5.2.	Давление материалов в противоточной зоне.................................102
3.5.3.	Баланс механической энергии.......................................       104
255
3.6.	Износ огнеупорной кладки и образование гарнисажа...............................106
3.6.1.	Условия службы и состояние кладки в конце кампании.......................106
3.6.2.	Закономерности абразивного наноса кладки.................................107
3.6.3.	Влияние отдельных факторов на износ огнеупоров в шахте..................109
3.6	4 Механизм образования и состав гарнисажа.................................109
3.7.	Движение чугуна, шлака и кокса в горне..........................................111
3 7.1 Обмен кокса...............................................................111
3.7.2. Накопление и выпуск продуктов плавки ...................................112
3.8.	Развитие проектного профиля................................................... 115
3	8.1. Высота и ширина печей.................................................. 116
3.8.2.	Угол наклона шахты.......................................................117
3.8.3.	Естественный профиль....................................................119
3.8.4.	Заплечики и горн........................................................119
3.8.5.	Количество воздушных фурм...............................................121
Библиографический список к 3 части ............................................122
Часть 4. ВОССТАНОВЛЕНИЕ И ПЛАВЛЕНИЕ
РУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Введение............................................................................123
4.1.	Термодинамические основы восстановления......................................  123
4.1.1.	Свойства оксидов и восстановителей......................................123
4.1.2.	Восстановление железа монооксидом углерода..............................125
4.1.3.	Восстановление железа водородом.........................................126
4.1	4. Восстановление железа углеродом.....................................  126
4.2.	Кинетика восстановления железа...............................................  128
4.2.1.	Метод исследования....................................................  128
4.2.2.	Механизм и кинетика восстановления......................................128
4.2.3.	Влияние параметров восстановления на его скорость.......................129
4.2.4.	Показатели восстановимости сырья и реакционной способности кокса........130
4.3.	Влияние нагрева на состав шихтовых материалов..................................132
4.3.1. Испарение влаги.........................................................132
4 3.2. Выделение летучих из кокса..............................................133
4 3.3. Разложение карбонатов.................................................. 134
4.4.	Восстановление железа в доменной печи...........................................135
4.4.1.	Методы исследования.....................................................135
4.4	2 Восстановление монооксидом углерода................................... 136
4.4.3.	Восстановление водородом................................................139
4.4.4.	Ход восстановления по высоте и радиусу печи.............................141
4	4.5. Изменение прочности и крупности частиц шихты........................143
4.4.6.	Размягчение рудных материалов...........................................145
4.5.	Восстановление примесей чугуна.................................................146
4 5 1 Степень извлечения элементов............................................ 146
4 5.2. Восстановление кремния, марганца и фосфора..............................146
4 5 3 Восстановление хрома, титана и свинца.....................................149
4.5.4. Восстановление меди, никеля, мышьяка и ванадия...........................149
4.6.	Циркуляция летучих и малопрочных веществ........................................150
4.6.1.	Причины, условия и последствия циркуляции...............................150
4.6.2.	Выделение сажистого углерода............................................151
4.6.3.	Циркуляция кремнезёма и магнезии......................................  151
4.6.4.	Циркуляция серы и щелочей.............................................  152
4	6 5 Восстановление и окисление цинка ....................................154
4.7.	Образование чугуна и шлака.....................................................155
4.7.1	Диаграмма состояния системы Fe-C........................................ 155
4.7	2 Науглероживание железа и появление чугуна..............................156
4.7.3.	Состав первичного шлака ................................................157
4.7.4	Разделение расплавов и укрупнение их капель...............................159
4.7.5.	Прохождение расплавов через фурменную зону............................. 159
4.7.6.	Особенности процессов в горне ..........................................161
4.7.7.	Температура и состав продуктов плавки...................................162
4.7.8.	Требования к составу чугуна..............................................164
4.8.	Свойства конечных шлаков........................................................166
4 8 1 Требования к шлакам....................................................  166
256
4.8.2. Методы исследования свойств шлаков.....................................167
4 8.3. Зависимость вязкости от состава и температуры шлака....................167
4 8 4. Температура хорошей текучести..........................................168
4.8.5. Излом пробы шлака..................................................... 169
4.9.	Десульфурация чугуна..........................................................169
4.9.1 Поступление и повеление серы............................................169
4.9.2. Условия получения малосернистою чугуна.................................171
4.9.3. Зависимость десульфурации от выхода шлака..............................173
4.9.4. Оптимальное содержание магнезии........................................175
4 9.5. Десульфурация накопляемого чугуна......................................176
4 9.6. Изменение состава чугуна во время выпуска..............................177
4.10.	Выпуск чугуна и шлака........................................................179
4.10.1. Организация и ход выпуска.............................................179
4.10.2 Разделение чугуна и шлака..............................................180
4 10.3. Выделение газов.......................................................182
4 10.4 Образование искр.....................................................  183
4 10.5. Выделение графита.................................................... 184
4.10.6. Образование скрапа, корок и скардовин.................................185
4 10.7. Причины и признаки загромождения горна................................186
Библиографический список к 4 части.............................................188
Часть 5. ПОКАЗАТЕЛИ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
Введение.........................................................................  189
5.1.	Способы вычисления показателей восстановления..................................189
5.1.1.	Поступление в печь кислорода шихты, углерода и водорода................189
5.1.2.	Критерии использования газа............................................190
5.1.3.	Показатели восстановительного процесса.................................191
5.1.4.	Вычисление показателей по составу дутья и колошникового газа...........193
5.1.5.	Разложение известняка..................................................195
5 2. Расход углерода на восстановление и тепловые потребности..................... 195
5.2.1.	Теплота неполного горения углерода кокса...............................195
5.2.2.	Схемы восстановления оксидов...........................................195
5.2.3.	Принцип идеального хода доменной печи..................................197
5.2.4.	Расход углерода на восстановление......................................199
5.2.5	Расход углерода на тепловые потребности.................................200
5	2 6. Слагаемые газифицируемого углерода..................................201
5.3.	Границы существования доменного процесса..................................... 202
5.3.1,	Критериальная диаграмма................................................202
5.3.2.	Идеальная плавка.......................................................203
5.3.3.	Газогенераторный процесс...............................................205
5.3.4.	Потери тепла.........................................................  206
5.3.5.	Участие водорода в восстановпении оксидов..............................207
5	3.6. Особенности показателей восстановления..............................209
5.4.	Способы воздействия на показатели восстановления..............................210
5.4.1.	Изменение условий плавки...............................................210
5.4.2.	Влияние степени окисления железа....................................   211
5.4.3.	Изменение восстановимости сырья.........................................212
5	.4 4. Улучшение газораспределения по радиусу колошника...................214
5.4.5.	Применение природного газа............................................ 215
Библиографический список к 5 части............................................215
Часть 6. ВЫДЕЛЕНИЕ И ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Введение...........................................................................216
6.1.	Горение топлива у фурм........................................................216
6.1.1.	Состав атмосферного воздуха и дутья....................................216
6.1,2.	Расчётный состав горнового газа........................................216
6	1.3. Расход горячего дутья............................................   217
6	1.4. Состав фурменного и горнового газа по опытным данным................218
6.1.5.	Температура неполного горения..........................................219
6.2.	Передача тепла от газа шихте..................................................220
6.2.1.	Состав газа в противоточной зоне и на колошнике........................220
257
6.2.2.	Особенности теплообмена между газом и шихтой............................221
6.2.3.	Результаты вертикального зондирования...................................222
6.2.4.	Связь теплообмена с восстановлением оксидов.............................225
6.2.5.	Схема теплообмена в доменной печи.......................................226
6.3.	Материальный баланс............................................................227
6.3.1.	Назначение и метод составления..........................................227
6.3.2.	Показатели работы печи..................................................228
6.3.3.	Уточнение расхода кокса и рудных материалов.............................228
6.3.4.	Показатели восстановительного процесса..................................229
6.3.5.	Общий материальный баланс...............................................230
6.4.	Тепловые балансы...............................................................231
6.4.1.	Особенности расчёта.....................................................231
6.4.2.	Тепловой баланс горна...................................................232
6.4.3.	Частные тепловые балансы противоточной зоны.............................233
6.4.4.	Общий тепловой баланс...................................................235
6.4.5.	Показатели использования тепла..........................................236
6.4.6.	Температурно-тепловая диаграмма.........................................237
6-5. Расчёт состава шихты...........................................................237
6.5.1.	Особенности расчёта.....................................................237
6.5.2.	Условия плавки..........................................................238
6.5.3.	Химический состав чугуна................................................238
6.5.4.	Состав и свойства шлака.................................................239
6.5.5.	Поступление кислорода шихты, водорода и углерода........................240
6.5.6.	Показатели восстановления...............................................241
6.5.7.	Тепловой баланс.........................................................241
6.5.8.	Материальный баланс.....................................................243
6.6. Способы уменьшения расхода кокса...............................................243
6.6.1.	Минимальная затрата твёрдого топлива....................................243
6.6.2.	Нагрев дутья................................................,...........244
6.6.3.	Вывод известняка из доменной шихты......................................247
6.6.4.	Сокращение выхода шлака.................................................248
6.6.5.	Оптимизация интенсивности плавки........................................249
6.6.6.	Применение дополнительного топлива......................................249
Библиографический список к 6 части.............................................252
ЗАКЛЮЧЕНИЕ..........................................................................252
БАБАРЫКИН НИКОЛАЙ НИКОЛАЕВИЧ
(07.01.1925-02.04.1997)
Родился в селе Кресты Шадри некого района Курюнской области.
Трудовую деятельность начал на ММК в 1941 г. лаборантом, затем электро-
монтером релейной службы центральной электро технической лаборатории.
В 1948 I. закончил с отличием МГМИ по специальности «металлургия
черных металлов». С 1948 но 1952 и. работал в доменном цехе ММК помощ-
ником мастера, контролером по огнеупорной кладке и мастером доменной
печи, а с 1952 но 1973 гг. — начальником исследовательской лабораюрии
металлургии чугуна ЦЗЛ ММК и позднее — замести телем начальника ЦЗЛ.
В 1959 г. защитил в МГМИ кандидатскую диссер1ацию «Распределе-
ние ма1ериалов по радиусу колошника», а в 1970 г. — докторскую «Исследо-
вание механических, тепловых и восстанови тельных процессов в доменных
печах ММК».
Под руководством Н. Н. Бабарыкина были проведены важные иссле-
дования на действующих доменных печах, а результаты их способствовали
внедрению ряда мероприя тий в области доменного производства. К числу их
оз нося гея: повышение давления газа под колошником, применение высоко-
iiaiperoro и увлажненного дутья, совершенс1вование режима загрузки,
освоение технологии доменной плавки с использованием в шихте офлюсо-
ванных агломераза и окатышей, вдуванием с дутьем мазута, природною
газа, кислорода, ч 1 о позволило доменному цеху ММК на многие i оды заня i ь
передовые позиции в мировой черной металлургии.
Николай Николаевич в 1973 г. перешел на работу в МГМИ профессо-
ром кафедры металлурши чугуна, потом был деканом металлургического
факультета, заведующим кафедрой металлургии чугуна с 1985 но 1990 гг., но
связи с ММК и ДОМЕННЫМ цехом не терял. Н. Н. Бабарыкин являе1ся
авюром свыше 100 научных работ и 14 изобретений. Последними были
опубликованы 6 частей курса лекций общим объемом 37 печатных листов, в
которых он подвёл тог своей научной и педагогической деятельности.
Был насажден нравигельс!венными наградами: медалью «За iрудовую
доблеез ь», юбилейной медалью «За доблеез ный труд».