Б Ф. ЧернобриЕ ец
даавдйл 1"=“
Б. Ф Чернобривец
В. В. Капорулин
адзавиоом»».
нашего
ешвадаи
©
Москва ’’Металлургия” 1992
Рецензент: зав. лабораторией Института черной металлургии М.Т.Б^оверя
УДК 669.162)
Практика доменного пооизводства. Чернобривец Б.Ф., Капорулин В.В.,
-Завидонский В.А. М.: Металлургия, 1992. 111 с.
Отражены новейшие достижения в области доменного производства с использо-
-ванием в шихтв повышенной доли окатышей, увеличением концентрации кислорода в
дутье. Разработаны новые приемы распределения материалов в доменных печах:
режимы загрузки с переменным уровнем засыпи и переменной рудной нагрузкой,
системы с управляемой окружной неравномерностью и размещение различных
компонентов шихты по радиусу. Описан способ контроля и управления гарнисажем
печи.
Для инженерно-технических работников металлургической промышленности.
Ил. 32. Твбл. 9. Библиогр. список: 34 назв.
Издание книги финансировали Новолипецкий металлургический комбинат
и Центральный научно-исследовательский институт черной металлургии
им.ЙЛ£ардина
2604000000 - 057
4	040(01)-92
59-92
ISBN 5-2?9-008-I '
•а Чернобривец Б.Ф., Капорулин В.В., ЗавиДЬнский В.А.,
издательство "Металлургия", 1992
ОГЛАВЛЕНИЕ
1.	Развитие доменного производства (проблемы и решения)............ 4
2.	Технологический анализ процессов теплообмена и восстановления при
пуске печи..........................................................	11
2.1.	Теплосбмен и влияние не него параметров комбинированного дутья 11
2.2,	Теплообмен и влияние нв него процессов восстановления....... 16
2.3.	Возможные и допустимые пределы форсировки печи при задувке 20
3.	Динамика нагрева кладки печи и образование гарнисажа............ 24
3.1.	Нагрев кладки печи выше горизонта воздушных фурм............ 24
3.2.	Условия образования первичных шлаков и гарнисажа............ 29
3.3.	Нагрев коксовой насадки, кладки горна и лещади, выводы...... 33
4.	Технология форсированной задувки печей ......................... 40
4.1.	Состав и распределение задувочной шихты..................... 40
4.2.	Режим теплообмена и его регулирование в задувочный период ...... 46
4.3.	Обеспечение газодинамических условий задувки................ 51
5.	Регулирование теплового состояния печи.......;.................. 56
5.1.	Оценка теплового состояния печи............................. 56
5.2.	Уравнения регулирования теплового состояния печи............ 56
5.3.	Технологические параметры регулирования..................... 62
5.4.	Практические вопросы регулирования теплового состояния печи 67
6.	Регулирование распределения материалов и газов в печи ....'..... 69
6.1.	Теоретические вопросы разработки новых режимов регулирования
распределения материалов и газов................................. 69
6.2.	Моделирование новых режимов загрузки........................ 74
6.3.	Экспериментальное определение рудной нагрузки и фракционного
состава шихты по радиусу колошника перед задувкой................ ВО
6.4.	Новые режимы загрузки..............................’........ 83
7.	Выплавка высококачественного чугуна в условиях крупномасштабного
производства........................................................ 94
7.1.	Регулирование распределения шихты на колошнике, пластичной зо-
-ны и состава чугуна.......................................... 94
7.2.	Регулирование гарнисажного слоя............................ 9^
7.3.	Технология выплавки высококачественного чугуна с внедоменной
обработкой....................................................... 100
7.4.	Выплавка высококачественного чугуна на регламентированной
шихте........................................................... ЮЗ
Библиографический список............................................ 109
1. РАЗВИТИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
(ПРОБЛЕМЫ И РЕШЕНИЯ)
Основные этапы успешного развития доменного производства в
последние годы можно рассмотреть на примере Новолипецкого метал-
лургического комбината (НЛМК). По объему производства чугуна
комбинат занимает третье место в отрасли. В состав доменного произ-
водства комбината включены два цеха, имеющие печи: № 1 - 1060,
№ 2 - 1000, две (№3 и 4) по 2000 мэ и печь № 5 - 3200 м3, и цех № 2 в
составе доменной печи № '6 - объемом 3200 м3. По техническому
уровню конструкций и оборудования доменные печи соответствуют
среднему мировому уровню и достаточно высокому уровню в отрасли.
Производственный уровень доменного производства комбината
является одним из передовых в отрасли, а по некоторым вопросам - в
мировой практике. Показатели работы доменных печей НЛМК динамич-
но улучшались и имели следующие значения (в числителе - для цеха
№ 1, в знаменателе - цеха № 2):
Годы	,...	1981	1987
Среднесуточное произ- водство, т 		18299/7190	19840/8055
Удельный расход кокса, кг/т чугуна		452/426	432/412
Всю выплавляемую на НЛМК сталь разливают только на машинах
непрерывного литья заготовок (МНЛЗ), что предъявляет повышенные
требования к качеству стали и ужесточает требования к качеству
исходных материалов и, в первую очередь, к качеству передельного
чугуна. Действующие в настоящее время ТУ 14-106-260-86 предусма-
тривают следующие требования к жидкому передельному чугуну: 0,60-
1,0 % Si, (среднее) - 0,6 % Мп, минимальное 0,4 % Мп, для цеха
№ 1 < 0,035 % S, для цеха № 2 - < 0,025 % S, фосфора < 0,15 % Р. За
анализируемый период стабильность химического состава значительно
улучшилась, снизилось количество чугуна с отклонениями по содержа-
нию кремния и серы соответственно в два и три раза. Анализируя
успехи и неудачи, необходимо отметить, что все они определяются
основными факторами: сырьевым обеспечением, службой конструкции
и оборудования, технологией и организацией производства.
Оборудование и конструкции. В 1985 г. на доменных печах 4 и 5
НЛМК провели два капитальных ремонта первого разряда. Сроки
ремонтов были аварийно приближены в связи с состоянием низа печей.
Доменная печь № 4 проработала 18 лет, печь № 5 - 12 лет. Как известно,
в отечественной практике имелись случаи и более длительных кампа-
ний работы доменных печей. На НЛМК печь № 2 продолжает работать до
настоящего времени. Но отмечен преждевременный выход из строя
низа печи, поэтому при разборке собрали материал по состоянию низа
4
доменных печей № 4 и № 5. Некоторые выводы по анализам огнеупоров
из-за разрушения могут быть полезны при разработке конструкций низа
печи повышенной надежности. В сопоставительный анализ включили
также доменную печь № 3 (капитальный ремонт первого разряда в 1979
г.).
Футеровка всех лещадей была комбинированной и отличалась по
общей толщине за счет разного числа поясов высокоглиноземистых
блоков (на ДП 3-7; на ДП 4-5; на ДП 5-6). На ДП № 3 был конический
горн; на ДП № 4 и № 5 - цилиндрический. На ДП № 5, начиная с четверто-
го пояса футеровки (три ряда высокоглиноземистых блоков), перифе-
рию выполняли не из блоков, а из маломерного углеродистого кирпича
(японского) с теплопроводностью в два раза большей, чем у блоков.
Маломерным кирпичом выкладывали и стены горна до обычного для
углеродистых футеровок уровня. Вертикальный разгар лещади был
практически одинаков, что говорит о стабилизации его при ставших в
известной мере традиционной конструкции комбинированной лещади.
Стабилизация эта возникает на уровне 2-3 рядов блоков, что позволяет
проводить выпуск козлового чугуна в обычные чугуновозы с перекид-
ными желобами.
Боковые границы разгара горна и лещади определяются внешней
геометрией низа печи и видом огнеупора (основной показатель -
теплопроводность). Во всех случаях стабилизированные границы
разгара оказываются не ближе 700 мм от холодильников по горизонту,
что исключает возможность горизонтальных подходов чугуна. Макси-
мальную опасность представляют трещины в периферийных блоках,
имеющие изотермические очертания, и приближающихся к нему холо-
дильников на горизонте середины - верха второго ряда лещади до 50-
100 мм (ДП № 4 - цилиндрический горн) и 300-400 мм (ДП № 3 - кони-
ческий горн). Важно отметить, что на ДП № 5 трещины распространяют-
ся в зоны, футерованные маломерным огнеупором. Это подтверждает
то, что трещины возникают в массивных большемерных блоках в
результате термического скола. В дальнейшем происходит окисление
углерода блока за счет паров воды - термический скол происходит по
температурной отметке, обеспечивающей активный ход реакции С +
+ Н20 = СО + Н2. В отличие от самого разгара процесс расширения
трещин не стабилизируется: раскрытие трещин в результате выгорания
достигает 150 мм. Именно этот процесс является наиболее опасным
при эксплуатации.
Последними конструкциями являются цельноуглеродистые лещади;
"стакан в стакане”, а также конический горн или горн с расширением,
учитывающие наблюдаемый характер разрушений не в полной мере.
Совершенствование конструкций низа печи, очевидно, далеко не закон-
чено. В связи с этим важно создать раствор-заполнитель зазора между
5
холодильниками и кожухом. Недостаточная технологичность приме-
няемых шамотно-цементно-глинистых растворов вынуждает применять
их с избытком воды. Именно эта влага является разрушителем углеро-
дистых материалов.
В ряде случаев на НЛМК имели место осложнения в службе низа
печи в районе чугунных леток. Некоторые из них (большинство), не
являющиеся результатом элементарных упущений в эксплуатации,
заслуживают внимания. Так, алюмосиликатные огнеупоры в районе
чугунных леток не обладают удовлетворительной стойкостью и заме-
щаются в пределах площадей неточных холодильников конгломератом
на основе неточной массы с включениями кокса и шлака. Восстановле-
ние этого конгломерата должно быть постоянным, а при последователь-
ной выдаче выпусков на одну летку безводные неточные массы не
коксуются достаточно быстро, а поэтому даются в ограниченном ко-
личестве.
В связи с этим возникают вопросы создания действительно безвод-
ных и быстрококсующихся неточных масс и организации их производст-
ва, регламентации чередования выпусков по леткам, повышение
стойкости футеровки в районе чугунных леток. Увеличивая количество
подаваемой массы, можно получить чрезмерное удлинение леток, что
затруднит их эксплуатацию, поэтому вопрос пластичности в холодном
состоянии также является первостепенным. На комбинате был период,
когда чрезмерно растягивали период выдачи чугуна через одну летку; в
настоящее время в графиках учитывают необходимость закрытия летки
полным зарядом с некоторой периодичностью, т.е. осуществлять ре-
монт летки. На НЛМК все, без исключения, доменные печи имеют
углеродистую футеровку районов чугунных леток. Преимущество этой
конструкции в сокращении неполадок печи.
Конструкция шахт. Тонкостенные шахты печей НЛМК обладают
хорошими эксплуатационными качествами. Кожух шахты ДП 5, экс-
плуатируемый с 1973 г., дефектов не имеет; за четыре года после
ремонта второго разряда не отключен ни один плитовый холодильник.
При эксплуатации с 1979 г. на ДП 3 кожух шахты не имеет дефектов.
Здесь впервые применили холодильники с креплением в одной точке,
что заслуживает распространения. Категоричные решения по толщине
футеровки охлаждаемой части шахты (805 мм) являются необоснован-
ными и дают пример уклонения от серьезного анализа возникающих в
ряде случаев осложнений.
Нет необходимости подробно останавливаться на усовершенствова-
ниях доменных печей, направленных на улучшение условий труда
эксплуатационного и ремонтного персонала: это изменения одной
конструкции (четырехколонная); создание кольцевых площадок по
фурменной зоне за счет увеличения высоты между осями чугунных
6
леток и воздушных фурм и установки малогабаритных машин; совер-
шенствование аспирационных систем. Не все в этих вопросах удается,
но основное направление, очевидно, является правильным и по нему
идут все предприятия. На НЛМК в этом ключе решена модернизация ДП
4, а в будущем аналогично будут выполнены ДП 2 и ДП 1.
К числу наиболее сложных вопросов модернизации относят оценку
перспективы применения засыпных аппаратов современных конструк-
ций; совершенствование шихтоподачи; воздухонагреватели.
Засыпные аппараты. В отечественном доменном производстве нет
опробованной конструкции, которая гарантировала бы снижение затрат
на ремонт без ухудшения 'качества распределения по сравнению с
конусом. Приведем сопоставление.
После сопоставления работы печей с разными загрузочными уст-
ройствами установили, что несложная реконструкция ДП 4 (увеличили
число фурм с 20 до 24) дала возможность коренного улучшения основ-
ных показателей (10 % по производительности и 7 % по расходу кокса).
Необходимо отметить, что никакие предварительные оценки возможно-
го эффекта реконструкции не предполагали высоких результатов. Это
подтвердило наличие необходимых факторов, определяющих ход
процесса: профиль, режим дутья и загрузки, число, диаметр, весов
фурм и т.д. Если удастся перевести этот "удачный баланс" из разряда
случайных в разряд управляемых, то можно получить значительный
резерв. Показатели ДП 4 оказываются идентичными показателям ДП 6
по производительности (КИПО) и значительно лучшими по расходу
кокса. Необходимо отметить, что к внедрению новых конструкций
засыпных аппаратов следует относиться с известной осторожностью.
Шихтоподача. Сложности совершенствования шихтоподач опреде-
ляются ограниченными габаритами, расширение которых по вертикали
и горизонтали при подаче сырья железнодорожным транспортом прак-
тически невозможно; на ДП 1 и 2 проблема габаритов дополнительно
осложнена уникальными по массивности монолитными железобетон-
ными конструкциями 30-х годов. Необходимость совершенствования
очевидна: системы шихтоподач ДП 3, 4, 5 практически не позволяют
работать на двухкомпонентной шихте, которая стала обычной для НЛМК
(и не только для НЛМК). Дозирование окатышей, а тем более возмож-
ность их управляемого расположения относительно агломерата ни в
какой мере не соответствуют требованиям технологии. Решения нахо-
дятся с трудом и оказываются зачастую не лучшими, тем более, что
приходится постоянно иметь в виду условия труда, ремонтопригод-
ность, сокращение непрестижного труда по уборке. На последнем
ремонте ДП 5 реализовано решение по беэтранспортерной подаче
окатышей в весовую воронку. Можно надеяться, что доводка этой
системы повысит надежность шихтовки и даст другие преимущества.
7
Для шихтоподачи конвейерного типа (ДП 3 и 4) важным для решения
проблем загрузки двухкомпонентной шихты считают создание надеж-
ных ленточных дозаторов для работы на окатышах. Рассматривается
вопрос установки индивидуальных бункерных весов для окатышей с
последующей разгрузкой на главный конвейер. Ремонт второго разряда
ДП 3 в будущем году должен быть во многом посвящен решению
проблем шихтоподачи.
Хорошие перспективы по совершенствованию шихтоподач ДП 3 и 4
открываются в связи с выполненной реконструкцией отделения охлаж-
дения и сортировки агломерата на агломашинах 1 и 2. Весь агломерат
на комбинате удовлетворительно охлаждается и подвергается двойно-
му грохочению на аглофабрике. В связи с этим появляется возможность
"обратного хода”, т.е. возврата от пластинчатых главных и отсевных
конвейеров агломерата к резиновым. Причем этот обратный ход наме-
чается реализовать на качественно новом уровне - с увеличением
ширины конвейеров, использованием резинотросовой ленты и т.д. При
этом, можно получить серьезные улучшения по аспирации, сокращению
ремонтных и уборочных работ.
Воздухонагреватели. В этом вопросе отмечают не столько техничес-
кие проблемы, сколько проблемы по реализации. Все сроки, определен-
ные по перестройке воздухонагревателей, нарушены, проблема ремон-
та воздухонагревателей остается нерешенной. Даже удовлетворитель-
ный по техническим решениям блок воздухонагревателей ДП 6 после
семилетней эксплуатации начинает требовать ремонтов.
Системы охлаждения также заслуживают внимания. На ДП 3 и 4
изменено расположение коллекторов и трассировка трубной разводки
для охлаждения фурм. Прямыми измерениями давления воды на входе
и выходе из фурмы, установили, что, во-первых, давление и расход
воды на отдельные фурмы одной печи резко отличны; во-вторых, дав-
ление воды в охлаждаемой полости ниже, чем определено правилами.
Причина такого явления заключается в разной протяженности трасс.
Некоторые особенности технологии
Доменные печи НЛМК работают на шихте, состоящей из 25-45 %
неофлюсованных окатышей и 55-75 % офлюсованного агломерата.
Флюс - конвертерный шлак. Расход флюса стараются не подни-
мать > 50 кг/т, т.е. основную задачу офлюсования решали производст-
вом агломерат^ необходимой основности; кокс, шлак - корректирую-
щая добавка. Применение в шихте столь различных материалов требует
решать вопросы оптимизации соотношения агломерат (А): окатыши (О)
- по горизонтали. Основной принцип состоит в том, что к стенам печи
в
окатыши грузиться не должны. Достигается это порядком набора
материалов в скипы (или на конвейер ДП 6). Здесь на автоматических
шихтоподачах возможности явно недостаточные.
Второй способ для достижения этой цели - отказ от прямых подач.
Необходимую компенсацию по общему характеру распределения
материалов достигали применением переменного уровня засыпи и
загрузки подач с переменным отношением рудной нагрузки (чередова-
нием подач КРРК и КРР).
Особенности двухкомпонентной шихты и нестабильность ее как по
отношению компонентов, так и по характеристикам каждого из них
обусловливают необходимость подбора режима, обеспечивающего
равномерность схода шихты по всему сечению печи. Другими словами,
осуществлять постоянный контроль за толщиной гарнисажного слоя на
заплечиках; распаре и нижней части шихты. Понятно, что прямых изме-
рений не имеют. Косвенно судить о чистоте профиля можно по тепло-
вым нагрузкам - перепадам температур охлаждающей воды - по
соответствующим зонам. Такой подход к организации противотока
практически выражается в выборе оптимального общего перепада
давлений ’’горячее дутье - колошниковый газ” и регулировании его при
необходимости.
Такое регулирование относится к приемам не тактического, а стра-
тегического уровня, т.е. применяется на достаточно продолжительные
периоды. Оперативные задачи персонала по дутьевому режиму заклю-
чаются в поддержании заданного перепада давлений. Такой подход к
делу дает убедительные результаты. Для дальнейшего развития и
распространения этого технологического приема важно оснастить
- доменные печи приборами для контроля поверхности засыпи (профиле-
мерами). Известно, что перспектива появления таких приборов су-
ществует.
Создание и внедрение профилемера рассматривали как важнейшую
задачу среди вопросов расширения контрольно-измерительных средств
на доменных печах. Существенным в совершенствовании технологии
доменных печей НЛМК считали освобождение печей от цинка. Вывод из
аглошихты сталеплавильных шламов и шламов газоочистки ДП 6
снизил приход цинка с 500 до 150 г/т чугуна. Это обеспечило снижение
расхода кокса на 4 кг/т и снизило до минимума риск образования
цинкитных настылей. Ни на одной из остановленных на ремонт за
последние 1,5 года доменных печей цинкитных настылей не наблюда-
, лось. Оценка потерь от настылеобразования - дело сложное, но и
недооценивать этот положительный фактор нельзя.
Широко используют на доменных печах комбината технологический
прием, основанный на изменении расхода природного таза. Диапазон
изменений определяется интервалом теоретических температур горе-
9
ния 2000-2300 °C, критерием применения служат скорость схода подач
и верхний, общий и частные перепады давления. В результате добивают-
ся стабилизации форсировки дутьем и теплового состояния печи.
Полезным является использование режимов загрузки, сокращающих
так называемые "промежуточные зоны” между слоями кокса и агломе-
рата, и следовательно, улучшающих общую газопроницаемость шихты.
Для реализации этих режимов использованы различные варианты в
зависимости от конкретных возможностей оборудования на доменных
печах.
Серьезное внимание придают совершенствованию режимов останов-
ки (выдувки) и задувки доменных печей при проведении капитальных
ремонтов первого и второго разрядов [1, 2, 3]. Успешное прохождение
этих ответственных операций существенно влияет на продолжитель-
ность ремонта и на уровень дополнительных затрат в пусковой период.
Установили, что на этом пути, особенно при условии обеспечения
хорошей готовности печей к пуску по оборудованию, находятся серьез-
ные резервы.
Задувка печей. Необходимо рассмотреть технологические мотиров-
ки, выдвигаемые при задувках доменных печей традиционным спосо-
бом, когда форсировку ограничивают не по условиям газопроницаемос-
и движения шихты, а на основании представлений о том, что таким
образом можно обеспечить постепенность прогрева кладки. Известны
примеры [1], когда подача дутья в печь после зажигания кокса прекра-
щали совсем. Такими способами можно достигнуть "постепенности”
прогрева кладки” вплоть до полного прекращения прогрева. Но при
этом неизбежно ухудшается распределение температуры (и газа) по
сечению печи. Применяемые в практике задувок способы приблизить
распределение газового потока в пускаемой печи к характерному для
нормально работающей - закрытие части воздушных фурм или умень-
шение их диаметра - при ограничении' форсировки, по существу,
сводятся к перераспределению малых (по сравнению с нормальным
режимом) количеств газа (и тепла) по сечению печи.
Если вопрос распределения газа по сечению печи при задувке всегда
возникал перед доменщиками и здесь можно говорить лишь об эффек-
тивности способов его решения, то важность распределения темпера-
тур по сечению - другая сторона того же вопроса - неоправданно
оставалась в тени. Самые общие представления о негативных проявле-
ниях повышенной неравномерности температурных условий по сече-
нию печи при задувке указывают на возможность возникновения
серьезных затруднений, действующих как в начале задувки, так и
достаточно длительно.
Поставленные вопросы нашли свое решение в разработке нового
режима задувки доменных печей, включающий все основные положе-
ю
ния, вытекающие из анализа. Необходимость уточнения некоторых
намеченных анализом параметров и положений обусловило разработку
и осуществление при первой (опытной) задувке программы исследова-
ний, -целью которых было получение дополнительной информации о
формировании температурных полей в пусковой печи, о реальных
температурных условиях активного восстановления и времени пребы-
вания в них первых и последующих порций железорудных материалов.
Обычные наблюдения за ходом задувки должны были подтвердить или
опровергнуть предположения о резервах в форсированной задувке печи
и возможностях выбора степени форсировки.
Таким образом, вопросы модернизации и совершенствования техно-
логии должны обеспечить дальнейшее повышение технического, техно-
логического уровня, улучшения условий труда, снижения эксплуата-
ционных затрат, а в конечном итоге динамичное развитие произ-
водства.
Совместное использование природного газа и обогащенного кисло-
родом дутья. На комбинате применяют высокие параметры комбиниро-
ванного дутья (25-35 % 02, расход природного газа до 140 м2 э/т чугуна).
Основные изменения в процессе при совместном применении кислоро-
да и природного газа могут быть поставлены в связь с теоретической
температурой горения. При сохранении этой температуры увеличение
доли кислорода до 33 % и соответствующее увеличение природного
газа дают снижение объема газа, образующегося при сжигании едини-
цы кокса, при более высокой объемной доли кислорода в дутье объем
газа возрастает. Увеличение производительности при увеличении значе-
ний этих параметров по условиям сохранения температуры горения
достигается преимущественно за счет снижения расхода кокса. Повы-
шение теоретической температуры > 2300 °C может вызвать возгонку
некоторых оксидов. Выбор теоретической температуры производится
по известным зависимостям.
2. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ПРОЦЕССОВ ТЕПЛООБМЕНА
И ВОССТАНОВЛЕНИЯ ПРИ ПУСКЕ ПЕЧИ
2.1. ТЕПЛООБМЕН И ВЛИЯНИЕ НА НЕГО ПАРАМЕТРОВ
КОМБИНИРОВАННОГО ДУТЬЯ
Формирование температурных полей в объеме печи выше воздушных
фурм с момента задувки происходит в условиях противотока и характе-
ризуется полной завершенностью теплообмена (до повышения темпера-
туры колошникового газа) и соотношением водяных эквивалентов
iVp/Wyj > 1 во всей противоположной зоне (до значительного развития
прямого восстановления железа). На основании теории теплообмена
[5] можно схематично представить изменения температуры газов по
высоте печи от момента задувки до повышения температуры газов.
и
Для конкретизации теплообмена целесообразно применение показа-
теля Q тыс.кДж/кг кокса, представляющего количество тепла, получае-
мого доменной печью при сжигании на фурмах 1 кг кокса. Поскольку
сжигание кокса у фурм в начальный период задувки является абсолют-
ной, а в более поздние периоды - относительной - мерой потока шихты,
то показатель Q характеризует количество тепла, получаемого объем-
ной единицей шихты. Исключение из расчетов переменной величины
Сш (кажущаяся теплоемкость шихты) и упрощение до прямой зависи-
мости бш (поток шихты от Кф - кокс сжигаемый на фурмах) не изме-
няет качественных результатов расчета, а поэтому допустимо. Коли-
чество тепла, получаемого объемной единицей шихты, является важ-
нейшим фактором скорости прогрева шихтовых материалов, загружен-
ных в печь перед задувкой.
Вторым фактором, оказывающим влияние на формирование темпе-
ратурных полей, является отношение водяных чисел потоков газа и
шихты мг/шш. Особенностью распределения температур по высоте печи
при высоких значениях юг/мш является большая - протяженность
высокотемпературных зон, при низких значениях - мг/юш - наоборот,
увеличивается протяженность зон с низкими температурами. Показате-
лем отношения мг/шш может служить количество газов, образующихся
на фурмах при сжигании 1 кг кокса (Гф, м3/кг кокса).
Действие названных факторов на формирование температурных
полей подтверждает схема (рис. 1). Температурные кривые показы-
вают, что при одинаковом количестве тепла, приходящегося на единицу
потока, может быть получено различное распределение температур и
различная относительная протяженность зон высоких и низких темпера-
тур при разном количестве газа на единицу потока. Так, в случаях
возрастания Гф при неизменном Q (линии 1,2 и 3, 4 на схеме) увеличи-
вается высота соответст-
вующих высокотемператур-
ных зон:	и h4 > h3.
Это увеличение происходит
за счет характера теплообме-
на, определяемого отноше-
нием юг/мш.
Рис. 1. Формирование темпера-
турных полей в противотоке при
изменении характеристик фур-
менных газов (1,2 - Qj = <?2;
гф2 >ГФ1:3-4 -°э=^:гф<>
> Gj>3’	> О1,г)
12
500 1000 1500
500 1000 1500 t, °C
бездушных 500 1000 1500
фурм
Рис. 2. Схема изменения температуры газов и шихтовых материалов в задувоч-
ный период по высоте печи /, II, III — периоды задувки соответственно в 1—4; 5—8;
9-12 ч (пунктирная линия - изменение уровня первой порции железорудных ма-
териалов во времени; а, в - точки достижения температуры 600 и 1400 °C в мес-
тах нахождения первых порций железорудных материалов; а', в' — положение этих
точек на временной шкале)
Увеличение Q, естественно, приводит к общему повышению темпера-
турных полей. На схеме увеличение Q характеризуется увеличением
площади, находящейся слева от соответствующей температурной
кривой. Высота высокотемпературных зон при увеличении Q увеличи-
вается независимо от характера теплообмена. Схема (рис. 1) не учиты-
вает изменений теплофйзических свойств шихты, связанных с реально
происходящими изменениями ее состава и протекающих процессов
[6,7], но в качественном отношении верна для любых условий, включая
и период нестабилизированных температурных полей при задувке.
На схеме (рис. 2) в виде трех диаграмм приведены последователь-
ные распределения температур газа по высоте печи (по четыре кривых
на каждой диаграмме). Общей для всех диаграмм линией показано
перемещение горизонта первых порций железорудных материалов во
времени. Условный характер предлагаемой схемы очевиден, но это не
мешает сделать некоторые общие выводы. Из диаграммы I следует, что
в течение четырех часов (цифры у кривых) повышение температуры
13
происходит в слое кокса, т.е. обеспечивается прогрев коксовой насадки.
Исходная температура (по диаграмме 1700 °C) в этот период не являет-
ся лимитирующей, так как значительное превращение ivr над (поток
шихты - только кокс) обеспечивает быстрое распространение темпера-
туры газа вверх. Лишь в четвертом часу горизонт нагретого газа пере-
секается с горизонтом первых порций железорудных материалов. На
линии 4 диаграммы / горизонтальной сноской по уровню первых порций
железорудных материалов отмечена точка, выше которой отношение
№г/1*ш становится меньшим (увеличивается теплоемкость потока
шихты), а снижение температуры газа происходит быстрее.
На диаграмме II наиболее характерны точки перегиба кривых,
соответствующие температуре ~ 800 °C. Постепенное уменьшение
скорости охлаждения газа на участках кривых соответствующих
температурам > 800 °C, вызывается тем, что температура шихты по
мере распространения зоны прогрева вверх к этим участкам становит-
ся близкой к температуре газа, что заметно снижает интенсивность
теплообмена. При ~ 1000 °C и выше начинает проявляться увеличение
1*ш за счет развития прямого восстановления, что отражается на форме
кривых температуры газа, которые утрачивают выпуклость вправо
(характерную для режима теплообмена при шг > юш) и начинают при-
ближаться к характерным для режима теплообмена при шг > 1*ш фор-
мам кривых с выпуклостью влево. На диаграмме II это приближение
(линия 8) отражается прямым участком. Такое изменение теплообмен-
ных процессов требует интенсификации их в нижней части печи во
избежание нежелательного снижения температур. Интенсификация
достигается повышением температуры газа, образующегося на фур-
мах, т.е. повышением теоретической температуры горения. На диаграм-
ме II такое повышение отражено линией 8.
Описанное по диаграмме // изменение хода теплообменных процес-
сов логически развивается в характерные S-образные кривые, обычные
для нормального режима работы печи. Такое развитие показано на
диаграмме ///. На рис. 2 отмечены точки а и в, соответствующие дости-
жению температур газа в местах нахождения первых порций железо-
рудных материалов соответственно 600 и 1400 °C. Полагая, что темпе-
ратура шихты в этих местах достигает 400 и 1200 °C, и переходя на
временную шкалу (точки а' и Ь"), определяли время пребывания первых
порций железорудных материалов в температурном интервале, в
котором обеспечивается интенсивное восстановление окислов железа
до расплавления. Это время по схеме составляет > 4 ч. Схема позво-
ляет судить о том, какими путями можно увеличить это время: увеличе-
нием отношения №г/1уш> что ускорит перемещение температурных
полей вверх; увеличением высоты расположения первых порций желе-
зорудных материалов, при котором они позже входят в зону при 600-
14
1400 °C (по газу), а протяженность зоны по высоте за время запаздыва-
ния увеличивается.
Большинство доменных печей страны в настоящее время распола-
гает возможностями применения комбинированного дутья. Параметры
комбинированного дутья - его температура, содержание кислорода,
расход газообразных, жидких или твердых топливных добавок, влаж-
ность дутья - в различных сочетаниях позволяют в достаточно широком
диапазоне изменять показатели Q и Гф.
Связь показателей Гф и Q с параметрами комбинированного дутья
устанавливается формулой:'
_	1 + ы + 0,0338 ПГ 183,9(0 + 0,0212	- ПГ + 1,58
° “ ГФ*тСг “ 1,261(0 - 0,0102 ПГ 0,0224ы + 0,0008 ПГ + 0,0228	°’5,
где tT - теоретическая температура горения, определяемая для влаж-
ности дутья 0,01 мэ/м3; Сг - теплоемкость газа, кДж/(мэ ‘ К), прини-
мая 0,119 кДж/(мэ • К); ПГ - расход природного газа на каждую тысячу
мэ/мин дутья, тыс.мР/ч; Щ - температура дутья, °C; w - объемная доля
кислорода в дутье, мэ/мэ.
С помощью данной формулы построили зависимости между содержа-
нием кислорода и природного газа в дутье и количеством газа, образую-
щимся на фурмах при сжигании 1 кг кокса, а также выход горновых
газов на ту же единицу. При этом в расчете учитывали граничные
условия, которые обусловлены теоретической температурой горения.
При традиционных способах задувки (атмосферном дутье, отсутствии
топливных добавок, температуре дутья 600-700 °C) теоретическая
температура должна находиться в пределах 1700-2000 °C.
Для анализа выделили два периода задувки: в течение которого
температура в печи на горизонте расположения первых порций железо-
рудных материалов (и выше) не достигла значений 400-500 °C, т.е. не
созданы еще температурные условия восстановления окислов железа,
и когда температурные условия на горизонтах расположения железо-
рудных материалов достаточны для активного восстановления. Воз-
можно также выделение и других периодов, например, периоды до
зажигания кокса, до начала движения шихты, до начала плавления
железорудных материалов. Такое "расчленение" обязательно для
выбора режимов, наиболее соответствующих задачам каждого из
периодов и постепенного приближения к режиму нормального хода
печи. Для первого из рассматриваемых периодов, не предъявляют
высоких требований к количеству и объемной концентрации восстано-
вителей в газе. В течении этого периода можно говорить о некотором
преимуществе использования снижения объемной концентрации
кислорода в дутье, как параметра, обеспечивающего снижение теорети-
ческой температуры горения и компенсирующего повышение темпера-
туры дутья.
Разные периоды задувки печи диктуют задачу организации разных
схем теплообмена, в том числе от низкотемпературного до высокотем-
пературного с регулированием расхода и концентрации восстановите-
лей в газе. Реализация этих схем, как вытекает из анализа полученных
номограмм, возможна на пути установления заданных соотношений
природного газа и кислорода в дутье с присущими в задувочный период
ограничениями температуры дутья (600-700 °C) и теоретической
температуры горения. Одним из мощных факторов, решающих вопросы
теплообмена в первый период, является использование природного
газа, который обусловливает повышенную газодинамическую напря-
женность с достаточной концентрацией восстановителей и необходи-
мую теоретическую температуру 1700-1800 °C.
Во втором периоде задувки открываются возможности форсирования
теплообмена повышением температуры, концентрации кислорода в
дутье, повышением расхода природного газа и достижения теоретичес-
кой температуры горения рабочего режима.
£2. ТЕПЛООБМЕН И ВЛИЯНИЕ на него процессов
ВОССТАНОВЛЕНИЯ
Непостоянным фактором являются виды затрат тепла на прямое
восстановление железа. Изменение этих затрат в условиях нормально-
го хода доменной печи определяется практическим непостоянством
всех входящих (шихтовых и дутьевых) характеристик процесса и всех
вариаций в организации противотока, как зависящих, так и не завися-
щих от технологического персонала. Такое изменение вынуждает вести
доменную печь с некоторым резервом тепла.
Все это относится и к периоду задувки, за исключением нескольких
часов в его начале, когда первые порции железорудных материалов,
движущиеся вниз, еще не встретились с перемещающейся вверх
условной поверхностью с температурой газа ~ 900 °C. После такой
встречи в пусковой доменной печи создается зона прямого восстанов-
ления, резко возрастает кажущаяся теплоемкость шихты, находящейся
в этой зоне, что оказывает существенное влияние на скорость ее
прогрева. При составлении схемы развития теплообменных процессов
при задувке в начале главы мы уже касались этого вопроса. Необходи-
мо отметить, что успех задувки доменной печи - во многом опреде-
ляется объемом прямого восстановления железа.
Особенно необходимо подчеркнуть опасность незавершенности
восстановления железа до расплавления. В этом случае процесс прямо-
го восстановления продолжается из расплава, а поскольку скорость
вертикального перемещения расплава выше, чем у твердой шихты, то
высока вероятность распространения прямого восстановления не
только на верхнюю коксовую насадку, но и на нижнюю. Очевидно, что
16
получение или недополучение прогретых продуктов плавки, качествен-
ного чугуна, условий беспрепятственной отработки чугуна и шлака,
’’чистых” верхней и нижней коксовых насадок определяются тем, в
какой мере при задувке печи удастся избежать значительно большего,
чем при номальной работе, развития прямого восстановления и, особен-
но тем, в какой мере восстановление железа произойдет до расплав-
ления.
Ход восстановления железа из железорудных материалов опреде-
ляется рядом условий [10, 11], важнейшими из которых являются
температура и концентрация восстановителей. Степень восстановления
железа из реальных железорудных материалов зависит, кроме назван-
ных условий, от времени пребывания материалов в температурных
условиях активного восстановления и от восстановимости, т.е. сово-
купности свойств материала, позволяющих ему быстрее или медленнее
восстанавливаться в определенных условиях.
Необходимо проанализировать изменение в ходе задувки располо-
жения по высоте печи температурных полей, соответствующих началу
активного восстановления (500 °C), смена типа восстановления -
косвенного на прямое (900 °C) и расплавлению материалов (1200 °C) и
изменение времени пребывания материалов в температурных усло-
виях активного восстановления. Полагая, что количество и концентрация
восстановителей и восстановимость материалов при задувке не хуже,
чем при нормальной работе, можно утверждать, что в любой период
задувки полнота восстановления железосодержащих материалов будет
не хуже, чем на нормально работающей печи, если время пребывания
их в температурном интервале активного восстановления будет не
меньше, чем на нормально работающей печи.
Для анализа использовали простейшую схему перемещения темпе-
ратурных полей и некоторых характерных горизонтов столба шихты по
высоте печи во времени (рис. 3). Схему составили на основании общих
представлений о ходе теплообмена и формировании температурных
полей в пусковой доменной печи. Она использовала в простейшем виде
результаты анализа влияния на теплообмен изменения параметров
комбинированного дутья и в некоторой мере - данные наиболее успеш-
ных задувок доменных печей НЛМК по традиционной технологии. В
целом же при разработке схемы нельзя было использовать эксперимен-
тальные данные о положении температурных полей при задувке, так как
имеющиеся исследования при задувках не дают сколько-нибудь доста-
точного материала. Таким образом, схема имеет пояснительный
характер. Однако результаты анализа схемы дали основание для
изменения самого принципа составления задувочной шихты, что и было
сделано уже при первом опыте задувки по новому, а исследования,
выполненные при этой задувке, и результаты задувки подтвердили
17
Рис.3. Схема перемещения температурных полей при пуске печи и режимах
дутья:
а - базовом; б - форсированном; в - замедленном; г - смещение линии н' при
увеличении уровня расположения железорудных материалов; д - то же при сниже-
нии; 2-5 - проекции отрезков для движения шихты в интервале 500-1200 °C
правильность самой схемы, анализа ее и решений по результатам
анализа.
Проекция отрезков линий движения шихты, заключенных между
точками их пересечения с линиями температур, на ось времени показы-
вает время пребывания шихты в определенном температурном интер-
вале. Поскольку соотношение высот температурных интервалов 500-
900 °C и 900-1200 °C во времени и при различных вариантах теплооб-
18
мена сохраняется примерно одинаковым,, схему и анализ не усложня-
ли определением времени пребывания раздельно по температурным
интервалам косвенного и прямого восстановления.
При рассмотрении схемы видно, что при низком расположении
первых порций железорудных материалов в шихте первого объема
время пребывания в условиях активного восстановления составляет 2 ч
и не изменяется, учитывая округление до полного часа, от интенсифика-
ции теплообмена. В таких условиях невозможно достаточно полное
восстановление первых железорудных материалов шихты и неизбежно
образование железистых шлаков, охлаждающее действие которых
(реакция FeO + С = Fe + СО) и создает основные трудности задувки:
физически холодные, плохо разделяемые чугун и шлак; высокое содер-
жание серы в чугуне; трудности вскрытия леток и подготовки желобов к
последующим выпускам. Низкие рудные нагрузки, также традиционно
применяемые в задувочной шихте, не затрагивают сущности происхо-
дящих явлений: уменьшение количества железорудных материалов
лишь сокращает, но не устраняет образование железистых шлаков,
восстановление железа из расплава с охлаждением продуктов плавки.
В табл. 1 приведен анализ затрат тепла на восстановление оксидов
железа при задувке а совмещенной зоне: зоне горения и восстанов-
ления.
Развитие восстановления оксидов железа на нижних горизонтах
противоточной части доменной печи, при котором создается совмещен-
ная зона горения - восстановления, оказывает заметное влияние на
характеристики вступающего в противоток газа даже при малой доле
кокса, газифицируемого оксидами. Анализируя влияние дутьевых
параметров на теплообмен, отметили, что увеличение количества газа
на единицу потока шихты обеспечивает увеличение протяженности по
высоте печи.
Для полноты рассмотрения вопроса можно назвать варианты дутье-
вого режима, при которых даже низкорасположенные при заполнении
Таблица 1. Влияние затрат тепла на восстановление оксидов
Р/К	Доля кокса	Qr при газификации 1 кг кокса				tr, вступающе- го в проги во- ток, °C
		мэ	%	кДж	%	
База	0	4,560	100,0	19160	100,0	2000
0,5	0,063	4,372	95,9	17269	90,1	1880
0,7	0,098	4,297	94,2	16516	86,2	1829
0,9	0,113	4,222	92,6	15760	82,3	1777
1.1	0,139	4,147	91,0	15004	78,3	1722
19
пусковой печи порции железорудных материалов могут находиться
достаточно долго при температурах активного восстановления. Это
варианты с низкой теоретической температурой горения (1т < 1700 °C) и
очень высокой температурой дутья (ffl > 1200 °C). Низкая объемная
доля кислорода в дутье или высокий расход природного газа, при
которых удовлетворяются оба названных условия, обеспечивают резкое
увеличение количества газа (Гф) и количества тепла (Q), образующихся
при сжигании единицы кокса, т.е. приходящихся на единицу потока ших-
ты. На схеме рис. 3 реализация таких режимов проявилась бы в значи-
тельном уменьшении угла наклона линии 1н, что отражало бы значи-
тельное уменьшение скорости опускания шихты. При этом время ее
пребывания в каждом температурном интервале возросло.
Такие режимы не могут, однако, рассматриваться как возможные
для реализации по следующим причинам: снижение теоретической
температуры горения ограничивается условиями прогрева продуктов
плавки уже в начальный период задувки; температура дутья (1200 °C)
не может быть обеспечена на большинстве доменных печей особенно
при задувке; приближение к таким режимам неизбежно сопровождает-
ся снижением объемной концентрации восстановителей в газе, что
затрудняет (или исключает) достижение основной цели полного восста-
новления железа до расплавления.
23. ВОЗМОЖНЫЕ И ДОПУСТИМЫЕ ПРЕДЕЛЫ
ФОРСИРОВКИ ПЕЧИ ПРИ ЗАДУВКЕ
Рассматривая ход теплообмена в противотоке в нестационарных условиях
задувки доменной печи, ужв отмечали ошибочность распространенных представле-
ний о необходимости ограничения темпа звдувки по соображениям улучшения
тепловой и восстановительной подготовки железорудных материалов задувочнсй
шихты. Отметили также неэффективность приемов улучшения горизонтального
распределения характеристик газе, вступающего в противоточную зону при малом
количестве дутья. Тем не менее в практике задувок доменных печей до настоящего
времени распространены существенные ограничения темпа раздувки как в началь-
ный, так и в очень продолжительный (до месяца) последующий период.
Обращая внимание на противоречивость влияния степени интенсивности раздув-
ки на состояние печи, Б.И.Жеребин указывал нв возможности смягчения этих проти-
воречий при использовании восстановительных или инертных газов в сочетании с
повышением температуры дуьтя. Это утверждение верно, но его можно отнести к
малой интенсивности задувки. Ход теплообменных процессов в противотоке при
задувке и, соответственно, условия прогрева и восстановления шихты зависят не от
интенсивности горения кокса и скорости опускания шихты, а от соотношения во
времени теппофизических хврактеристик потока шихты и газов.
В то же время как по технологическим (что было показано выше), так и по чисто
производственным показаниям целесообразно устанавливать дутьевой режим
пусковой печи максимально близким к предельному по количеству дутья. Избежать
ошибок при назначении режима задувки по количеству дутья можно, если исходить
из положения о поддержании в любой момент задувочного периода активного веса
шихты на уровне, близком (во всяком случае не превышающем) к значению активно-
го весв шихты в условиях нормальной работы доменной печи, т.е. к установленному
20
опытом. Выразив это положение через Ра = ра(оптЪ получили урввнение баланса
сил, действующих на столб шихты, т.е. Ра = Рш - Ртр - Рг, гдв Рш - вес столба
шихты; РТр - силы трения; Рг - подъемная сила газового потока, для нормальной
работы и для литого момента могут быть объединены, т.е. Рш - Ртр - Рг = Рщ(опт) ~
ртр(опт) " рг(опт)’
Силы трения определяются в основном тремя факторами: геометрией рабочего
пространства печи, физическими свойствами и соотношением материалов, приме-
няемых в шихте, и интенсивностью движения шихты. Каждый из этих факторов
можно оценить лишь условно, однвко, при сопоставительной оценке сил трения,
препятствующих движению шихты для одной печи, но для рвзных условий, влияние
геометрии рабочего пространстве с достаточным основанием можно считать
неизменным. Что же касается двух других факторов, то, хотя известны, например
такие связи как увеличение рудной нагрузки - увеличение сил трения или увеличе-
ние форсироеки - уменьшение сил трения, их количественная оценка практически не
может быть дана. В связи с этим с учетом противоположной напрввленности приве-
денных связей при сопоставлении задувочного и нормального режимов, в также,
принимая во внимание, что стоящая задача требует лишь приближенного решения,
силы трения в нормальном и любом режиме работы одной доменной печи можно
полагать равными Ртр = ртр(опт)- Тогда сопоставительное выражение баланса сил,
действующих на столб шихты, принимает вид Рш - Рг = рш(опт) “ рг(опт)-
Известные способы расчета подъемной силы газа [6] непригодны для практичес-
ких расчетов, так как предполагают использование ряда величин, которые не могут
быть определены в производственных условиях. Можно избежать Сложности и
получить удовлетворительные для практики результаты, считая, что на конкретных
доменных печах и при определенном (или мало меняющемся) составе шихты в ходе
эксплуатации устанавливвется оптимизированный перепад давления горячее дутье
колошниковый газ (Др), соответствующий реальному весу шихты. Для конкретной
печи, работающей в определенных шихтовых условиях, можно полагать, что
рг(опт) = Д Ропт и Р|- = fc Д Р
Содержание двух последних урввнений, звключвется в том, что коэффициент
пропорциональности, оказывающий подъемную силу газа, действующую на слой
шихтовых материалов, с потерей давления газа при движении через этот слой,
который может быть определен при стабилизированном ходе печи, сохраняет свое'
значение и при некотором изменении условий (в частности, при изменении веса
шихты). Физический смысл такого упрощения состоит в том, что потеря давления
газа при движении через слой характеризует энергию, переданную им слою, которая
реализуется в нем, как сила, препятствующая его движению.
Что касается веса столба шихты, то он может быть выражен через постоянно
контролируемый параметр - рудную нвгруэку (P/К). Для этого задавали насыпную
плотность кокса 0,5 т/мэ и железорудных материалов 2,0 т/мэ. Объем шихты,
состоящей из 1 т кокса и P/К т железорудных материалов, будет
Р/К 1
2 + "oj
а вес ее составит: Р/К = 1 т. Вес 1 м3 шихты Рш =
(Р/К) + 1
Зависимость насыпной плотности шихты от рудной нагрузки представленв
графически. Линеаризация этой зависимости е диапазоне значений Р/К = 0,7-4,3
приводит к'формуле Р'ш = 0,67-0,16 Р/К, с максимальной погрешностью < 4%.
Вес столба шихты в объеме до зоны расплавления Рш = Р'ш 0,7 V, где V - объем
доменной печи, м3, 0,7 - доля этого объема, находящаяся выше зоны рвсплввле-
ния (середины распара), или Рш = [0,67 + 0,16 (Р/К) ] 0,7 V.
21
Рис. 4. Номограмма определения допустимого перепада давления в эадувочный
период при Р/к:
1 - 1; 2 -1,5; 3 -2; 4 - 2,5; 5 - 3,0; 6 - 3,5,7 - 4,0; в -1,5
Используя данные работы [6] о том, что активный вес составляет 15-30%
от всего веса шихты и конкретизируя этот интервал значений по гарантирован-
ному сходу шихты, приняли для дальнейшего рассмотрения соотношение Ра =
= 0,3 Рщ и Рр — 0,7 Рш.
Применяя полученные выражения можно определить в условиях стабильной
работы доменной пёчИ коэффициент
рг (опт)	°.7Рш(опт) [0,328 + 0,07В (P/К) (опт) ] • V
д₽опт	д₽опт	д₽опт
определить перепад давлений горячее дутье - колошниковый газ, обеспечивающий
сохранение активного веса шихты на той же доменной печи при изменении руд-
ной нагрузки, т.е.
Др = [0,328 + 0,078 (Р/К) ] V/k.
Зная (Р/Юопт и ДрОпт* можно обоснованно устанавливать значение перепада
давлений &Р(п)в любой n-ый момент работы печи, когда
Др(п) 4,2 + (Р/К)„
(РЖ)„Т ♦ <P/K)m;	—
Это соотношение применимо при любых изменениях рудной нагрузки. Однако,
как показывает анализ (рис. 4), при обычных изменениях рудной нагрузки кор-
ректирующих тепловое состояние, поправка по величине общего перепада давле-
ния невелика. На рис. 4 заштрихован диапазон изменения +5% от Р/К = 3,5 и
соответствующий диапазон расчетных изменений Др, который соответствует
22
±2%, а поэтому может не применяться. В случаях же значительных изменений
рудной нагрузки корректировка дутьевого режима обязательна. На рис. 4 пока-
зан пример изменения рудной нагрузки с 4,0 до 2,0 т/т, при котором величина
общего перепада давлений должна быть уменьшена на 24 % от исходной. Именно
таким случаем является задувка доменной печи.
Рудная нагрузка в столбе шихтовых материалов при задувке значительно
меньше, чем при нормальной работе. Последующий период выплавки литейного
чугуна также требует пониженной рудной нагрузки. Используя полученное соот-
ношение, можно правильно соотнести параметры дутья (Др) с меняющимися
параметрами шихты (P/К). Особенность задувочной шихты (шихты первого объе-
ма) (ее неравномерность по высоте) не создает затруднений, так как при задув-
ке можно исходить из среднего в объеме выше середины распара значения руд-
ной нагрузки. Также по среднему значению рудной нагрузки в шихте, находящейся
в печи, определяется общий перепад давлений и в любой период, когда столб
шихты сформирован из шихт с неодинаковой рудной нагрузкой.
Основные выводы анализа заключаются в том, что критериями интенсивности
теплообмена могут быть количество газов и тепла, образующихся при сжигании
1 кг кокса; теплообменные процессы в противотоке при задувке доменных пе-
чей могут быть интенсифицированы воздействием на обе составляющих противо-
потока; в ходе задувки выделяются два периода: до начала расплавления первых
порций железорудных материалов и после него; в первом периоде теоретичес-
кая температура горения может поддерживаться на значительно более низком
уровне, чем во втором; расположение железорудных материалов в шихте запол-
нения оценивается высотой их первых порций над горизонтом фурм; дутьевой
режим и высота расположения первых порций железорудных материалов назна-
чаются согласованно и должны обеспечивать время нахождения первых порций
железорудных материалов в температурном интервале 500-1200 °C примерно 4 ч.
Необходимо также отметить, что условия тепловой и восстано-
вительной обработки железорудных материалов (даже их первых
порций) при этом оказываются не хуже, чем в нормально работаю-
щей печи, поэтому рудная нагрузка, начиная с первых порций железо-
рудных материалов шихты заполнения, может назначаться нормаль-
ной для выплавки литейного чугуна. За время проработки шихты
заполнения в основном завершается прогрев огнеупорной футеров-
ки, затраты тепла на который восполняются коксом разогрева
(нулевой шихтой) и тепловым резервом шихты литейного чугуна;
шихту, загружаемую в печь после задувки, потребность тепла на
прогрев футеровки можно не учитывать.
Степень форсировки печи в период задувки не влияет на тепловую
и восстановительную обработку шихты и скорость нагрева футе-
ровки, поэтому снижение тепла задувки не может быть мотивиро-
вано этими задачами; темп задувки - форсировка печи дутьем
при задувке определяется условиями схода шихты; параметрами,
определяющими возможную форсировку при задувке, могут быть
средняя рудная нагрузка в стебле шихты выше распара и перепад
давлений горячее дутье - колошниковый газ. Максимально возмож-
ный (по условиям схода шихты) темп задувки оказывает благоприят-
ное воздействие на развитие процессов в печи по горизонтали,
23
и в сочетании с принципами организации тепловой и восстановитель-
ной работы при задувке может обеспечить получение заданного
содержания кремния и других элементов в первом чугуне.
3. ДИНАМИКА НАГРЕВА КЛАДКИ ПЕЧИ
И ОБРАЗОВАНИЕ ГАРНИСАЖА
3.1. НАГРЕВ КЛАДКИ ПЕЧИ ВЫШЕ ГОРИЗОНТА
ВОЗДУШНЫХ ФУРМ
Оценивая явления, происходящие в период задувки доменной
печи, учитывают [12] дополнительные затраты тепла на прогрев
огнеупорной футеровки печи. При этом отмечают, что шихтовые ма-
териалы успевают прогреться до рабочих (характерных для стаби-
лизированного процесса) температур значительно раньше, чем
огнеупорная кладка печи [1]. На основании таких представлений сде-
лали вывод о необходимости деления дополнительного кокса, необ-
ходимого для повышения температур столба шихты и огнеупорной
кладки при задувке от исходных (нулевых) до рабочих, на сосредото-
ченный и рассредоточенный. При этом назначение и время исполь-
зования рассредоточенного кокса определяют необходимостью
догрева кладки после прогрева шихты. В то же время представлен-
ные в работе [1] экспериментальные данные не дают оснований
для такого решения. Так, представленная зависимость степени нагре-
ва шихтовых материалов и кладки печи от количества переработан-
ной задувочной шихты указывает на то, что прогрев кладки стабили-
зируется к моменту окончания переработки первого объема шихты,
причем за время переработки и половины первого объема шихты
температуры кладки достигают 70 % от уровня стабилизации.
Учитывая отмеченную противоречивость данных, использованных
при обосновании рассредоточения части кокса, а также определен-
ные предшествующим анализом возможность управления уровнем
максимальных температур при задувке и возможность создания уже
в первом объеме шихты условий тепловой и восстановительной
обработки материалов, при которых рудная нагрузка может не отли-
чаться от рудной нагрузки нормального хода печи, была сделана
попытка дополнительной оценки влияния затрат тепла на прогрев
кладки и на ход процесса задувки.
При этом исходили из того, что для правильной организации за-
дувки важны не только затраты тепла вообще, но и их распределе-
ние во времени, и не столько абсолютная величина этих затрат,
сколько их значение по отношению к общему количеству тепла,
генерируемому в печи в единицу времени, и по отношению к коли-
честву тепла, теряемому через огнеупорную кладку при стабилизи-
24
рованном процессе. Для ответа на поставленные вопросы выпол-
нили расчет теплопередачи при нестационарном процессе с исполь-
зованием приближенного метода Шмидта по схеме, изложенной в
работе [13].
Расчеты проводили для двух вариантов, отличающихся скоростью
повышения и достигаемых значением температур в рабочем про-
странстве, примыкающем к футеровке, которые приравниваются
к температурам внутренней поверхности футеровки. Толщину и
материал футеровки приняли для обоих вариантов одинаковыми,
зависимость теплопроводности от температуры не учитывали, тем-
пературу наружной поверхности футеровки, примыкающую к холо-
дильникам, повышали до некоторого уровня, после чего стабилизи-
ровали, что означало полное восприятие теплового потока холо-
дильником. Условия расчета следующие: материал - шамот плот-
ностью 2000 кг/м3; толщина стенки 0,5 м; коэффициент теплопро-
водности 1,0 Вт/(м • К), удельная теплоемкость 0,279 Вт - ч/(кг • К),
коэффициенты температуропроводности 0,00179 м2/ч, температура
внутренней и внешней поверхности 1773 и 473К (вариант!), 1273 и
393 К (вариант II). Повышение температуры наружной поверхности
по варианту I осуществляли за 5 ч, по варианту II - за 10 ч. Скорость
прогрева внутренней поверхности приняли близкой к наблюдаемым
при задувке.
В соответствии с методом проводили условное деление стенки
на элементарные слои Дх и рассчитывали время ДО, за которое
температура середины каждого слоя становится равной полусумме
температур поверхностей, т.е.
ДО = [ (Дх)2/2] • (р С/Л).
По принятым условиям и разбивке толщины стенки в каждом из
вариантов на пять слоев (Д х = 0,1 м)
ДО = (0,12/2) (2000 -0,279) /1,0) = 2,8 ч.
На рис.5,6 представлены результаты расчета распределения
температур в огнеупорной стенке по вариантам I и II. Характер
распределения температур во времени позволяет оценить величину
потерь тепла через стенки также во времени. Поскольку тепловой
поток через единицу площади определяется перепадом температур,
толщиной стенки и теплопроводностью материала, q = ДИ/l, то оче-
видно, что в любой момент он характеризуется углом наклона тем-
пературной кривой к горизонтали (тангенсом этого угла). При ли-
нейном распределении температур в однородной стенке,, которое
создается после завершения прогрева, все потери тепла, определяю-
щиеся тепловым потоком через стенку, воспринимаются (при наших
25
Рис. 5. Кривые распределения температур при прогреве кладки через 2,8 ч
Рис. 6. Два варианта изменения
теплового потока в кладке печи
в зависимости от времени про-
грева (штриховая линия - уро-
вень стабилизированного теп-
лового потока, кВт/м2: I - 2,6;
/1-1,76)
упрощающих допущениях) холодильниками, а величина теплового
потока сохраняется одинаковой по всей толщине стенки.
Иначе обстоит дело в период прогрева стенки. Все температур-
ные кривые, относящиеся к периоду прогрева, характеризуются
максимальным углом наклона к горизонту в слое стенки, примыкаю-
щему к рабочему пространству печи. По мере продвижения в глубь
стенки этот угол снижается. Соответственно тепловой поток имеет
максимальное значение вблизи рабочей поверхности и снижается
по мере отдаления от нее. Смысл этого снижения состоит в аккуму-
ляции тепла в массе огнеупора. Такая аккумуляция продолжается
26
до насыщения материала кладки теплом соответственно теплоемкос-
ти этого материала.
Применительно к оценке потерь тепла из рабочего пространства
через стенку (в стенку) в период прогрева кладки имеет значение
максимальный тепловой поток. Графики распределения температур
в стенке в ходе прогрева (рис. 5), наглядно показывают, что в тече-
ние всего периода прогрева потери тепла оказываются выше, чем
при достижении стабилизации после окончания прогрева: углы накло-
на температурных кривых 1-7 к горизонту в слое кладки, примыкаю-
щему к рабочему пространству печи (на рис. 5, 0-100 мм) оказы-
ваются большими, чем угол наклона линии 8.
Для количественной оценки, изменения тепловых потерь через
стенки рассчитаны значения тепловых потоков в слое 0-100 мм
от внутренней поверхности кладки, которые представлены графичес-
ки на рис. 6. Расчеты выполняли по тем же двум вариантам, что и
предыдущие. По каждому из вариантов определено также значение
стабилизированного теплового потока.
Из рис. 6 видно, что тепловой поток через стенки после задувки
быстро возрастает и достигает максимума.. По варианту / этот мак-
симум в четыре раза превышает/уровень стабилизированного по-
тока, по варианту II - в три раза. По времени достижение максимума
совпадает со времененм (принятым в условии) достижения темпе-
ратур на соответствующей высоте в рабочем пространстве уровня
стабилизации (I вариант - 5 ч, II вариант - 10 ч). После перехода
через максимум тепловой поток резко снижается и через 25 ч после
начала прогрева оказывается на уровне ~ 1,6, через 30 ч - 1,4 от
стабилизированного, в дальнейшем асимптоматически приближаясь
к нему.
Если учесть (по данным тепловых балансов, приведенных в [5]),
что при нормальной работе доменных печей потери тепла в атмос-
феру и с охлаждающей водой (т.е. через стены) составляют ~ 7 %
общего количества тепла, получаемого и генерируемого в доменной
печи, то влияние увеличения потерь в 1,6 раза выразится величиной
4%, т.е. окажется в пределах обычного регулирования. Так, если
регулирование производится изменением расхода кокса, а поводом
для регулирования является изменение содержания кремния в
чугуне, то количественно связь между этими показателями выра-
жается следующм образом: (4,0/1,2) • 0,1 = 0,33% Si (здесь исполь-
зовано известное соотношение [4]: 0,1 % Si - 1,2 % К).
Следует отметить, что время достижения максимума потерь
тепла через стены на разных горизонтах печи различно; (5-15 ч
после задувки) оно совпадает со временем достижений максималь-
ных температур в рабочем пространстве на тех же горизонтах.
27
Абсолютно максимальное превышение тепловыми потерями через
стены во время* прогрева кладки уровня, характерного для нормаль-
ной работы печи наблюдается и в высокотемпературных зонах,
в которых максимальные температуры достигаются при задувке
достаточно быстро.
Максимальные потери тепла на прогрев кладки совпадают во
времени с проработкой сосредоточенного кокса (кокса насадки
над фурмами) задувочной шихты; во время проработки сосредото-
ченного кокса в низкотемпературные (верхние) зоны печи перено-
сится газом количество тепла, превышающее теплопотребность про-
цесса и обеспечивающее завершение прогрева огнеупорной футе-
ровки без применения ’’рассредоточенного” кокса (кокса по высоте
печи с постепенным увеличением рудной нагрузки).
Сопоставляй теоретические данные с экспериментальным [1],
обнаружили их совпадение. Подтверждено, что за время проработки
половины первого объема (за 10-15 ч) нагрев кладки происходит
на 70 %. Тем не менее наш вывод в известной мере противоположен
как распространенной практике задувок, так и выводам [1]. Целе-
сообразно еще раз подчеркнуть, что отказ от рассредоточенного
кокса в задувочной шихте основан на том что затраты тепла как
на прогрев столба шихты, так и на прогрев кладки обеспечиваются
главным образом при сжигании сосредоточенного кокса, что завер-
шается прогрев футеровки высокотемпературной и создается тепло-
вой резерв для завершения прогрева футеровки в низкотемператур-
ной зоне печи, что относительная значимость несколько более вы-
соких абсолютных потерь тепла, связанных с прогревом футеровки,
снижается при увеличении форсировки и, наконец, что малость
реально существующих потребностей тепла на завершение прогре-
ва футеровки не оправдывает ни расчетов при разработке конкрет-
ных планов задувки, ни безрасчетного значительного снижения руд-
ных нагрузок на основании представлений о затяжном характере
прогрева кладки.
В практике традиционных задувок применение низких рудных,
нагрузок (< 2 т/т) в шихте первого объема может быть объяснено
не необходимостью иметь больше кокса для завершения прогрева,
а необходимостью исправления столь же традиционных ошибок
начальной стадии задувки. Таким образом, ранее сделанный вывод
о возможности применения в шихте первого объема, начиная с опре-
деленной высоты, рудных нагрузок характерных для нормально
работающей доменной печи, не ставится под сомнение изучением
затрат тепла на прогрев кладки, тем более, что при пуске печи
после нового строительства или капитального ремонта первого
разряда ориентируются на выплавку литейного чугуна.
28
32. УСЛОВИЯ ОБРАЗОВАНИЯ ПЕРВИЧНЫХ ШЛАКОВ
И ГАРНИСАЖА
Характер кривых изменения тепловых потоков через стенки
печи (см. рис. 5,6) позволяет сделать некоторые выводы, касающиеся
вопроса гарнисажа, часто упоминаемого при формулировке задач
задувочного периода. Указанные на рис. 6 значения стабилизирован-
ного теплового потока рассчитаны по заданным температурам
внутренней и внешней поверхностей, толщине стенки и теплофизи-
ческим характеристикам ее материала. В реальных условиях рабо-
ты доменной печи в зонах печи, где имеются расплавы - жидкие
чугун и шлак, происходит частичное или полное уничтожение огнеупор-
ной стенки, которое прекращается лишь после образования на ее
внутренней поверхности слоя гарнисажа. Условия образования
гарнисажа рассмотрены в работе [15]. Необходимо обратить внима-
ние на одно из этих условий, полагая прочие такими же, как при
нормальной работе печи. Это условие рассмотрели лишь для одной
из зон печи - заплечиков, где располагали наиболее достоверными
сведениями, количественно характеризующими его. Это условие -
необходимая величина теплового потока. Для образования шлако-
вого гарнисажа на стенках заплечиков плотность теплового потока
должна быть 12-17 кВт/м2. При меньших значениях шлаковый рас-
плав, соприкасаясь со стенками, не приобретает достаточной вязкос-
ти, чтобы удержаться на них и даже при потере текучести не быть
сорванным движущейся шихтой. Как видно из рис. 6, для образовав
ния гарнисажа необходимая плотность теплового потока не дости-
гается даже при максимальных его значениях при прогреве кладки.
Из этого следует, что образования гарнисажа в заплечиках при
принятой в расчетах толщине и материале стенки не происходит.
Будет происходить только разрушение стенки, уменьшение ее тол-
щины до такой величины, при которой плотность теплового потока
не возрастет до указанных значений. В вышеприведенное утвержде-
ние необходимо внести поправку о том, что в настоящее время
толщина огнеупорной футеровки в заплечиках составляет ~ 345 мм.
При такой толщине стабилизированный тепловой поток составит
2,6 (0,5/0,345) = 3,8 кВт/м2, а максимальный (без дополнительного
расчета - по аналогии с просчитанным вариантом I) в 4 раза выше,
т.е. 3,8  4 = 15,2 кВт/м2. Такую же плотность теплового потока можно
получить после разгара футеровки до остаточной толщины
(3,8  0,345)/15,2 = 0,086 м. Таким образом, оказывается реальной
следующая последовательность событий: образование гарнисажа
в период прогрева кладки при повышении плотности теплового по-
тока до максимума - разрушение гарнисажа при снижении плот-
ности теплового потока по мере завершения прогрева - разрушение
29
незащищенной гарнисажем кладки до остаточной толщины (по рас-
чету 86 мм) - образование устойчивого гарнисажного слоя.
В такой многоступенчатости заключается возможность осложне-
ний при задувке доменных печей, особенно, если тонкостенными
(345 мм) выполнены не только заплечики, но и охлаждаемая часть
шахты. Кратковременная возможность образования гарнисажа
в период прогрева кладки в начальный период задувки (5-10 ч)
с неизбежным его разрушением при завершении прогрева могут
быть причиной ухудшения схода шихты и снижения форсировки (при
образовании гарнисажа) и непредсказуемых нарушений теплового
состояния или воздушных фурм (при разрушении, оползании гарни-
сажа).
Сама постановка вопроса о создании гарнисажа при задувке
является ошибочной. Целесообразно рассмотреть возможность
предупреждения образования гарнисажа в период максимального
увеличения плотности теплового потока при прогреве кладки,
т.е. в первые 10 ч после задувки. Такую задачу, очевидно, можно ре-
шить только при создании условий, исключающих (или сводящих к
минимуму) шлакообразование в этот период. При этом возникает
противоречие с рядом положений традиционной технологии задувки,
которые предусматривают включение в шихту, прорабатываемую
в этот период, флюса для ошлакования золы кокса, а также в прак-
тике многих предприятий специальных шлакообраэующих.
Ввод флюсов и шлакообразующих в задувочную шихту мотивиру-
ется необходимостью ошлакования золы кокса, получения шлака,
образующего гарнисаж, получения достаточно большого количества
шлака, чтобы ошибки расчета шихты (часто не удается правильно
оценить восстановление кремния в первый чугун) или ошибки при
загрузке этой шихты не оказали бы опасного для хода процесса
воздействия на состав шлака. Естественно, что высказанное пред-
ставление об ошибочности тезиса о необходимости образования
гарнисажа в начальный период задувки оказывается недостаточным
для принятия практического решения, если другие названные тезисы
остаются в силе. Можно выдвинуть предположения, которые ставят
под сомнение необходимость как раннего ошлакования золы кокса,
так и создания резерва на ошибку в виде увеличенного количества
шлака.
Вероятно, образование гарнисажа в заплечиках и выше мало
связано с золой кокса, даже если дается флюсующий материал. Во
всяком случае распространенным является мнение, что зола кокса
переходит в расплав только после сгорания углерода кокса, т.е. в гор-
не. Если такое мнение верно, то задувочная шихта, не содержащая
шлакообразующих по высоте, соответствующей времени проработки
30
~ 10 ч, даже если в нее введен флюс на ошлакование золы кокса,
обеспечивает сухое состояние зоны заплечики - распар. Если же
возможно участие в шлакообразовании золы несгоревшего кокса,
то для этого необходимо исключить из шихты на такую же высоту
(~ 10 ч проработки) флюс ошлакования золы. Для оценки последствий
такого шага необходимо представить, в каком состоянии окажется
зола кокса после его сгорания на фурмах при отсутствии флюсующих
материалов.
Пересчитав состав золы на три компонента, исключив МдО, полу-
чили возможность использования наиболее изученной стройной
диаграммы состояния системы Ca0-Si02-AL203, т.е. 4,6-6,8 % СаО;
55,9-65,5 % Si02; 30-37,3 % А1203.
Используя диаграмму состояния системы Ca0-Si02-Al203 [14],
установили, что оба приведенных трехкомпонентных состава нахо-
дятся в муллитовой области и имеют температуру плавления 1750-
1800 °C. Диаграмма вязкости [14] показала, что при 1500 °C вязкость
систем приведенного состава оказывается больше, чем обычно
определяемые максимальные значения этого параметра, что также
подтверждает невозможность получения сколько-нибудь текучего
шлака из золы кокса. Можно предположить, что присутствие в золе
кокса железа и марганца окажут незначительное влияние на сниже-
ние температуры плавления, так как оксид названных элементов
имеют в условиях доменной печи хорошую восстановительную спо-
спобность.
В начальный период задувки, когда высокотемпературная (> 1200 °C)
область не распространяется за пределы участка столба шихты
эаполненого только коксом, представили диаграмму состояния
низа печи (рис. 7). Очевидно, что как в противоточной части печи,
так и в зоне неподвижного кокса (нижняя коксовая насадка), состоя-
ние кокса изменяется только по температуре. Сохраняется кусковая
структура кокса, не препятствующая движению газов, образующихся
у фурм как вверх (в противоточную часть), так и вниз (через нижнюю
коксовую насадку на выход через чугунные летки).
Наибольший интерес представляет образующийся на границе
зоны горения и нижней коксовой насадки слой накопления золы
кокса. Такое накопление начинается сразу же после возникновения
зоны горения и продолжается до превращения золы кокса в доста-
точно текучий шлак, который дренирует через нижнюю коксовую
насадку в нижнюю часть горна. Продолжительность накопления за-
висит от присутствия в шихте материалов, флюсующих золу кокса,
или других шлакообраэующих (это могут быть или чисто шлакообра-
зующие - шлаковый щебень, или шихтовая совокупность руды и
флюса). В традиционных задувках флюсы или шлакообраэующие
31
Рис. 7. Механизм прогрева коксовой насадки при задувке печи и движении ших-
ты (0; газа (II); фурменного газа на выход через летки (III)
вводят в шихту заполнения обычно в. распаре. Поэтому время на-
копления золы кокса ограничивается временем! перемещения флю-
сов шихты до фурм или временем расплавления первых шлако-
образующих плюс временем стекания первых шлаков к слою накоп-
ления золы кокса.
Оценочно, при традиционных задувках накопление золы кокса
продолжается 5-6 ч. Таким образом, рассматриваемый в плане
исключения условий раннего гарнисажеобразования вопрос более
позднего ввода в шихту заполнения флюсов или шлакообразующих
качественно не вносит ничего нового в процесс образования при
задувке слоя накопления золы кокса. Количественно же влияние
более позднего ввода в шихту заполнения флюсов или шлакообра-
зующих очевидно: накопление золы кокса возрастает пропорцио-
нально количеству чистого кокса в шихте заполнения или, используя
соотношения, не зависящие от объема-печи, высота слоя накопле-
ния золы кокса прямо пропорциональна высоте чистого кокса в
столбе шихты заполнения выше фурм.
32
Приведенные соображения о том, в каком виде может существо-
вать в доменной печи зола кокса при отсутствии флюсующих мате-
риалов, конечно, далеко не достаточны для полного представления
о том, как изменение слоя накопления будет влиять на ход задувки.
В связи с этим, наряду с вполне доказанным твердым или мало-
размягченным, но не текучем состоянием золы, в дальнейшем будем
исходить также из предположений, что сопротивление слоя золы
кокса или смешанного слоя: кокс - зола кокса проходу газов выше,
чем сопротивление слоя золы кокса в момент начала его ошлакова-
ния возрастает тем в большей степени, чем меньше прогрета к это-
му времени нижняя коксовая насадка. Кроме того, первые порции
шлака, прошедшие через нижнюю коксовую насадку дс уровня ле-
ток, вынуждают прекратить прогрев горна за счет отвлечения вниз
части газов, образующихся у фурм. Приводимые в литературе опи-
сания задувок, обычно не дают информации о продолжительности
выделения газа через вставленные в летки трубы, что, видимо,
можно понимать как недооценку такого показателя. Однако из нем-
ногих описаний задувок, где называется время, когда трубы обычно
зашлаковываются [8], относится к традиционным задувкам и вполне
подтверждает высказанное положение, что это происходит при под-
ходе к ним уже первых порций ошлакованной золы (5-6 ч).
Таким образом, существует зависимость'ошлакования золы кокса
от условий прогрева нижней части горна и можно на основании
проведенного анализа и практики традиционных задувок утверж-
дать, что накопление золы кокса в течение 5-6 ч, происходящее
при традиционных задувках, само по себе не препятствует прохож-
дению фурменного газа к леткам, а начавшееся шлакообразование
немедленно прекращает его, т.е. прекращает прогрев газами нижней
коксовой насадки. Степень прогрева нижней коксовой насадки к
этому времени недостаточна, о чем свидетельствуют как холодные
шлаки, появляющиеся в трубах, так и трудности последующих вскры-
тий леток. Очевидно, что увеличение продолжительности пропуска
части фурменных газов через нижйюю коксовую насадку необходимо
для улучшения ее прогрева, а для обеспечения такого увеличения
существует задержка времени ошлакования золы кокса. Поскольку
при этом увеличивается сопротивление проходу газов через слой
накопления золы,, можно предполагать существование оптималь-
ного времени, когда дальнейшая задержка ошлакования золы кокса
перестанет быть полезной для прогрева горна, но может вызвать
затруднения при ошлаковании, создавая локальные участки ухудшен-
ного дренажа.
Предположительный временной интервал начала ошлакования
может быть установлен > 6ч и до 10-12ч. При этом минимум опре-
33
деляется имеющимся опытом и недостаточностью прогрева горна
за это время. Верхние значения определены по условиям предупреж-
дения образования нежелательного раннего гарнисажа при непро-
гретой футеровке (10 ч) и по предполагаемой высоте расположения
в столбе шихты заполнения первых рудных подач, при котором они
попадают в зону плавления через 10—12 ч с достаточно полной вос-
становленностью. Уточнение времени начала ошлакования золы
кокса может быть проведено на основании опыта. Если же не будет
обнаружено негативных проявлений временного увеличения слоя
накопления золы кокса, итогом такой оптимизации может быть,
помимо исключения раннего гарнисажеобразования, значительное
улучшение прогрева нижней коксовой насадки и возможность при-
менения заманчиво простой эадувочной шихты, состоящей из чисто
коксовой и нормальной рабочей частей.
Для принятия практических решений о возможности отказа от
дополнительных шлакообразующих рассмотрели возможность
получения после задувки чугуна с содержанием кремния, близким
к расчетному, уже высказывали соображения о причинах характер-
ного для традиционных задувок получения высококремнистых,
но физически холодных и сернистых чугунов. Названы и способы,
применение которых обеспечивает физический нагрев и десульфу-
рацию и исключает образование в печи кольцевых или столбчатых
зон с условиями повышенного восстановления кремния. Весь анализ
явлений при задувке и выводы по каждому разделу в той или иной
мере направлены на повышение гарантий нормальной организации
процесса, в частности, на управляемость составом получаемого
чугуна. В связи с этим возможность сокращения количества шлака
при задувке следует ставить в зависимость от совершенствования
приемов задувки.
Ошибки при загрузке расчетной шихты могут быть исключены
или сведены к минимуму. Во-первых, упрощением задувочных шихт,
во-вторых, составлением их с учетом возможностей конкретной
системы шихтоподачи и, наконец, при повышении общей технологи-
ческой культуры и исполнительской дисциплины. Таким образом,
не существует технологических 'препятствий к существенному
уменьшению выхода шлака из задувочной шихты, тем более к отказу
от его искусственного увеличений вводом дополнительных шлако-
образующих.
3.3. НАГРЕВ КОКСОВОЙ НАСАДКИ, КЛАДКИ ГОРНА
И ЛЕЩАДИ, ВЫВОДЫ
Все рассмотренные выше явления доменного процесса в заду-
вочный период относились к противоточной части печи. Лишь рассмат-
34
ривая вопрос о гарнисажеобразовании при задувке, в некоторой
мере затронули процессы, происходящие ниже воздушных фурм.
Применительно к этой части доменной печи задачей задувочного
периода является образование коксовой насадки и ее прогрев до
температур, обеспечивающих дренаж через нее первых продуктов
плавки без значительного охлаждения и, следовательно, обеспече-
ние выпуска первых продуктов плавки из печи. Задача эта вынуж-
денно должна решаться в непродолжительный срок, что порождает
определенные противоречия, связанные с желательно постепенным
прогревом массива огнеупорной футеровки стен горна и лещади.
Как в зоне противотока, так и нижней части печи в задувочный
период, приоритетными являются вопросы теплообмена. Однако,
.если в противоточной эоне участками теплообмена при задувке
оказываются газовый поток и поток шихты, т.е. теплоноситель и
теплопотребитель (те же, что и в нормально работающей печи),
то в нижней части печи при задувке нельзя рассчитывать на подоб-
ную аналогию. Действительно, в условиях нормально работающей
печи приход тепла в ее нижнюю часть обеспечивается в основном
жидкими продуктами плавки. Попадая в прогретую коксовую насадку
горна, перегретые чугун и, шлак отдают часть своего тепла на вос-
полнение потерь тепла в зоне и на завершение химических про-
цессов.
При задувке такой способ подвода тепла невозможен, поэтому
определение способа прогрева горна и техники его реализации ока-
зывается важным и специфичным вопросом задувки. Можно назвать
три основных способа образования нижней коксовой насадки и ее
прогрева при задувке доменных печей. По первому способу в ниж-
ней части доменной печи сооружают деревянный помост несколько
ниже фурм, на который загружают кокс и далее шихта заполнения.
При этом разогрев кокса будущей нижней насадки происходит выше
фурм (в противоточной зоне) в течение времени сохранения несущей
способности деревянного помоста. После обрушения помоста уже
разогретая коксовая насадка занимает свое положение в нижней
части печи. По второму способу для разогрева кокса, находящегося
ниже фурм, создают временные очаги горения подачей окислителя
через чугунные летки. И по третьему способу прогрев кокса нижней
насадки производится газом, образующимся на фурмах; для этого
обеспечивают выхсд газа через чугунные летки.
В практике задувок встречаются примеры комбинированного ре-
шения вопроса образования и прогрева коксовой насадки, когда
одновременно используют элементы двух или даже трех названных
способов. Так на доменных печах НЛМК задача исключения окисли-
тельного воздействия на футеровку горна приобрела самостоятель-
35
ное значение после перехода на цельноуглеродистую футеровку
горна. Отказ от шамотной футеровки района чугунных леток и опа-
сения, что при подаче окислителя (дутья) для сжигания кокса на
горизонте чугунных леток будут также сжигаться и углеродистые
блоки района леток, вынудил немедленно отказаться от этого спо-
соба.
Рассмотрение вариантов указывает на очевидное преобладание
возможностей комплексного решения задач задувки по низу печи
при реализации третьего способа. Однако решение основной задачи -
получения достаточного прогрева нижней коксовой насадки для
приема первых продуктов плавки без их чрезмерного охлаждения -
при этом способе оказалось недостаточно надежным. В связи с этим
на НЛМК при ряде задувок успешно применяли комбинацию третьего
и второго способов, когда через трубы, вставляемые в летки перед
заполнением, сначала выпускался газ (третий способ), а перед ожи-
даемым зашлакованием труб выпуск газа прекращали и начинали
подачу через трубы в печь воздуха (второй способ). Возможность
такой комбинации обеспечивалась установкой на внешних концах
труб задвижек, перекрывающих выход газов, и врезкой в трубы бо-
ковых отводов с запорной арматурой соединенных с магистралью
сжатого воздуха.
Футеровка района чугунных леток углеродистыми огнеупорами
послужила началом поиска путей усиления прогрева горна при
использовании только третьего способа. Очевидно, что температура
газа, образующегося на горизонте фурм при любом возможном
варианте дутьевого режима задувки, достаточна для нагрева кокса
нижней насадки, поэтому условием действительного достижения
необходимой степени прогрева становится только количество газа,
пропускаемого через нижнюю коксовую насадку. Увеличение коли-
чества газа, проходящего через нижнюю коксовую насадку, может быть
получено увеличением количества в единицу времени (фактор рас-
хода) и увеличением продолжительности прохождения (фактор вре-
мени). Однако как по расходу, так и по времени существуют ограни-
чивающие условия. По расходу - это возможности управления рас-
пределением фурменных газов на восходящий (основной) и нисхо-
дящий (прогревающий нижнюю коксовую насадку) потоки. Доля газа
нисходящего потока определяется в основном пропускной способ-
ностью (сопротивлением) выпускных труб, вставляемых в чугунные
летки и условиями сжигания газа на выходе из этих труб. По вре-
мени - это появление в горне первых продуктов плавки (шлака),
которые перекрывают трубы, исключая возможности выпуска газа
через них.
Уже рассматривали возможности задержки образования первых
36
расплавов и показали, что время их образования определяется ших-
той заполнения печи перед задувкой, а именно высотой расположения
флюса для ошлакования золы кокса, шлакообразующих и железоруд-
ных материалов. Такая возможность увеличения продолжительности
прохождения газа через нижнюю коксовую насадку находится в
тесной связи со всеми технологическими аспектами задувки, а поэ-
тому не может определяться только требованием достаточности
прогрева.
Для расширения представлений об условиях прогрева нижней
коксовой насадки упрощенным расчетом определили количество
газа, необходимое для ее прогрева до средней температуры 1300 °C.
На рис. 8 показан ход прогрева кускового материала (кокса) горя-
чим газом, движущимся сверху вниз. Линии 1-4 дают ряд последо-
вательных (во времени) кривых распределения температур в слое.
Линия 4 соответствует средней температуре слоя 1300 °C. При ис-
пользовании высокотемпературного теплоносителя (t = 1700 °C) и
развитой поверхности теплообмена, что имеет место в рассматри-
ваемой схеме, средняя температура слоя 1300 °C достаточна для
того, чтобы избежать переохлаждения первых чугуна и шлака.
Расчет для средней температуры 1300 °C выполняли для домен-
ной печи 2000 м3, где объем кокса, находящегося ниже воздушных
фурм, составляет ~250м3, а его масса 250-500/0,85 =» 150000 кг,
(где 500 - насыпная плотность, кг/м3; 0,85 - коэффициент изменения
объема в столбе шихты). Принимая удельную теплоемкость кокса
среднюю во всем интересующем интервале температур 1,35 кДж/кг  К,
определили количество тепла, которое необходимо затратить на
нагрев 150000 кг кокса до 1300 °C, т.е. 150000-1,35 (1300-0)
s 263-106 кДж.
Если температура газа на входе в слой 1700 °C, а на выходе 100 °C
(средняя за время нагрева), а средняя теплоемкость 2,10кДж/(м3 - К),
то необходимое количество газа составит 263  106/[2,10 (1700-100)] =»
* 78 тыс-м3. Окончание пропускания газа через нижнюю коксовую
насадку обусловлено перекрытием выпускных труб шлаком.
Если предположить, что время прохождения газа через коксовую
насадку составит ~ 10 ч, то, рассчитывая среднюю скорость газа,
выпускаемого из труб, вставленных в чугунные летки (две .летки,
диаметр труб 100 мм), получили большую величину ~ 140 м/с, при
которой сжигание газа на выходе из труб оказывается не простым,
так как ведет к отрыву факела и потуханию газа, а также к сильному
шуму.
Выполненный расчет и имеющий практический опыт показали,
что применение способа прогрева коксовой насадки фурменным
37
Ось 0 /рурм
Рис. 6. Динамика прогрева коксовой насадки ниже уровня воздушных фурм, при
задувке печи:
I, II, III, IV - горизонты коксовой насадки; 1, 2,3, 4 - температурные кривые по вы-
соте насадки, проведенные через равные интервалы времени; 1700 °C - темпера-
тура фурменных очагов
газом может быть достаточным только при использовании комплекса
мер, направленных на увеличение количества пропускаемого газа.
Кривые распределения температуры (рис. 9) при прогреве угле-
родистого блока 1,6 м и изменения теплового потока в нем вблизи
рабочей поверхности (рис. 10), по сравнению со схемами (рис. 5,6),
Рис. 9. Распределение температур от начала прогрева углеродистого блока через
равные интервалы времени, ч:
1 -2,2-4;3- 6; 4-8; 5-10; 6- 11; 7 -12,8- 13; 9 -14; 10-15,11 -16; 12-ста-
билизация при толщине футеровки 1,6 м; 13 - стабилизация после разгара до
0,8 м
38
40
30
CN
| 20
10
1
п
—I----------1________
10	20	30
. т прогрева, ч
Рис. 10. Изменение теплового потока в углеродистом блоке в зависимости от
времени прогрева;
/ - уровень стабилизации теплового потока при разгаре футеровки до 0,8 м; II - то
же, при толщине футеровки 1,6 м
характер подъема температур, имеют важный общий признак -
быстрый рост температур на определенном этапе. Поэтому харак-
терным для динамики теплового потока вблизи рабочей поверхности
огнеупорной футеровки лещади и стен горна является наличие пика,
совпадающего по времени с моментом резкого повышения темпе-
ратур. Величина теплового потока в момент пика оказывается зна-
чительно большей, чем стабилизированная при -нормальной работе
печи после разгара футеровки. Это указывает на то, что резкое
повышение температуры на рабочей поверхности непрогретой мас-
сивной футеровки происходит за счет расплавов, т.е. при условии
замораживания первых их порций при контакте с футеровкой.
Дальнейшее развитие явлений на рабочей поверхности футеровки
обусловлено продолжающимся и возрастающим притоком высоко-
температурного тепла с расплавом, быстрым снижением плотности
теплового потока в прилегающем слое футеровки, что приводит к
расплавлению первоначально ’’замороженных” продуктов плавки и
т.д. Очевидно такой характер явлений оказывает смягчающее действие
на условия прогрева футеровки. Количественная оценка такого
смягчения затруднительна, но сам факт его существования во мно-
гом снимает бытующие представления о преимуществах сухих
способов прогрева лещади (сжиганием кокса или обрушением
предварительно раскаленного кокса) перед мокрым способом (сте-
кающими расплавами). Ограничение высоты, намерзания и исключе-
ние его распространения до уровня чугунных леток обеспечивается
39
наличием мертвого слоя или достаточной глубиной разработки гор-
на (после ремонтов второго разряда), а также прогревом нижней
коксовой насадки, исключающим переохлаждение стекающих рас-
плавов.
Из анализа можно сделать выводы о том, что опасение в об-
разовании гарнисажа в противоточной части печи при задувке не
обосновано, так как гарнисаж периода задувки неизбежно разру-
шается; целесообразно не допускать раннего образования гарнисажа,
что может быть обеспечено при исключении из шихты шлакообразую-
щих и высоком расположении первых порций железорудных мате-
риалов. Задержка начала шлакообразования, достигаемая увеличе-
нием высоты положения в шихте заполнения флюса для ошлакования
золы кокса и первых порций железорудных материалов, исключе-
нием из шихты заполнения шлакообразующих позволяет увеличить
продолжительность пропуска фурменного газа через нижнюю коксо-
вую насадку.
Вторым фактором, определяющим прогрев нижней коксовой на-
садки является доля фурменного газа, отвлекаемая вниз; увеличе-
ние диаметра газовыводящих труб в летках при задувке наиболее
доступный, хотя и ограниченный способ увеличения этой доли. Лишь
совместное применение двух предыдущих приемов может обеспе-
чить достаточный прогрев нижней коксовой насадки только фурмен-
ным газом.
Другие способы тепловой подготовки низа печи к приему распла-
вов более трудоемки или менее эффективны. Ни один из способов
тепловой подготовки низа печи не обеспечивает желаемой постепен-
ности прогрева стен горна и ледащи, однако, "тепловой удар”, полу-
чаемый от расплавов, видимо, смягчается временным гарнисаже-
образованием. Повышение технологической надежности задувки
позволяет отказаться от искусственного увеличения шлакообразую-
щих в шихте.
4.	ТЕХНОЛОГИЯ ФОРСИРОВАННОЙ ЗАДУВКИ ПЕЧЕЙ
4.1.	СОСТАВ И РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ЗАДУВОЧНОЙ ШИХТЫ
К основным технологическим приемам относят составление задувочной шихты
и размещение ее а объеме доменной печи, а также дутьевой режим задувочного
периода. При заполнении доменной пвчи обычно уже в заплечиках располагают
флюс для ошлакоаания золы кокса, а, начиная с распара или несколько выше,
загружают железорудные материалы, постепенно (ступенчато) повышая рудную
нагрузку чаще всего от 0,6 до 1,8.
Дутьевой режим пускоаой доменной печи характерен низкой температурой
дутья (600-700 °C после зажигания кокса), низким давлением (С.2-0,3 ати) и соот-
ветственно, низким объемным расходом дутья. Повышение параметров дутья
40
Рис. 11. Распределение рудной нагрузки (цифры у кривых) по высоте печи (V =
= 3200 мэ) при разных режимах задувки печи
производится медленно. Ввод углеводородных добавок, обогащение дутья кисло-
родом, повышение давления на колошнике обычно обусловливают достижением
стабильного теплового состояния, плавным сходом шихты и нормальной отработ-
кой продуктов плавки [4], т.е. факторами, которые могут быть в достаточной
мере оценены не ранее чем через двое суток от начала задувки.
Кроме названных основных технологических приемов при задувке доменных
печей выполняют ряд специальных мероприятий, направленных на обеспечение
прогрева нижней части доменной печи. Доменная печь, на которой впервые комп-
лексно применены выводы из анализа явлений при задувке, имела объем 3200 мэ.
Пуск производился после капитального ремонта первого разряда в декабре
1985 г.
На рис. 11 и в табл. 2 показаны в сопоставлении основные характеристики
задувочных шихт (шихт заполнения) при трех последовательных задувках одной
и той же печи. Видно, что расположение шихты заполнения в объеме печи сущест-
венно изменялось. Задувку 1976 г. выполняли традиционным способом. Тради-
ционным был и способ расчета шихты заполнения и принципы расположения шихт
в объеме печи. Задувку 1981 г. проводили с использованием в начальный период
азота. Отличие расположения шихт в объеме печи при задуаке 1981 г. от задувки
1976 г., как это видно из рис. 11, в основном заключается в повышении (с 1,64 до
2,26) рудной нагрузки в верхней части печи. Флюсы для ошлакования золы кокса
и в том и в другом случае загружали в печь, начиная о высоты 4 м от уровня
воздушных фурм, а первые порции железорудных материалов в 1981 г. загружены
на высоте 7 м от уровня воздушных фурм, т.е. на 1 м выше, чем при задувке 1976 г.
При задувка 1985 г. рудная нагрузка в верхней части печи была вще значитель-
но повышена (3,06). Однако основной особенностью шихты заполнения при этой
задувке было повышение до 7 м уровня начала загрузки флюса для ошлакования
золы кокса и начала загрузки железорудных материалов с высоты 11 м от оси
фурм. Как следует из анализа явлений при задувке, именно аысота расположе-
41
Показатели	3200 м3(А)	3200 м3 2000 м3
(В)
1976	1981	1985	1986	1988
Загружено выше воздуш- ных фурм, т:				
кокса	 1330	1296	1240	1275	775
железорудных материа- лов 	 945	1188	1325	1392	840
флюса	 165 Высота расположения от оси воздушных фурм, м:	73	99	96	-
флюсов	 4	4	7	6	—
первых рудных подач .. 6 Рудная нагрузка, кг/кг:	7	11	11	10
на аесь объем печи.... 0,669 на объем вышеаоздуш-	0,827	0,969	0,894	0,861
ных фурм	 0,834	0,974	1,148	1,167	1,084
(100)	(117)	(138)		
Количество чугуна, т:				
расчетное	 600	682	770	828	505
на 1 м3 объема печи ... 0,187	0,213	0,241	0,259	0,253
Количество шлака, т (рас- четное)	 474	402	531	465	261
Относительный аыход шла- ка, кг/т чугуна	 790 Относительный выход шла-	590	690	561	517
ка, т/м3 объема печи	 0,148 Относительный расход кок- са, т/т:	0,126	0,166	0,145	0,130
на весь объем	 2,64	2,24	2,04	2,01	1,93
на объем выше фурм .. 2,12 Параметры дутья при про- плавке шихты заполнения:	1,90	1,61	1,54	1,53
t,°C*	 684 расход природного газа,	725	803	852	827
тыс.м3/ч*	 0,57	3,88	7,33	13,8	9
тыс. м3	 12 Расход азота:	105	198	255	181
тыс.мэ/ч*	 -	12,29	—	—.	—
тыс. м3	 - Расход кислорода:	332	—	—	—
тыс. м3/ч*	 -	2,81	7,22	13,3	9,96
тыс. м3	 -	76	195	246	—
Перепад давления:				
горячее дутье - колош- ник печи, атм*. ....... 0,70	0,70	0,70	0,85	0,94
tTeop> горения, °C*.... 2017	1949	1945	1890	1925
42
Продолжение табл. 2
Показатели	3200 м3 (А)			3200 м3 (В)	2000 м3
	1976	1981	1985	1986	1988
Время: от загорания кокса дс подхода а распар пер- вых рудных подач, ч ...	3	4	12	10	12
прихода в распар пос- ледних подач шихты за- полнения, ч		17	23	23	18,5	24
Содержание в чугуне пер- вого выпуска, %: Si		2,27	0,74	4,35	3,50	3,50
S		0,270	0,160	0,035	0,030	0,040
CaO/SiO2		0,84	0,88	1,20	1.13	1,08
Физический нагрев	-..	Холодный	Холодный	Горячий	1519 °C	Г орячий
* Значения параметров при проплавлении пераого объема шихты.
ния первых порций железорудных материалов над горизонтом фурм является
определяющей для обеспечения достаточной тепловой и восстановительной об-
работки железорудных материалов. Другим фактором обеспечения тепловой и
восстановительной обработки железорудных материалов является дутьевой
режим.
Химический состав шихтовых материалов первого объема задувочной шихты
приведен ниже, %:
Материал.... Агломерат	Fe	FeO	Si02	CaO	А12Оз	MgO	CaO/SiO2
НЛМК	 Криворожская	51,32	15,22	9,35	12,39	1.87	3,11	1,32
РУда	 Конвертерный	30,92		50,00	—	—	—	—
шлак		22,0	—	18,85	45,90	—	—	—
Зола кокса...	7,80	—	52,80	3,80	24,0	2,2	—
- Выход чугуна из первого объема загруженной в печь шихты при содержании
5,5 % Si, 1,16 % Мп, 0,043 % S, 0,19 % р, 4 % с составил по расчету 698 т; расходы
кокса 2,3 т/т чугуна, сухого скипового кокса 2,29 т/т чугуна. Рудная нагрузка во
всем столбе задувочной шихты составила 0,802 т/т.
Назначение высоты расположения первых рудных подач было сделано без
каких-либо расчетов. Очевидным было лишь то, что ранее применяемые высоты -
до 7 м от горизонта фурм - совершенно недостаточны. Некоторую роль в выборе
высоты 11 м в опытной задувке сыграл предыдущий анализ процессов восста-
новления и теплообмена, который, хотя и не мог рассматриваться как масштабно
обоснованный, но ориентировал примерно'на высоту 11м, что и было принято.
Неопределенность при назначении высоты расположения первых рудных подач
43
Таблица 3. Состав и распределение задувочной шихты
доменной печи 3200 м3 (А) в опытный период
Число подач	Система загрузки	Расход материалов, т			
		кокса в по- дачу	конвертер- ного шлака	агломера- та	криворожской руды
1-26	КККК	30	—	—	—
27-47	ККР	30	2,7	—	—
48	КК	30		—	• —
49	КРРК	30	4,6	36	9
50	КК	30	—	—	—
51	КРРК	30	4,6	36	9
52	КК	30	—	—	—
53	КРРК	30	4,6	36	9
54	КРРК	30	3,3	36	9
55	КК	30	—	—	—
56,57	КРРК	30	3,3	36	9
58	КК	30	—	—	—
59,60	КРРК	30	3,3	40	5
61	КК	30	—	—	—
62	КРРК	30	3,3	40	5
63-80	КРРК	30	2,3	40	5
			с 65 подачи		
			1,9		
	—	1602,6	69,3	1056	159,0
Примечание. Рудная нагрузка: 1284,3/1602,6 = 0,802т/т.
обусловила уже отмеченную выше ступенчатость рудной нагрузки по высоте
печи: на высоте 5 м рудная нагрузка была установлена 1,64 и 2,16, тогда как по
логике анализа ее можно сразу установить на рабочем уровне.
После опытной задувки доменной печи все последующие задувки печей на
НЛМК проводили по новой технологии. В табл.З приведены характеристики за-
дувочной шихты, на рис. 12 расположение шихты по высоте печи. При подготовке
задувочной шихты доменной печи №6 выполняли два расчета: холостой подачи
с флюсом для ошлакования золы кокса и рудной подачи шихты заполнения.'
Оба расчета выполняли на получение шлака с отношением Ca0/Si02 = 1.05,
т.е. на состав шлака, характерный для нормальной работы печи. Таким образом,
выбор состава шлака не определялся часто высказываемыми соображениями
о целесообразности снижения основности для повышения жидкоподвижности.
Такой подход, если и не универсален, то правомерен для условий НЛМК, где нор-
мальные шлаки с Ca0/Si02 = 1,05+1,15 [ (СаО + Mg0)/Si02 — 1,30+1,40] обладают
необходимой подвижностью и оказываются важной гарантией получения качест-
венного чугуна.
При расчетах не выдвигали какие-либо услоаия по количеству получаемого шла-
ка, т.е. не устанавливали заранее значение выхода шлака на 1 т чугуна. Обычно
это значение принимается высоким (~ 1 т/т) учитывая минимальное влияние на
состав шлака отклонений от расчетного содержания кремния в чугуне, а также
для снижения содержания глинозема в шлаке. Возможность получения при задув-
ке близкого к расчетному содержания кремния в чугуне уже отмечалась. Что
44
Рис. 12. Распределение задувочной шихты по высоте доменных печей объемом
2000 мэ - (а), 3200 мэ (6) при форсированной (рабочей) задувке:
I _ рудные подачи шихты заполнения 29п (а) и 21 п (б); II - холостые с флюсом
25п (a); III - холостые без флюса 57п (а) и в том числе до фурм 16п (б)
касается глинозема в шлаках, то в условиях НЛМК эта проблема задувки ранее
существовала, а в настоящее время - снята в связи со значительным снижением
глинозема в основном железорудном компоненте - агломерате.
Железорудная часть шихты заполнения традиционно состоит на комбинате из
офлюсованного агломерата и криворожской руды. Однако соотношение этих ком-
понентов в последние годы существенно изменилось. Если длительное время
соотношение агломерат: криворожская руда составляло в шихте заполнения 63:33,
то в рассматриваемых задувках оно оказалось соответственно 85:15 и 90:10.
Такое изменение соотношения обусловлено, с одной стороны, изменением реаль-
ного состава как агломерата (снижение содержания глинозема), так и криво-
рожской руды (повышение содержания кремнезема), с другой стороны, вырабо-
танными анализом принципами, допускающими, в частности, снижение выхода
шлака. Приведенные соображения обусловили принятие в расчетах для домен-
ной печи двухкомпонентной железорудной шихты: агломерат и криворожская
руда. В качестве флюса применили конверторный шлак. Соотношение агломерат:
криворожская руда задавали в размере 85:15, рудная нагрузка была на уровне,
характерном для выплавки литейного чугуна с содержанием 1,5-2,5 % Si (по опы-
ту 3,2 т/т).
Таким образом, оба расчета - холостой подачи с флюсом и рудной подачи -
Для доменной печи сводились к решению двух уравнений, где неизвестными
были выход чугуна из подачи и количество конвертерного шлака для получения
45
заданной основности шлака. При этом существуют две оценки выхода шлака:
одна - количестао шлака (т/т чугуна) из шихты первого объема, вторая - коли-
чество шлака из рудной части шихты первого объема. С другой стороны, часто
подчеркивают важность количества шлака при задувке на образование гарниоажа
для защиты футеровки. Ниже приведены данные по изменению количества шлака
в задувочной шихте:
Шлак........ Из воей шихты
т/т чугуна
Объем печи, мэ:
3200 .... 0,790-0,590
2000 .... 0,790-0,517
5500(ЧерМК)3
Из рудной части	На объем т/м3
т/т чугуна	объема
0,62-0,51	0,148-0,126
0,62-0,43	0,131-0,130
0,760	0,106
Как видно, на НЛМК значительно снижено количество шлака при задувке пе-
чей. Однако снижения показателей отнесенных к объему печи не произошло,
так как возрастала рудная нагрузка, т.е. в объеме печи возрастало абсолютное
количество руды за счет уменьшения кокса.
4.2.	РЕЖИМ ТЕПЛООБМЕНА И ЕГО РЕГУЛИРОВАНИЕ
В ЗАДУВОЧНЫЙ ПЕРИОД
Судить о правильности выбора высоты расположения первых
рудных подач можно, лишь рассмотрев режим задувки, прежде
всего факторы, определяющие интенсивность теплообмена. Основные
параметры дутья во время задувок представлены на рис. 13. Темпе-
ратура дутья, которая поддерживалась максимальной по возмож-
ностям воздухонагревателей, за первые Зч от подачи дутья повыси-
лась от 600 до 800 °C и держалась на этом уровне в течение 6 ч.
Далее она постепенно увеличивалась, достигнув значения 1080 °C
ко времени окончания проплавки шихты заполнения. Теоретическая
температура горения, которая в момент зажигания кокса была
~ 2050 °C, после установления циркуляции кокса перед фурмами
снизилась до ~ 1750 °C подачей природного газа. Подачу природного
газа начали через 1,5 ч от начала задувки.
По условиям циркуляции кокса перед фурмами это могло быть
сделано несколько раньше: ~ 0,5 ч задержки определялись прием-
кой газа на коллекторы печи. До подхода первых рудных подач в
распар теоретическая температура поддерживалась в пределах
1750-1800 °C. Необходимо отметить, что на отдельных фурмах
наблюдали зашлакование. Это не позволил^ испытать более низкие-
(~ 1700 “С) теоретические температуры, хотя позже удалось уста-
новить, что причиной зашлакования была неравномерность поступле-
ния газа на фурмы, обусловленная не подготовленной к работе
системой управления распределением и неполадками с арматурой
ручного управления. Поэтому на основании опытной задувки не
получили ответа о допустимой минимальной теоретической темпе-
ратуре горения в этот период задувки. Можно было лишь утверждать,
46
Рис. 13. Изменение технологических параметров печи объемом .3200 м3 (А) при
опытной (а) и рабочей (б) задувках
что допустимый минимум ниже 1750 °C и своевременность включе-
ния системы управления распределением, природного газа по фур-
мам является важным условием поддержания низкой теоретичес-
кой температуры.
При подходе железорудных материалов в распар теоретическая
температура горения повышалась до ~ 2050 °C. Повышение теоре-
тической температуры достигнуто в основном за счет обогащения
дутья кислородом: резерва температуры дутья не было, а сокраще-
ние природного газа снизило бы восстановительный потенциал газа
в печи. Такая последовательность изменения параметров дутья в
полной мере соответствовала выводам анализа о путях интенсифи-
кации теплообмена при задувке при возможно низком уровне тем-
ператур в нижней части печи и без снижения восстановительного
потенциала газа в печи.
Продукты плавки, полученные из шихты заполнения, не вызывали
никаких осложнений при выпуске. Высокий физический нагрев и,
соответственно, жидкоподвижность чугуна а и шлака указали на воз-
можность проведения первого выпуска с нормальным разделением
чугуна и шлака на сифонном устройстве. Повышение физического
47
Рис. 14. Результаты зондирования температуры и содержания СО3 в газе при задувке печи (цифры у кривых - изотермы рас-
пределения температур)
нагрева оказалось достаточным для обеспечения хорошей подвиж-
ности шлаков более высокой основности (см. табл. 2), а оба этих
фактора вместе привели к снижению содержания серы в чугуне.
Таким образом, показана возможность получения качественного
чугуна - по зашлакованности и содержанию серы - уже на первом
выпуске пусковой печи. Содержание кремния, которое в чугуне
первого выпуска рассматриваемой задувки оказалось выше ожидае-
мого, свидетельствует лишь о неполном использовании возможнос-
тей новой технологии задувки. Представляется очевидным, что наз-
наченная высота расположения первых порций железорудных мате-
риалов в шихте заполнения оказалась достаточной для обеспече-
ния их восстановления до расплавления, а "подстраховка” в виде
постепенности повышения рудной нагрузки - излишней.
При задувке организовали исследования для проверки и уточне-
ния ряда положений первоначального анализа. Основой исследова-
ния явилось горизонтальное зондирование доменной печи на отмет-
ках +29 м и +37 м, что соответствует высотам от оси чугунных
леток 20 и 28 м. При зондировании проводили измерение температур
в восьми точках каждого радиуса и отбор газа для анализа в тех же
точках. Результаты измерения представлены на рис. 14.
На основании полученных исследовательских данных построили
совмещенный график перемещения температурных полей и движения
шихты в противоточной части печи при задувке (рис. 15). Темпера-
турные кривые отражают характер перемещения по высоте печи
зоны с температурным интервалом 600-1200 “С, в которой пред-
полагается возможность активных восстановительных процессов.
Кривизна поверхностей, ограничивающих зону, отражена построе-
нием трех пар кривых 600 и 1200 °C, относящихся к центральной
(центр.), периферийной (периф.) и средней по радиусу (сред.) зонам
печи. Линии 1, 2, 3 показывают перемещение в печи горизонта первых
порций железосодержащих материалов (1), последних подач шихты
заполнения - первого объема (2), последних подач шихты второго
объема (3).
При опытной задувке шихта первого объема, начиная с первых
порций железорудных материалов, находится в условиях активного
восстановления более чем достаточное время, т.е. имеются с избыт-
ком условия ее тепловой и восстановительной обработки до расплав-
ления. Важно отметить, что несмотря на значительную кривизну
изотермических поверхностей, такие условия мало отличаются
от средних и вполне обеспечиваются как в центре, так и на перифе-
рии. Предшествующим анализом создание таких условий называ-
лось обязательным для получения продуктов плавки с хорошим
физическим нагревом. Опыт задувки вполне подтвердил положение
анализа.
Рис. 15. Совмещенная диаграмма перемещения температурных полей, движения
шихты в последовательные периоды задувки:
1-3 - перемещение горизонта шихтовых материалов, соответственно первого,
второго и третьего объема звполнения шихты; 600 и 1200 °C - температуры га-
зов е центральной (Г), средней (2') и периферийной (3') зонахпвчи
В то же время продолжительность нахождения первых и последую-
щих порций железорудных материалов в условиях активного восста-
новления для шихты заполнения (7-8 ч) оказалось очевидно большим,
чем при нормальной работе печи. Это видно и по рассматриваемому
графику (см. рис. 15), где время нахождения материалов последних
подач второго объема, которое относится, по-существу, уже не к
задувке, а к нормальной работе, составило 4 ч (линия 3, см. рис. 15).
Понятно, что прямое сопоставление этих временных значений не
является абсолютным хотя бы потому, что расплавление материа-
лов шихты по линии 1 происходит значительно ниже, чем по линии 3,
что указывает на меньшую по высоте верхнюю коксовую насадку.
Недостаточность высоты, верхней коксовой насадки требует неко-
торого запаса прочности по подготовке вступающей в эону плавле-
ния шихты.
По опытной задувке, кроме уже названного высокого физичес-
кого нагрева продуктов плавки, можно указать по крайней мере
еще два факта, указывающих на более чем достаточный "запас
прочности", а также на общий избыток тепла при задувке. Первый -
повышенное содержание кремния в чугуне (см. табл. 2) и второй -
температура колошникового газа, которая к моменту проплавки
50
первого объема (23 ч) достигла 300-350 градусов и продолжала
повышаться (рис. 13). В последующих задувках, как первый шаг
к использованию выявленного при опытной задувке избытка тепла,
применялось бесступенчатое размещение рудных нагрузок в шихте
заполнения.
Что касается высоты расположения первых порций железорудных
материалов, то ее выбор для опытной задувки признан удачным
и использовался как базовый в дальнейшем. Поскольку температура
дутья при опытной задувке была в начальный период 800 °C, а ос-
тальные параметры дутья, влияющие на теплообмен, по существу
определяются в зависимости от температуры дутья, была предложена
простая формула для определения высоты расположения первых
порций железорудных: Н = 11-0,008 (^ - 800). Повышение или сни-
жение температуры дутья на каждый 100 °C от базы позволяет
соответственно уменьшить или увеличить высоту слоя кокса, распо-
ложенного между горизонтом фурм и первыми порциями железо-
рудных материалов. Формула учитывает количество тепла, допол-
нительно полученное (или не полученное) от изменения температуры
дутья на 100 °C и соответствующего изменения расхода природ-
ного газа.
4Л ОБЕСПЕЧЕНИЕ ГАЗОДИНАМИЧЕСКИХ УСЛОВИЙ ЗАДУВКИ
Представляет - интерес поиск простого способа оценки горизон-
тального распределения при задувках, используя который можно
было бы определять совокупное влияние на него уровня форсировки
и режима загрузки. На рис. 16 показано изменение температур на
двух горизонтах (нижнем +29 м и верхнем +37 м от оси чугунной
летки), в центральной (Ц) и периферийной (П) эонах рабочего прост-
ранства печи, зафиксированное в ходе опытной задувки. Там же
представлены средние значения измерений температуры колошни-
кового газа ((кол)и температуры периферийного газа (tn).
Температура колошникового газа начинает возрастать раньше и
достигает значения ((к.норм) значительно раньше, чем температура
периферийного газа (для нее оценивается приближение к (п.норм)-
Следовательно, если рост средних температур газа происходит
быстрее роста периферийных температур, то центральные темпе-
ратуры растут быстрее средних. Такой вывод вполне совпадает
с выводом по результатам исследований, а практическое дейст-
вие по оптимизации распределения, намеченные по результатам
исследования при опытной задувке, могли быть намечены и по ана-
лизу динамики штатно измеряемых параметров.
При последующих задувках доменных печей НЛМК продолжали
51
Рис. 16. Изменение температуры газов при форсированной задувке печи
курс на увеличение форсировки и одновременно принимали меры,
предупреждающие чрезмерное развитие осевого потока газа. При
этом для оценки кривизны температурных полей рассматривали
степень приближения температур колошникового и периферийных
газов к значениям, характерным для нормальной работы соответст-
вующих доменных печей.
На рис. 17,18 показано изменение температуры колошникового
и периферийных газов при задувках доменных печей объемом
2000 мэ (А) и 3200 м3 (В). Степень форсировки при этих задувках
была выше, чем при опытной: перепад давлений составил соответст-
венно 0,75 и 0,85 от расчетного. Величина рудной подачи при этих
задувках была повышена и составила соответственно 0,95 и 0,85
от нормальной. Следует отметить, что значение 0,95 от нормальной
получено не только за счет увеличения рудной нагрузки, но и за
счет увеличения коксовой колоши до значений, превышающих нор-
мальное. Как видно, достигнуто существенное изменение горизон-
тального распределения по сравнению с опытной задувкой: повыше-
ние tK и fn в обоих задувках началось одновременно, за время про-
плавки первого объема как tK, так и fn достигли (и превысили) нор-
мальные значения. Общим с опытной задувкой оказалось существен-
ное превышение нормальных значений температур колошникового
газа, а в случаях, отраженных на рис. 17,18, температуры перифе-
рийных газов также превысили нормальные значения. Представле-
ние данных о задувке в таком виде и использование удобных для
52
Рис. 17. Изменение температуры колошниковго газа, периферийного газа при
задувке доменных печей 2000 (а) и 3200 (б) м3 (пунктирные линии - температура
колошникового и периферийного газов при устойчивой работе печи)
сопоставления оценок форсировки (Apcp/Appac4) и загрузки руд-
ная подача / (рудная подача) норм дает возможность ретроспектив-
ного анализа влияния режима загрузки и дутьевого режима на
распределение при задувке.
Кроме того, рис. 17,18 дают дополнительную информацию об
экономичности режима задувки. Пути дальнейшего совершенство-
вания режима задувки - повышение рудных нагрузок в верхней
части шихты для исключения потерь тепла и сдерживающего
форсировку перегрева верха печи; возможное применение систем
загрузок типа ККРР вместо обычно используемых КРРК (при конус-
ных загрузочных устройствах) и угловых положений лотка, раскры-
53
О 2 4 е 8 10 12 /4.16 18 Г, ч
Рис. 18. Изменение температуры газов (пунктирные линии), теоретической темпе-
ратуры горения и степени использования газов п (сплошные) при задувке печи
3200 м3:
1 - на уровне колошниковой площадки; 2 и 3 - соответственно на отметках 37 и
29 м от оси чугунной летки
вающих периферию (при БЗУ) - с целью сблизить или совместить
время достижения температурами колошникового и периферийных
газов нормальных значений.
Последнее положение основано на том, что увеличение рудных
подач почти до предела (0,85 и 0,95 от нормального), хотя и умень-
шило, но не исключило недостаточность периферийного газового
потока: температура периферийных газов позже выходит на нор-
мальный уровень, чем температура колошникового газа. В то же
время возможность форсировки использована в меньшей степени
54
(0,85). Увеличение форсировки (особенно при одновременном уве-
личении нагрузки) требует выравнивания горизонтального распре-
деления.
Исследования при опытной задувке включали также измерения
температуры газа, выходящего через чугунные летки. Измерения
проводились термопарой, горячий спай которого через вваренный
патрубок вводили в газовыводящую трубу. Результаты измерений
выходящего через летку газа могут быть высказаны в виде следующих
суждений. Продолжительность выхода газа через летку оказалась
большей, чем предполагалась. Первые рудные подачи достигли
горизонта расплавления (середина распара, изотерма 1200 °C)
через 14 ч после подачи дутья. Появление шлака на чугунных летках
произошло в период 18-20 ч после задувки - на летке, где проводи-
ли измерения через 20 ч. Значительный разрыв по времени можно
объяснить, во-первых, накоплением шлака ниже оси чугунных леток,
во-вторых, временем прохождения расплавом верхней и нижней
коксовой насадки. Подтверждена возможность значительного уве-
личения продолжительности прогрева нижней коксовой насадки
газом за счет размещения флюсовой и рудной составляющих в
шихте заполнения.
Характер роста температур газа, выходящего через летку, от-
личался от предполагаемого по анализу. Повышение температуры
началось раньше, чем ожидалось, и проходило медленнее. Это мо-
жет быть объяснено значительной горизонтальной неравномерностью
потока газа через нижнюю коксовую насадку и усреднением тем-
ператур на горизонте чугунных леток за счет ввода в перфориро-
ванную газовыводящую трубу газа в разных точках радиуса. С по-
зиции полноты использования тепла горизонтальная неравномер-
ность прогрева нижней коксовой насадки невыгодна. Практика
располагает одним только приемом для снижения такой неравномер-
ности: увеличением длины гаэоотводящих труб внутри печи (до оси печи)
и перфорацией участков труб внутри печи, т.е. сверлением или вы-
резкой многочисленных отверстий. Прием этот известен давно,
но часто им незаслуженно пренебрегают.
Максимальное значение температуры отходящего газа, зафик-
сированное примерно за 2,ч до эашлакования трубы, было несколько
выше 200 °C (применялся переносной потенциометр, подключавшийся
периодически). Характер кривой указывает на то, что к моменту
эашлакования была достигнута температура ~ 300 °C, т.е. соот-
ветствующая прогреву нижней коксовой насадки до средней тем-
пературы 1300 °C.
Верь период раздувки основан на использовании взаимного влия-
ния теплообменных и массообменных процессов и управлении
55
ими по ходу раздувки с целью достижения минимальной газодина-
мической напряженности при хорошей фильтрации продуктов плавки
через коксовую насадку. Прогрев коксовой насадки по всему се-
чению горна должен завершиться до плавления железорудных мате-
риалов, которое, в свою очередь, желательно при как можно более
высоких температурах. Чем выше сконцентрированы рудные на-
грузки в шихте печи (т.е. больше высота коксовой ’’подушки"), тем
легче обеспечить равномерный прогрев коксовой подушки, предотвра-
тить поступление расплава в непрогретый металлоприемник, повы-
сить температуру плавления, добиться достаточной скорости схода
шихты в верхней части столба, что обеспечит газопроницаемость
при форсировке и предотвратит излишний перегрев шахты в начале
раздувки.
5.	РЕГУЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ ПЕЧИ
5.1.	ОЦЕНКА ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ ПЕЧИ
Стабильность теплового состояния доменной печи является необходимым
условием производительной и экономичной ее работы, а также необходимым
условием выплавки качественных чугунов [17,18]. Вместе с тем обеспечение
стабильности теплового состояния в реальных условиях доменного производства
осложнено тем, что на тепловое состояние оказывают влияние многочисленные
факторы, относящиеся к физическим, химическим и минералогическим характе-
ристикам сырья, к работе оборудования, контрольно-измерительных приборов,
наконец, к действиям персонала. Влияние этих факторов и их комбинаций не
может быть полностью качественно и ксличественно сцененс как из-за сложнос-
тей их взаимодействия, так и из-за запаздывания, неточности или вообще от-
сутствия информации об их изменении.
Остается актуальным вопрос выбора показателя, достаточно объективно
отражающего тенденцию теплового состояния, возможно мало запаздывающего,
дающего возможность количественной оценки изменения теплопотребности и
количественного определения величины регулирующего воздействия. Значитель-
ным при выборе такого показателя является возможность его спределения по
минимальному количеству измерений, осуществляемых надежными средствами,
а также простота зависимостей между показателем и регулирующими пара-
метрами.
Необходимо напомнить два положения, ксторые следуют из природы явлений,
происходящих в доменной печи, осмыслены теоретически и приняты практикой:
увеличение темпа срабатывания подач есть признак снижия нагрева печи (и нао-
борот),I увеличение расхода природного газа снижает темп срабатывания подачи
и дает снижение относительного расхода кокса (и наоборот). Высказанные поло-
жения предполагают неизменность других параметров - прежде всего количест-
ва дутья и содержания кислорода в нем.
Практическое использование этих положений ограничено отсутствием надеж-
ных измерений темпа схода подач, малой достоверностью измерений количества
дутья и содержания кислорода в нем, отсутствием количественных связей между
соответствующими параметрами. Поэтому первое положение применяется на
практике при оценке тенденции теплового состояния печи только качественно
на основании увеличения (или уменьшения) числа подач, взятых печью за 2-4 ч
работы, т.е. со значительным запаздыванием. Причем заметное увеличение или
56
уменьшение скорости (1/2 подачи в час) влечет изменение количества кокса
подачи на 100-200 кг, в то время как это в 3-4 раза меньше, чем необходимо
по теплопотребности. Другое положение не используется для оперативного ре-
гулирования теплового состояния, а применяется как тактический (или стратеги-
ческий) прием технологии в зависимости от задач производства:' что важнее -
уровень производства или относительный расход кокса.
Фактором, сдерживающим более полное использование показателя темпа сраба-
тывания подачи или скорссти схода шихты, является также представление с
сложности соответствующих измерений. Оно сложилось в период, когда ровный
ход доменной печи являлся исключением, а не правилом, и укреплялось распрост-
раненным мнением о сложном и меняющемся характере распределения скорос-
тей движения шихты по сечению колошника.
Дальнейшие разработки основаны на представлении с том, что ровный ход
доменной печи является обязательным условием,' и при ровном ходе скорости
схода шихты в различных течках поверхности засыпи отличаются незначительно,
мсгут считаться равными, а следсвательнс, могут быть измерены в одней точке.
Это представление вытекает из логики ровного хода, так как разные скорссти
схода практически исключают возможности устойчивого распределения материа-
лов в печи, а следовательно исключают ровный ход. Прямые измерения скорости
схода шихты, выполненные в последние годы, подтверждают предположение
с ее одинаковости во всех участках поверхности засыпи.
Для установившегося хсда конкретной доменной печи и стабилизированногс
теплового состояния характерно некоторое вполне определенное значение ско-
рссти схода подач, которое является результирующим всех факторов, определяю-
щих работу печи. Любое изменение зтогс отношения является реакцией печи на
возмущение или комплекс возмущений, нарушающих установившиеся восстано-
вительные процессы в печи, а следовательно, изменяющих теплопотребность
всего процесса.
Физический смысл первого положения заключается в том, что практически
любое возмущение, нарушающее установившееся тепловое состояние печи,
вызывает изменение либс сначала абсолютного количества оксидов железа,
восстанавливаемых прямым путем (при возмущениях типа изменения рудной
нагрузки), либо сначала непрямого восстановления (при возмущениях, относя-
щихся к восстановимости, гранулометрии, влияющим на распределение мате-
риалов и формирование газового потска), а, как следствие, и прямого.
В любом случае мы будем иметь как изменение относительного показателя
г^, так и изменение абсолютного количества оксидов железа, восстанавливае-
мых прямым путем. Изменения эти однозначно связаны с тенденцией теплового
состояния: снижение нагрева - выше г^, больше кислорода шихты участвует в
газификации углерода кокса (и наоборот). Увеличение темпа срабатывания
подач при тенденции к снижению нагрева есть результат дополнительного учас-
тия кислорода шихты в газификации углерода кокса (и наоборот).
Физический смысл второго положения заключается в том, что увеличивая
количество природного газа, увеличивают расход кислорода дутья на окисление
углерода природного газа, соответственно снижая долю кислорода дутья, идущего
на газификацию углерода кокса, а следовательно, снижаем скорость схода подач.
Увеличение расхода природного газа означает ввод в действие дополнительного
количества восстановителя, работа которого ведет к снижению расхода кокСа.
Таким образом, первое положение есть реакция печи на возмущения теплового
состояния, а второе положение - возможный технологический ответ на эти
возмущения.
Использование природного газа для регулирования теплового состояния печи
эффективно только в случае раннего распознавания его изменения, т.е. при сох-
ранении запасов тепла аккумулированных в горне. Продолжительность неисполь-
57
зования природного газа для регулирования теплового состояния ограничена
целесообразностью возвращения к расходам, признанным технологически опти-
мальными. Поэтому при длительном действии возмущения оно должно быть
компенсировано расходом кокса, а продолжительность действия природного
газа ограничена, исходя из возможности опережающего его воздействия на
стабилизацию нагрева по сравнению с изменением расхода кокса.
Эффективность природного газа, как регулятора теплового состояния, усили-
вается тем, что он оказывает стабилизирующее воздействие не только путем
воздействия на соотношение типов восстановительных процессов, но и устране-
нием чисто кинетических факторов, которые являются усилителями возмущения.
Действительно, увеличение скорости схода, являясь следствием возмущения,
увеличивающего теплопотребность процесса, в тепловом отношении само ста-
новится фактором, воздействующим в том же направлении, т.е. усилием возму-
щения. Увеличение расхода природного газа в этом случае немедленно исклю-
чает этот усилитель.
5.2.	УРАВНЕНИЯ РЕГУЛИРОВАНИЯ ТЕПЛОВОГО
СОСТОЯНИЯ ПЕЧИ
Для составления баланса приняли следующие обозначения: -
скорость схода шихты в доменной печи на уровне поверхности за-
сыпи, м/мин; Уд - количество дутья, м3/мин; % 02 - содержаниё
кислорода в дутье, %; Ск - углерод кокса, кг; Сп.г - углерод природ-
ного газа, кг; Сч - углерод чугуна, кг; С к.п - углерод колошниковой
пыли, кг; C'd - углерод, газифицируемый при восстановлении крем-
ния, марганца, фосфора и ошлакования серы, кг; Са - углерод, га-
зифицируемый за счет кислорода прямого восстановления железа, кг;
Ск-ф - углерод кокса, сгорающий у фурм, кг; СПг-ф - углерод при-
родного газа, окисляемый у фурм, кг; Огд - кислород дутья, м3;
О5д - кислород дутья, расходуемый на окисление углерода природ-
ного газа, м3; 0^ - кислород вюстита, газифицирующий углерод
кокса при прямом восстановлении, м3; кп - масса кокса в подаче, т;
Уп - объем подачи, м3; Ук - объем кокса в подаче, м3; Ок - доля
окатышей (массовая) в шихте; Р/К - нагрузка на кокс (рудная часть +
+ флюс / кокс); Уп.г - расход природного газа, тыч. м3/ч; 1Д - темпе-
ратура дутья, °C? tT ~ теоретическая температура горения, °C; rd -
степень прямого восстановления.
Баланс углерода в доменной печи, работающей без карбонатов
в шихте, может быть записан в общем виде так:
Ск + Сп>г = Сч + С кд, + Cd + Cd + Ск.ф + Сп г.ф.
Сумма первых трех членов правой части уравнения (1) практи-
чески постоянна для ровно работающих и выплавляющих передель-
ный чугун постоянного состава доменных печей. Для выплавки
передельного чугуна в условиях НЛМК Сч + Скп + C'd = 0,15 Ск.
Углерод природного газа полностью окисляется кислородом дутья
58
у фурм, поэтому Сп.г = Сп.г-ф- С учетом сказанного 0,85 Ск =	+
+ Ск-ф.
Газификация углерода кокса происходит за счет кислорода дутья,
восстанавливаемого прямым путем и за счет кислорода дутья за
исключением части кислорода дутья, расходуемой на окисление
углерода природного газа. Используя стехиометрическое соотноше-
ние углерода и кислорода в реакции С + 1/2 02 = СО, по которому
С/02 = 1,074 кг/м3, можно записать
0,7934 Ск = О2д - О2ПДГ + 0^ или 0,7934 С/О^ = 1 -
" (°2д/О2д) + (О^/О2д).
Отнеся все величины, входящие в это уравнение по времени,
получили в левой его части скорость газификации углерода кокса
(прямо связанную со скоростью схода шихты) в отношении к минут-
ному расходу дутья. В правой части оказались члены, характеризую-
щие долю кислорода дутья, расходуемого на окисление углерода
природного газа (т.е. расход природного газа в отношении к расходу
кислорода дутья), а также количество кислорода прямого восстанов-
ления (иными словами, объем прямого восстановления), отнесен-
ное к кислороду дутья. Таким образом, это уравнение включает в
себя как показатель теплового состояния (скорость схода шихты,
отнесенная к кислороду дутья), так и показатель развития процес-
сов прямого восстановления - фактора, определяющего теплопот-
ребность нижней эоны печи, а также и показатель относительного
количествва природного газа - фактора, способного непосредствен-
но влиять на соотношение типов восстановительных процессов.
Поэтому это уравнение можно назвать основным в решении постав-
ленной задачи регулирования теплового состояния доменной печи.
Уравнение справедливо для любых режимов работы доменной
печи. Соотношение величин, входящих в его состав, определяется
всем набором шихтовых, технологических, конструктивных усло-
вий и признаков и является результатом "осмысливания” домен-
ной печью (и персоналом) всей явной и не явной информации о вхо-
дящих, сущих и выходящих процессах. При ровном, стабилизирован-
ном в тепловом отношении ходе печи значение величин, входящих,
в основное уравнение устанавливается в результате подбора ре-
жимов и оптимизации (по оценке руководителей технологии) про-
цесса и сохраняется в продолжении всего периода устойчивого
состояния.
Приведенное выражение неудобно для использования, так как
входящие в него величины не измеряются в практике доменного
производства, поэтому необходимо преобразовать выражение с
переходом на измеряемые величины.	„
Числитель левой части выразили через влажный кокс, т.е.
юо - (IV+а + V + S)
0,7934 Си = 0,7934-------Ц—----------- Кмин = 0,7934 • 0,85 Кмин,
где IV, А, V, 5 - данные технического анализа кокса (%), а Кмин -
минутный расход кокса (кг/мин).
Полученные зависимости выразили через объемы проплавляе-
мой шихты и скорости схода. Если принять насыпную плотность
кокса 0,5 т/м3; агломерата 1,7 т/м3; окатышей 2,1 т/м3, то объем
подачи
кп Р /ок 1 -ок \
Vn = — + — Кп ( — + -jy- ) = Кп [2 + (Р/К) (0,588 - 0,112 Ок)]
(Здесь рудная нагрузка берется с учетом флюса, поэтому учитыва-
ется, хотя и не выделяется, его роль в формировании объема по-
дачи; упрощение это также исключает из расчета различие между
насыпной массой флюса и железорудных материалов, что допусти-
мо ввиду обычно малых расходов флюса).
Объемная доля кокса в подаче
VK/Vn = [1 + (Р/К) (0,294 - 0,056 0k)]-1.
Если измерить скорость схода шихты на колошнике (шш), то про-
изведение шш-(л0к/4) будет показывать объем шихты, расходуемый
за 1 мин. Объем кокса, расходуемый за 1 мин,
[1 + (Р/К)-(0,294 - 0,056 0k)]-1,
а минутный расход кокса
л°к
«мин = Ю00  0,5-ыш —А- [1 + (Р/К) (0,294 - 0,056 Ок) Г1
После преобразования левой части основного уравнения, полу-
чили
°2д = V„(%02/100).
Необходимо заметить, что ~ 10 % дутья от замеренного состав-
ляют потери, которые следует учитывать. Тогда
0,7934 Ск _ 0,7934-0,85-1000-0,5	(лСи/4) [1 + (Р/К) (0,294 - 0,056 Ок)]’1
О2д “	Уд-%02/(100-0,9)	’
0,7934 С к	2911 Ок^ш
О2д = [ 1 + (Р/К)(0,294 - 0,056Ок)]%Ог
60
Ввели коэффициенты а =
2941 Юц
--------------------------------------а
1 + (Р/К) (0,294 - 0,056 Ок)
= 29411 учитывающий размер печи, Р = 1 + (Р/К) (0,294 - 0,056 ОД
учитывающий технологические факторы и представляющий отноше-
ние объема подачи к объему кокса в ней при реальных Р/К и О к и
принятых насыпных плотностях кокса, агломерата и окатышей.
Тогда левая часть основного уравнения приобретает вид
(а/p) №Ш/Уд% Оз, т.е. выражается тремя величинами, из которых
Уд и % О г измеряют на всех доменных печах, а можно измерить
соответствующим преобразованием зондовых сельсинов - указа-
телей схода.
Рассмотрим правую часть уравнения - член Огд/Огд. Наиболее
употребима при измерении расходов природного газа, подаваемого
в доменную печь, размерность тыс. мэ/ч.
Обозначив расход природного газа Уп.г, определили количество
углерода природного газа, окисляемого у фурм:
С'п.г-ф = Vn.n-1000-0,52/60, кг/мин,
где 0,52 - стехиометрический коэффициент перевода количества
углерода, содержащегося в 1 мэ природного газа, кг; штрих в индек-
се применяли при отличных от приведенных размерностей.
На окисление Сп.г-ф требуется = Уп.г ‘ 1000 • 0,52 • 22,4/12  2 х
х60, мэ/мин; отсюда следует, что доля кислорода дутья, идущая
на окисление углерода природного газа
„п.г
°2д
°2д
Уп.г • 1°00  0.52 • 22,4 - 100
12 • 2 • 60 •	% Оз
= 808,9 (Уп.г/Уд% 02).
Таким образом, для О2дГ /Огд получили выражение через измеряе-
мые на каждой доменной печи величины.
Рассмотрим правую часть уравнения О г /О2д - отношением
количества кислорода вюстита, газифицирующего углерод кокса по
реакции FeO + С = Fe + СО, к количеству кислорода дутья. Для воз-
можности использования соотношений основного уравнения для
количественной оценки изменения теплопотребности целесообраз-
но выразить этот член через показатель г^, связи которого с расхо-
дом кокса и природного газа статистически установлены.
Зависимости О2 от О2д и Оа от могут быть соответственно
выражены следующим образом:
= 92 - [(О2д - 250)/1,555] и = 182^/100.
Из этих двух выражений получили интересующую нас зависимость
61
rd/100
02д "	2,159 - 1,555 (rd/100)	'
В интервале rd = 10^40% зависимость будет более простой ли-
нейной, т.е. 02 /Огд = 0,00722 rd - 0,0289. После выполненных преоб-
разований основное уравнение можно записать в следующей форме:
а • Wqj
Уд- %о2
808,9 • упг
------—— + (0,00722 rd - 0,0289).
Уд /о (J2
В этой форме уравнение становится универсальным, так как
пользуясь им, можно на основании конкретных измерений ограни-
ченного числа параметров сделать вывод о изменении соотношения
типов восстановительной работы в печи, а следовательно, тепло-
потребности процесса. При этом открывается возможность, исполь-
зуя теоретический и статистический материал по связи rd с расхо-
дом кокса и с расходом природного газа, прямо интерпретировать
изменения rd в изменении удельного расхода кокса или в измене-
нии расхода природного газа.
Дифференцируя вышеприведенное уравнение, определили связь
входящих в него членов с изменением rdl т.е.
аДмш/Уд%02 = 0,00722 A rd - 808,9 - А (Уп г/Уд-% 02).
Из этого выражения следует, что в случае А (Упг/Уд% 02) = 0,
а это может быть обеспечено стабилизацией отношения Уп.г/Уд% 02 =
= const на некотором оптимальном значении с помощью простейших
средств автоматики, устанавливается жесткая зависимость:
а - А (мш/Уд  % 02) = 0,00722 A rd (при Уп,Г/УД % 02 = const).
Таким образом, при выполнении условия Упг/Уд%0 = const, пока-
затель А(шш/Уд%02) позволяет качественно и количественно
оценить A Qi, т.е. становится динамическим показателем изменения
теплопотребности процесса.
5.3.	ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ
Как уже отмечалось, любое возмущение оказывает воздействие
на тепловое состояние печи, изменяя абсолютное количество вюс-
тита, восстанавливаемого прямым путем, т.е. изменяя относитель-
ный показатель прямого восстановления rdl давая ему некоторое
приращение &rd. Переходя к рассмотрению компенсирующих воз-
действий, которые должны быть применены после обнаружения и
количественной оценки возмущения, использовали расчеты А.Н.Рамма:
1 кг С, затрачиваемый на прямое восстановление, соответствует
62
перерасходу кокса на 2,0-2,5 кг. Углерод прямого восстановления
находится в зависимости от rdl которая представлена эксперимен-
тально или получена аналитически.
Изменению показателя rd на 10 % соответствует изменение Cd на
20 кг/т, причем зависимость эта носит линейный характер. Приняв
в указанных в работе [18] пределах 1 кг Cd эквивалентным 2,1 кг
кокса, для дальнейших расчетов используемых соотношение: при
Д rd = 10 % Д К = 42 кг/т.
Статистические обработки ИЧМ, приведенные в отчетах по опы-
там применения высокообогащенного кислородом дутья, связывают
изменение расхода природного газа (ДПГ) с изменением степени
прямого восстановления (Дг^) и изменением удельного расхода
кокса:
(+10 ПГ) - (-1,6 % rd) - (-7 + 12 -у- К),
а для изменения rd = 10 %, принимая соотношение	= ——:
(+60 ПГ) - (-10 % rd) - (-42	К).
Таким образом, расчетные и статистические данные практически
совпадают, а вышеприведенное соотношение можно использовать
в дальнейших расчетах для определения величины изменения регу-
лирующих параметров (ПГ и К) для компенсирующего воздействия.
После преобразований получили возможность прямого определе-
ния величин компенсирующего возмущения изменения регулирующих
параметров - расхода природного газа и расхода кокса - по изме-
нению контролируемого параметра мш/Уд%02, показатель rd при
этом из зависимостей, разрабатываемых для практического приме-
нения исключается, что и явилось одной из задач разработки, а ус-
ловия компенсации возмущения теплового состояния доменной
печи могут быть количественно и качественно выражены через
определяемый показатель Д мш/(Уд % 02) и регулирующие парамет-
ры ДК и ДПГ:
Will
133,5-	а - Д----=— = Д rd, %;
vfl%02
Wq|
581,9-	а-Д--------- -* ДК, кг/т чугуна;
Уд-%02
1У| 11
829,3-	а-Д-----s--- ДПГ, м3/т чугуна.
Уд-%02	у
63
Итак, получили конкретные зависимости, основанные на стехиомет-
рических, тепловых и термодинамических закономерностях домен-
ного процесса, позволяющие по простому контролируемому пока-
зателю Д(шш/Уд%02) определить отклонения в соотношении ти-
пов восстановительной работы доменной печи по основному эле-
менту - железу, а соответственно, изменения теплопотребности
нижней - определяющей части доменной печи. Получили также вы-
ражения, позволяющие по изменению показателя Д(мш/Уд%02)
определять величину необходимого компенсирующего воздействия,
восстанавливающего тепловое состояние печи в изменившихся
условиях путем либо прямого изменения прихода тепла в нижнюю
часть печи (ДК), либо воздействия на ход восстановительных про-
цессов увеличением или уменьшением расхода восстановитель-
ных газов (ДПГ).
Показатель Д (и/ш/Уд%02) позволяет быстрее, -чем изменение
содержания кремния в чугуне или изменение температуры чугуна
определить тенденцию теплового состояния печи: в случае прихода
возмущения через колошник (а это - основной путь поступления
контролируемых или слабо контролируемых возмущений) показа-
тель отреагирует через 5 ч, т.е. в момент прихода возмущения на
горизонты прямого восстановления, а кремний в чугуне и темпера-
тура чугуна могут зафиксировать наметившуюся тенденцию через
8 ч (учитывая время движения материалов, инерционность массы
жидких продуктов плавки и время между выпусками). Вторым во
времени обнаружения возмущения позволяет более полно исполь-
зовать как регулирующий фактор изменение расхода природного
газа. Этот регулирующий параметр обладает преимуществом пе-
ред регулированием изменением расхода кокса, так как начинает
действовать через два часа после применения, тогда как измене-
ние расхода кокса проявляется через шесть часов. Кроме того,
регулирование природным газом сразу же после его начала устра-
няет усиливающий возмущение кинетический фактор, т.е. часть
кислорода дутья отвлекается на перевод в СО углерода дополни-
тельного природного газа, снижая таким образом темп срабатывания
подач (при тенденции к повышению нагрева - наоборот).
Однако, в отличие от расхода кокса, который может изменяться
в любом интервале, расход природного газа не может изменяться
безгранично. Существуют технологические ограничения, которые
обычно выражаются через допустимые нижние и верхние значения
теоретических температур горения в фурменных очагах. В условиях
нормальной работы доменной печи расход природного газа на ней
при определенных дутьевых параметрах (количество дутья, содер-
жание кислорода в нем, температура дутья) оптимизируется -
64
длительные отклонения от этого оптимизированного уровня неже-
лательны. Наконец, при тенденции к снижению нагрева повышение
расхода природного газа имеет отрицательную сторону: снижение
теоретической температуры горения в определенной степени проти-
воречит необходимости поддержания физического нагрева горна.
Поэтому регулирование изменением расхода природного газа
эффективно при раннем обнаружении возмущения, а продолжитель-
ность его действия должна быть ограничена. Можно при обнаружении
возмущения одновременно применить регулирование природным
газом и коксом в размерах, т.е. вначале использовать двойное ре-
гулирование, что компенсирует неизбежное запаздывание с опре-
делением возмущения и ускорит стабилизацию нагрева, а по исте-
чении 4 ч возвращать расход природного газа к оптимизированному
значению. При этом шихта, обработанная дополнительным количест-
вом газа, будет проплавляться и оказывать влияние на теплопотреб-
ность низа печи еще в течение 2 ч, т.е. до начала действия регули-
рующего изменения расхода кокса.
Очевидно, что в период регулирующего отклонения расхода при-
родного газа, показатель шш/Уд%02 соответственно изменится
и оценка величины Д(шш/Уд%02) должна учитывать это измене-
ние. Количественная взаимосвязь контролируемых и регулирующих
параметров показана ниже:
Доменная печь, №	 Объем, мэ		1 1060	2 1000	3 2000	4 2000	5 3200
		До возмущения			
а		563924	57603	772455	772445	1115383
Уд, мэ/мин .... о", %		1750	1750	3200	3200	5300
	28	26	35	33	32
К, кг/т чунуга	480	480	470	450	440
К, кг/подачу...	5500	4800	10200	9600	14300
ПГ, мэ/т чугуна	109	114	168	148	154
Упг, тыс-мэ/ч	10	9	23	26	45
П сут, т/сут....	2200	1900	4000	4200	7000
П, т/подачу....	11,5	10,0	21,7	21,3	32,5
мш, м/мин ....	0,092	0,092	0,140	0,140	0,145
Возмущение и воздействие
Aw,м/мин.... 0,006	0,006	0,010	0,010	0,011
Aqj, %абс	 Ю	10	10	10	10
А ПГ, м3/т. чугуна 60	60	60	60	60
АУП.Г, тыс • мэ/ч 5«50	4,75	10,0	10,5	17,5
А К, кг/т чугуна 42	42	42	42	42
ДК,кг/подач .. 485	420	910	895	1365
65
Относительные изменения
А 1УШ/1УШ| % ...	6,5	6,5	7,1	7,1	7,6
AVn.r/Vn.r.%..	55	53	36	41	39
ДК/К,%		8,8	8,8	9,0	9,4	9,6
дпг/пг,%....	55	53	36	41	39
ДУп.г/Уп.г:					
: Дм/мш		8,5	8,2	5,1	5,8	5,1
ДК/К:Дыш/ыш	1,35	1,35	1,28	1,33	1,26
Абсолютные и относительные параметры определены для реаль-
ных доменных печей (доменные печи № 1-5) при условии Д rd = 10 %.
Для простоты расход дутья и содержание кислорода в нем на каж-
дой доменной печи принимали постоянными.
Следует отметить, что выбранное значение Ard = 10% не яв-
ляется невозможным или редким для доменных печей, т.е. вели-
чина возмущений теплового состояния, вызывающих изменение
степени прямого восстановления в указанных размерах не является
исключительной. В работе [20] указали, что в практике колеблемость
значения rd достигает 30 %. На доменных печах комбината измене-
ние значения rd на 10% означает изменение скорости схода шихты
на 6,5; 7,6 % при неизменном дутьевом режиме, т.е. увеличение или
уменьшение числа подач в час на 0,5 подачи. Такие изменения
темпа часто имеют место в практике работы доменных печей, а в
ряде случаев превышают названные выше значения.
Используя вышеприведенные данные можно определить отклоне-
ние значений показателя шш/Уд % О2 от нормального уровня, регу-
лирующие воздействия расходом кокса и расходом природного
газа, т.е.ДК = 0,27-0,0225 К; ДПГ = 13-0,06 ПГ, где ДК и ДПГ -
соответственно компенсирующие изменения расхода кокса и рас-
хода природного газа на каждый 1 % изменения значения показа-
теля мш/Уд% 02, %; К и ПГ - соответствующие удельные расходы
кокса, кг/т чугуна и природного газа, м3/т чугуна.
Поскольку удельные расходы кокса на доменных печах обычно
находятся в пределах 400-500 кг/т, то компенсирующее изменение
расхода кокса на 1% Дмш/Уд%02 оказывается ДК = 1,2 + 13%.
Для компенсирующих изменений расхода природного газа в связи
со значительно более широким диапазоном возможных удельных
его расходов компенсирующие изменения также варьируются в
широких пределах. Так, при удельных расходах ПГ = 50+200 м3/т
чугуна, ДПГ = 3 + 12%. В дальнейшем анализе возможностей регу-
лирования теплового соотношения доменных печей изменением
расхода природного газа необходимо рассмотреть вопрос о предель-
ных значениях регулирующих изменений. Критерием в этом вопросе
является теоретическая температура горения.
66
5.4. ПРАКТИЧЕСКИЕ ВОПРОСЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ
ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ ПЕЧИ
Известная формула Н.Е.Дунаева и Т.И.Кухтина [33] для расчета
теоретической температуры горения неудобна для практического
использования, так как размерности входящих в нее величин отлич-
ны от считываемых с прибора, устанавливаемых на доменных
печах. Переходя к размерностям Vn г, тыс. м3/ч содержание кисло-
рода в дутье, количество дутья Уд м3/мин, а также приняв влажность
дутья постоянным (р = 0,01, решили формулу относительно природ-
ного газа для нескольких fT и (Д| находящихся в диапазоне наиболее
употребимых значений.
Для определения возможных изменений расхода природного
газа при регулировании теплового состояния печи, использовали
рис. 19, на котором графически представлены расчетные количества
природного газа при постоянном количестве дутья (1750м3/мин) и
различном содержании кислорода в нем, для разных температур
дутья и для крайних значений допустимых теоретических темпера-
тур горения. Разность абсолютных значений расходов природного
газа, обеспечивающих теоретическую температуру горения 2000 °C и
2300 °C, практически не зависит от содержания кислорода в дутье
и температуры дутья. Для расхода дутья 1750м3/мин эта разность
составляет 6,5-7,5 тыс. м3/ч.
На рис. 19 графически представлена аналогичная зависимость
содержания кислорода в дутье
относительной величины О^г/О2д
для различных (д и fT, который под-
тверждает, что в любых режимах
разность значений определенных
для Гт = 2000 °C и tT = 2300 °C
практически постоянна и составля-
ет 0,10-0,12. На рис. 20 отмечены
ОТ

20
1В
16
В
6
4Н-
30
2
25
# о2а,%
67
I12
Рис. 19. Диапазон возможных (по ус- 	10
ловию поддержания теоретической тем-
пературы горения в пределах 2000-
2300 °C) изменений расхода природно-
го газа от содержания кислорода в
дутье при расходе воздуха 1750 м3 при
tT и соответственно:
1 - 2000; 1250; 2 - 2000; 1150; 3 - 2000;
1050; < - 2300; 1250; 5 - 2300; 1150;
6 - 2300; 1050
Рис. 20. Изменение доли кислорода, затраченного на окисление природного газа,
в зависимости от содержания кислорода в дутье при tT и соответственно, °C:
1 - 2000; 1200; 2 - 2000; 1100; 3 - 2100; 1200; 4 - 2100; 1100; 5 - 2200; 1200; 6 -
2200; 1100; 7 - 2300; 1200; В - 2300; 1100
точки, соответствующие реальным значениям О£дг/О2д. По их рас-
положению можно заключить, что практически выработанные оп-
тимальные расходы природного газа соответствуют в основном
среднему в допустимом диапазоне уровню теоретических темпе-
ратур горения (~ 2150 °C), а соответственно и среднему значению
абсолютного расхода природного газа и относительного показа-
теля (О2^/О2д).
Сопоставляя приведенные значения установили, что в пределах
допустимых по условию теоретической температуры горения изме-
нений расхода природного газа компенсировать 10 %-ное измене-
ние г,} нельзя. В среднем обеспечивается компенсация изменения
на ±5% (абсолютных), от установившегося (оптимизированного)
уровня.
Для предельного значения относительного изменения расхода
природного газа (ДПГпред%) в зависимости от его удельного рас-
хода (м3/т чугуна) по условию отклонений теоретической темпера-
туры горения <±150 °C от среднего значения 2100 °C ДПГпред =
= 45-0,15 ПГ. Рассчитанные по этой формуле значения предельных
регулирующих изменений расхода природного газа или удельных
расходов 50-200 мэ/т чугуна будут: ДПГпред = 15 <-37,5 %, что сов-
падает со сделанным ранее выводом о том, что предельные значе-
68
ния обеспечивают компенсацию возмущения теплового состояния
выражаемую Ard«£5%. Этот вывод необходимо учитывать в прак-
тике регулирования.
При этом опережающее воздействие изменения расхода природ-
ного газа на тепловое состояние печи сохраняется, но при значитель-
ных возмущениях теплового состояния (Дмш/мш > 3%, Ard > 5%)
они компенсируются частично. Ограниченность регулирования при-
родным газом делает правомерным при отсутствии средств автома-
тизации производств регулирующие изменения расхода природного
газа позиционно, т.е. при зафиксированном положительном
А мш/Уд % 02 увеличивать Уп.г на указанную выше величину, при
отрицательном А юш/Уд % 02 уменьшать.
Совместно с ЦЛА и в ЦНИИЧерМет разработан принцип устройст-
ва непрерывного измерения скорости схода шихты, основанный на
последовательном во времени измерения скорости движения зон-
дов-уровнемеров подъема и опускания зондов, линеаризации ре-
зультатов измерений и представлении их на диаграмме. Принцип
обладает преимуществом перед обычно используемой для опреде-
ления скорости шихты частотой опускания подач в том, что оказыва-
ется независимым от колебаний уровня засыпи.
6. РЕГУЛИРОВАНИЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ
И ГАЗОВ В ПЕЧИ
6.1. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ВОПРОСЫ РАЗРАБОТКИ
НОВЫХ РЕЖИМОВ РЕГУЛИРОВАНИЯ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ
МАТЕРИАЛОВ И ГАЗОВ
Для решения поставленных задач продуктивным является обращение к вопро-
сам распределения шихтовых материалов в зависимости от изменения уровня
засыпи. Положение о том, что при снижении уровня засыпи подгружается пери-
ферия и обратное - при повышении уровня заоыпи периферия разгружается,
стало в доменном производстве классическим и основано на изменении поло-
жения гребней материалов по радиусу колошника, причем гребень материалов
по современным воззрениям можно представить как с точки зрения сегрегации
мелких и крупных фракций материалов, так и с точки зрения объема и массовой
неравномерности. Теоретические положения [20,21] позволяют представить
качественно новый эффект распределения материалов, если уровень засыпи
при опускании материалов изменять по заданной зависимости. Тогда возникает
задача - определить положение каждой порции шихтовых материалов, опускае-
мых на уровни засыпи, которые отличаются по своему значению и формализо-
вать полученную зависимость.
Сложность экспериментального определения местоположения каждой пор-
ции материалов по радиусу колошника и точки встречи ссыпающейся шихты с
поверхностью засыпи делает необходимым теоретический расчет, основанный
на решении совокупности уравнений, описывающих траекторию движения мате-
риалов с большого конуса. Известны уравнения траектории движения шихты,
ссыпающейся с большого конуса. Однако в них не учитывают влияние восходя-
69
щего потока газоа и сопротивление среды на траекторию падения материалов
и указывается на незначительное влияние газового потока на движение агломе-
рата фракцией >10 мм и коксв фракцией >25 мм. В современных условиях до-
манной плавки, авиду наличия мелких частиц, это не выполняется, поэтому влия-
ние газоаого потока на траекторию падения материалов может быть значитель-
ным. Вывод траектории движения падающих материалов выполнен для условий,
что при падении частиц материалов, кроме силы тяжести, на нее действует про-
тивоположно направленная сила сопротивления R=-g-cpSv, где р - плотность
среды, кг/мэ; S - площадь поперечного сечения куска материалоа, м2; v - ско-
рость тела, м/с; с - безразмерный коэффициент.
Подъемная сила газового потока направлена вертикально вверх HF=~2*cpSw2,
где w - скорость газового потока, м/с.
Аргументами уравнения являются угол наклона поверхности конуса и ско-
рость скатывания частицы материалов с его кромки. Конечное уравнение полу-
чено в интегративной форме, решаемой графически при соответствующих гранич-
ных условиях.
Расчеты выполнены для доменных печей объемом 1000-3200 мэ. Построенные
после графического интегрирования кривые траектории падения материалов
показали, что при изменении уровня засыпи с 0,5 м до 1,75 м, перемещение
точки встречи по радиусу составит 0,20-0,480 м. Перемещение в связи с этим
гребня материалов в зависимости от уровня засыпи (11) для типовой печи объемом
3200 м3 можно подсчитать по уравнению: z = 0,843 - 0,715 h + 0,14 fia. Теорети-
ческие положения и расчеты позволяют дать графическую интерпретацию явле-
нию перемещения шихтовых материалов по радиусу печи.
Для рассмотрения использовали пример, когда происходит пятикратное из-
менение уровня засыпи (рис. 21). Тогда уровень засыпи, измеряемый от кромки
большого конуса в опущенном состоянии до уровня шихты, при котором задается
опускание подач, согласно расчетам может занять следующие последователь-
ные положения: ht; h2; ha; h4; hs. При этом траектория падения шихты АВ, пока-
зала, что гребень материалов (его расстояние от кладки печи) формируется в
зависимости от уровня засыпи. При этом гребни материалов находятся соответст-
венно в точках Г, 2', 3', 4', б', что соответствует нумерации подач 1; 2; 3; 4; 5 при
достижении шихтой отмеченных уровней. Последний заключительный уровень
засыпи (hs) определяет нижнюю границу, при которой происходит опускание
подач. Изменяя положение порции материалов по радиусу печи, тем самым,
рассредоточиваем гранулометрическую и массовую неравномерность по радиусу
печи.
Картина перемещения гребней подач повторится в обратном направлении,
если опускание подач произойдет при повышении уроаня засыпи (соответствен-
но с hs до hi). Опускание подачи при достижении шихтой уровня ht определяет
ее вархнюю границу.
Если рассмотреть любую другую точку (например, 1) на поверхности засыпи,
то можно наблюдать перемещение точки по радиусу колошника (например, точ-
ки 2", 3", 4", 5'). Тогда свойственная этой точки сегрегация или иная неравномер-
ность материалов так же будет менять саое местоположение. Расстояние каж-
дой отмеченной точки от центра печи (ct; с2; сэ; с4; cs) изменяется с периодич-
ностью, равной периодичности изменения гребней материалов, что способствует
перераспределению материалоа (по крупности, виду и т.д.).
Эффективность перераспределения можно повысить, если приведенную схе-
му изменения уровня засыпи связать с работой вращающегося распределителя
шихты и влиять, тем самым, на горизонтальное распределение. Один из вариан-
70
Рис. 21. Графическое изображение положений гребней материалов при изменении
'уровня засыпи:
1 - большой конус; 2 - кладка печи; Г-5’ - гребни материалов при понижении;
6'-9' - при повышении уровня засыпи; 1 "-5" - изменение положения материалов
в произвольной точке при понижении уровня засыпи; А, В - траектория падения
ссыпающихся материалов с большого конуса; Ci~Cs - расстояние этой точки от
центра
тоа предполагает сочетание числа станций вращения ВРШ с числом изменения
уроаня засыпи. При осуществлении подобной схемы можно допустить, что
каждому принятому уровню засыпи (Ъ»; h2; h^ h4; h5 и обратно) соответстаувт
определенный угол вращения распределителя шихты (Lt; L2; L3; L4; Ls и т.д.).
При работе ВРШ на этих станциях уроаень засыпи пройдет путь от верхней
границы до нижней равный разности уровней hs-ht. В результате завершится
полуцикл работы ВРШ. Второй полуцикл включает работу засыпного аппарата
от нижнего уровня (hs) до аерхнего (hi) с продолжением аращения распредели-
теля шихты во втором полуцикле. Опускание подач при повышении уровня проис-
ходит последовательно нв уровнях h4; h2; h2; ht. Из этого вытекает, что число
уровней засыпи при выполнении полного цикла можно определить числом стан-
ций работы ВРШ. Данная зависимость графически будет иметь вид, представ-
ленный на рис. 22 (цикл 1). Полученная на этой основе циклограмма показывает
частный пример связи между изменением уровня засыпи в границах 0,5-2,3 м
и работой распределителя шихты по станциям 30°. Саяэь работы ВРШ при других
углах с циклом изменения уровня засыпи имеет следующие характеристики:
ВРШ, град.............. 30
Число станций вращения .. 12
Число уровней засыпи, вклю-
ченных в цикл.......... 12
45	60	90
8	,6	4
8	6	4
71
Рис. 22. Циклограмма изменения уроаня засыпи:
1 - с равномерным изменением шага и числа подач, опускаемых на каждом уров-
не; 2 - с неравномерным шагом изменения уровня засыпи; 3 - с неравномерным
числом подач, опускаемых на каждом уровне
Представленный цикл изменения уровня засыпи отражает такой вариант,
при котором между двумя последовательными изменениями существует равенст-
во, т.е. h2 -	= h3 - h2. Это изменение или шаг можно рассчитать по формуле
с = 2(ЬН - hB)/п, где с - шаг изменения уровня засыпи, м; Ьн - нижняя граница
уровня засыпи, м; he - верхняя граница уровня засыпи, м; л - число секторов
по окружности колошника.
Характер изменения уровня засыпи может иметь иной вид (цикл 2, рис. 22),
когда шаг между двумя последовательными изменениями уровня засыпи отли-
чается по своему значению, т.е. h2 - h, + h3 - h2. В приведенном примере опус-
кание подачи происходит на уровне 0,5 м; затем 1,1 м и, наконец, 2,3 м. Представ-
ленная схема может иметь дальнейшее развитие (циклЗ), если изменить число
опускаемых порций материалов на одном или нескольких уровнях. Например,
на уроанях 1,25 и 0,95 м можно .опуотить две подачи или изменить опускание
количества подач на каждом уровне. В соответствии с распределением газа по
радиусу колошника на каждом из установленных уровней можно изменить поря-
док опускания материалов в печь (рудой или коксом вперед или заданную комби-
нацию) [29].
Представленные зависимости, развернутые во аремени, имеют циклический
аид и характеризуются следующими параметрами: верхней границей уровня
засыпи; нижней границей уровня засыпи; амплитудой, рааной разности между
нижней и верхней границей уровня заоыпи; шагом изменания уровня засыпи,
равным разности между двумя последовательными значениями уровня засыпи;
периодом, равным аремени, за которое происходит изменение уровня засыпи
за полный цикл; числом подач, опускаемых на каждом уроане; последователь-
ностью опускания шихтовых материалов на каждом уровне.
Регулирующие воздействия можно усилить с помощью циклического измене-
ния величины колоши [23,24]. Применяемые до сих пор традиционные режимы
загрузки исходя из услоаий поддержания заданного и постоянного отношения
рудной и коксовой составляющих при наборе их на большой конус. Если отсту-
пить от этого правила и» прибегнуть к изменению коксовой колоши (или рудной)
72
Рис. 23. Местоположение по радиуоу колошника
рудных Ъолош (заштрихованная область), при
режимах загрузки с циклическим изменением
уровня засыпи (А) и одновременным измене-
нием циклического уровня засыпи и величины
рудной колоши (В); и с, - траектории, на
которых располагаются гребни материалов при
двух режимах загрузки
по заданной зависимости, то можно изменить по-
ложение различных по объему и весу материалов
по радиуоу печи (рис. 23).
Данную схему лучше раосматриаать с цикли-
ческим изменением уровня засыпи [24]. Тогда,
согласно заданному регламенту загрузки на
верхнем уроане засыпи, можно опустить подачу
с увеличенной коксовой колошей (с минималь-
ной рудной нагрузкой), а затем с каждым шагом понижения уровня засыпи её
уменьшать на расчетную величину, т.е. одновременно будет аозрастать рудная
нагрузка. На нижней границе уровня засыпи, опять же согласно регламенту,
опускали подачу с минимальной коксовой колошей (максимальная рудная наг-
рузка).
При повышении уровня засыпи указанные действия повторяются - коксовая
колоша растет, а рудная снижается. При выполнении данных условий доля рудной
части будет минимальной на верхнем уровне засыпи и займет меньший объем,
чем кокс. Причем будут созданы условия для загрузки промежуточной и централь-
ной зоны. С понижением уровня засыпи доля рудной части в подаче возрастает,
а доля кокса уменьшается. Повышенная доля рудной шихты подгружает перифе-
рийную зону печи. Одновременно с перераспределением рудной части подачи
по радиусу печи происходит рассредоточение мелких фракций шихты за счет
изменения положения гребней материалов при повышении и понижении уровня
засыпи, а также за счет изменения соотнсшения рудной и коксовой составляющих
в подаче. Указанный механизм перераспределения рудной нагрузки по радиусу
печи направлен на то, чтобы усилить регулирующие воздействия на газовый
поток ранее полученного эффекта, связанного с циклическим изменением уров-
ня звсыпи.
При разработке режимов загрузки по данной схеме были выполнены следую-
щие условия: изменение отношения рудной и коксовой составляющих происходит
по заданной зааисимости, сочетающей с циклом изменения уровня засыпи; из-
менение объемных и массовых отношений рудной и коксоаой составляющих
за цикл изменения уровня засыпи равняется среднему заданному значению руд-
ной нагрузки в цикле; наполнение скипов осуществляется с коэффициентом
0,85-0,9.
Системы загрузки, отвечающие этим условиям, имеют дополнительные харак-
теристики: амплитуду колебания массы коксовой колоши в цикле, которая рав-
няется разнооти между максимальным и минимальным весом кокса в подаче,
а также минимальную величину изменения коксовой колоши при опускании
материалов на двух последовательных уровнях засыпи.
Режим загрузки может быть реализован с равномерным изменением коксо-
73
Рис. 24. Согласование режимов загрузки с циклическим изменением: уровня эа-
сыпи, величины колоши, работы ВРШ (0° - 30* - сдвиг в работе ВРШ после оконча-
ния очередного цикла загрузки)
вой колоши а цикле и с неравномерным изменением коксовой колоши ‘(рис. 24).
Использование характеристик изменения уровня засыпи, величины коксовой
колоши, работы вращающегося распределителя шихты и расмотрение их в цикли-
ческом режиме позаоляет изменить местоположение каждой порции материалов
по радиусу и окружности колошника.
6.2. МОДЕЛИРОВАНИЕ НОВЫХ РЕЖИМОВ ЗАГРУЗКИ
Для моделирования распределения рудных нагрузок на перифе-
рии и в центре печи при циклическом и стационарном уровне засы-
пи был привлечен ранее полученный математический аппарат [21],
который преобразовали применительно к новым режимам загрузки.
Преобразование математических зависимостей, полученных для
стационарного уровня, включало задание параметров циклического
уровня засыпи (границ, шага, количества подач, угла наклона по-
верхности шихты); задание очередности загрузки руды и кокса;
вывод искомых математических зависимостей.
Для системы загрузки типа ААКК (принятый угол наклона ших-
ты 24°) рудную нагрузку рассчитали пр формуле:	<
2,23 (Пх + 2па + 2пэ + ... + пн) + 0,69 (/uni +2/i2na + ... + Ьнпн)
Р/Кп —	Пх + гПа + гПа + .-. + Пн	’
74
4,19(0, + 2л2 + 2л3 + ... + лн) -0,86(11,01 + 252л2 + 2h3n3 + ... + 5H)
p/ku =-------------------------~;
4	n, + 2o3 + 2o3 + ... + oH
где P/Kn и Р/Кц - рудная нагрузка; т/т, соответственно на перифе-
рии и в центре печи; л,; л2; п3 + ... + лн - число подач, опускаемых
соответственно на уровнях засыпи h,; h2; h3.........hH, hH - нижний
уровень засыпи.
Для системы загрузки типа ККАА (при том же угле наклона)
рудная нагрузка расчитана по формуле
0,32 (л, + 2л3 + 2л3 +... + Лц) + 0,66(5,0, + 252л, + 253л3 +... + Ьнлн)
Р/Кп = ------------------------:------------------------------------;
л, + 2оа + 2 л3 +... + пн
5,32 (о, + 2п3 + 2п3 +... + лн) — 0,92(5,0, + 252ла + 253л3 +... + 5цЛц)
Р/кц - ------------------------о—;----------------------------------•
о, + 2л3 + 2л3 +... + Лц
Распределение рудной нагрузки по радиальным зонам было рас-
считано для циклов с изменением нижней границы уровня засыпи
(при постоянной верхней границе); верхней границы уровня засыпи
(при постоянной нижней границе); с изменением угла наклона по-
верхности шихты в зависимости от уровня засыпи; с изменением
шага уровня засыпи; с изменением количества подач, шага и гра-
ниц уровня засыпи.
На рис. 25,26 приведены результаты расчета рудной нагрузки
0,5-7,5. 0,15-7$ 1,75-7,5	1$-2$ 1,15-2$
। Циклический уровень засыпи,
0,5-1,25 0,5-1$	0$-1,75 0$-2fi. 0$~2$
Рис. 25. Изменение рудной нагрузки в периферийной зоне: при стационарном
уроне засыпи (1), при циклическом уровне засыпи с постоянным нижним (2,5 м)
пределом (2) и постоянным верхним (0,5 м) пределом (3)
75
!_______Циклический уровень
0,5-1,25	05'1,5	0,5-1,75	0,5'2,0 0,5-2,5м
Рис. 26. Изменение рудной нагрузки в центральной зоне: при стационарном уров-
не Засыпи (<)• при циклическом уровне засыпи с постоянным нижним (2,5 м) пре-
делом (2) и постоянным верхним пределом (0,5 м) (3)
по радиальным зонам колошника при загрузке систем ААКК1 и
KKAAI. С использованием системы ААКК1 с циклическим измене-
нием уровня засыпи распределения рудной нагрузки получается
отличное от распределения со стационарным уровнем засыпи. С
понижением в системе нижней границы уровня засыпи с 1,25 до
2,5 м (при постоянной верхней границе) рудная нагрузка на пери-
ферии увеличивается с 2,8 до 3,45 кг/кг; в центральной зоне она
уменьшается с 2,75 до 2,25 кг/кг кокса при том же изменении цикла
уровня засыпи. При стационарном уровне засыпи зависимость
имеет, в этом случае, более крутой характер. Например, на пери-
ферии она изменяется с 2,6 до 3,9 кг/кг кокса, в центральной зоне
с 3,71 до 2,1 кг/кг кокса.
С переходом на другой цикл изменения уровня засыпи - измене-
ние верхней границы с 0,5 до 1,75 м (при постоянной нижней грани-
це (2,5 м)) - характер зависимостей не меняется: на периферии
рудная нагрузка растет с 2,55 до 2,85, в центральной зоне умень-
шается с 3,2 до 2,5 кг/кг кокса. Установили, что при циклическом
изменении уровня засыпи в условиях загрузки прямых подач рас:
пределение коксовой и рудной части имеет более равномерный
характер, чем при стационарном. Разность рудных нагрузок между
периферией и центром печи возрастает при перехо'де от системы
загрузки с циклическим изменением уровня засыпи к стационарным.
Анализ распределения рудной нагрузки при применении систем
76
коксом вперед (KKAAJ) подтверждает, что в отличие от систем
загрузки рудой вперед, наблюдается ярко выраженная разница по
абсолютному значению рудной нагрузки на периферии и в центре
печи. Рудная нагрузка в центре печи выше, чем на периферии на
всем исследуемом диапазоне. По абсолютному значению изменение
рудной нагрузки на периферии имело такую последовательность:
самую низкую рудную нагрузку получили при использовании цикли-
ческого уровня засыпи, в котором понижалась верхняя граница с
0,5 до 1,75 м (при неизменной нижней границе 2,5 м). Рудная нагруз-
ка изменилась с 0,55 до 1,1 т/т кокса. Несколько выше значение
рудной нагрузки было по периферии печи при системе загрузки,
в которой изменялась нижняя граница от 1,25 до 2,5 м (при неизмен-
ной верхней границе 0,5 м). Рудная нагрузка изменилась с 1,2
до 1,6.
Самую высокую рудную нагрузку на периферии получили при
загрузке со стационарным уровнем засыпи. Она изменилась при
понижении уровня засыпи с 1,25 до 2,1 т/т кокса. В центральной
зоне при понижении верхней, а также нижней границы (при неиз-.
менных соответственно нижней или верхней границы) рудная наг-
рузка уменьшалась и возрастала на периферии. Минимальное зна-
чение рудной нагрузки из этих циклов имели те циклы, в которых
понижалась нижняя граница уровня засыпи. Изменение рудной
нагрузки при использовании стационарного уровня засыпи имело
более крутой характер и большую разность рудной нагрузки при
уровнях 0,5 и 2,5 м (1,75 т/т кокса). В двух других рассмотренных
системах с циклическими уровнями эта разность составляла 0,6 т/т
кокса. Тем самым рудные нагрузки при применении циклического
уровня засыпи более плавно изменяли свои значения по радиусу
колошника.
В связи с изменением угла наклона поверхности шихты на колош-
нике изменяется распределение материалов по радиусу печи. В слу-
чае использования систем загрузки с циклическим изменением
уровня засыпи влияние их на распределение материалов по радиусу
печи имеет двойной характер: во-первых, от изменения уровня за-
сыпи, во-вторых, от изменения угла наклона поверхности шихты.
Получается так называемая двойная тяга в перераспределении
рудной и коксовой составляющих. Для того чтобы учесть одновре-
менное влияние этих двух факторов в формуле расчета рудной
нагрузки ввели влияние угла наклона поверхности шихты? Рассчи-
танные по этим формулам рудные нагрузки исходят из условий,
что каждому уровню засыпи соответствует свой угол наклона.
Например, уровню засыпи 0,5 м соответствует угол 32°, уровню 1,25-
25°, уровню 1,75 - 24° и уровню засыпи 2,25 м соответствует угол
77
Таблица 4. Распределение рудной нагрузки по радиусу колошника
с учетом одновременного влияния на нее изменения уровня засыпи
и угла наклона поверхности шихты
Цикл изменения уровня засыпи, м	Рудная нагрузка (кг/кг кокса) при применении системы загрузки		
	ААКК1	ККАА1	КААК1
0,5-1,25-1,75-2,25-1,75-1,25	3,1/2,8	3,4/4,2	1,4/5,3
0,5-1,25-1,75-1,25	2,8/3,3	3,1/4,6	1.V5,5
0,5-1,25	2,47/3,9	2,6/5,13	0,86/5,7
1,25-1,75-2,25-1,75	3,6/2,2	3,8/3,4	1.8/5,1
1,75-2,25	3,95/1,78	4,0/3,32	2,0/5,0
Примечание. В числителе - для периферийной зоны, в знаменателе - для
центральной.
20°. Такая зависимость между углом наклона и уровнем засыпи
принята по результатам многочисленных замеров профиля засыпи
перед задувкой и носит в определенной степени корреляционную
связь, т.е. могут быть отклонения от принятой схемы, однако прин-
ципиально они не будут противоречить основным выводам.
Результаты моделирования рудной нагрузки представлены в
табл. 4. Изменяя цикл уровня засыпи в подачах типа PPKKI за счет
понижения верхней границы уровня засыпи с 0,5 до 1,75 м, можно
добиться увеличения рудной нагрузки на периферии с 3,1 до 3,95 кг/кг
кокса. Если изменять нижнюю границу с 2,25 до 1,75 м и далее до
1,25, т.е. за счет последовательного сужения амплитуды (0,5-2,25 м;
0,5-1,75 м; 0,5-1,25 м), то можно уменьшить рудную нагрузку с
3.1 до 2,5 кг/кг кокса. Влияние на рудную нагрузку числа задач,
опускаемых на каждом шаге изменения уровня засыпи, носит проти-
воречивый характер. Если число подач увеличивается на верхней
границе уровня засыпи, то рудная нагрузка в цикле уменьшается.
Например, если ранее применяется цикл загрузки ААКК1 0,5-1,25-
1,75-2,25-1,75-1,25 м, то увеличение числа опускаемых подач
на уровне засыпи 0,5 м и переход к циклу 0,5-0,5-1,25-1,75-2,25-
1,75-1,25 м снижает рудную нагрузку на периферии с 3,1 до 2,96 кг/кг
кокса. Аналогичные действия, произведенные на нижней границе
уровня засыпи, т.е. переход к циклу 0,5-1,25-1,75-2,25-2,25-1,75-
1,25 м приводят к подгрузке периферии. Увеличение шага уровня
засыпи с 0,25 до 0,5 м при использовании той же системы загрузки
позволяет увеличить рудную нагрузку в периферийной зоне.
Распределение рудной нагрузки в центральной зоне носит обрат-
ный характер - изменение цикла загрузки за счет понижения верх-
78
ней границы с 0,5 до 1,75 м влечет уменьшение рудной нагрузки
с 2,8 до 1,8 т/т кокса.. Если изменять цикл уровня засыпи за счет
нижней границы, повышая его с 2,25 до 1,25 м, то можно увеличить
рудную нагрузку в центральной зоне печи с 2,8 до 3,9 т/т кокса.
Увеличение числа подач на нижнем уровне приводит к снижению руд-
ной нагрузки в центральной зоне, в то время как те же действия
на верхней границе уровня засыпи увеличивают рудную нагрузку.
Расширение шага изменения уровня засыпи от 0,25 м в цикле 0,5-
0,75-1,0-1,25-1,0 м до-0,75 м в цикле 0,5-1,25 м дает возможность
увеличить рудную нагрузку в центральной зоне.
Анализ систем загрузки при использовании обратных подач
ККРР показал, что в периферийной зоне рудная нагрузка меньше,
чем в центральной. Изменяя верхнюю границу уровня засыпи с 0,5
до 1,75 м (при постоянной нижней границе 2,25 м), можно увеличить
рудную нагрузку на периферии с 3,4 до 4 т/т кокса и наоборот, по-
вышая границу уровня засыпи с 2,25 до 1,25 при постоянной верхней
границе 0,5 м, можно добиться уменьшения рудной нагрузки с 3,4
до 2,6 т/т кокса. Увеличение в два раза числа подач, опускаемых
на нижнем уровне засыпи (2,25), позволяет увеличить рудную нагруз-
ку в цикле 0,5-1,25-1,75-2,25-1,75-1,25 м на 0,1 т/т кокса. Такое же
увеличение, произведенное на верхнем уровне засыпи (0,5 м) сни-
жает нагрузку на 0,2 т/т кокса. Увеличением шага уровня засыпи
с 0,25 м до 0,75 м в цикле 0,5-1,25 м позволяет увеличить рудную
нагрузку в периферийной и снизить в центральной зоне.
Рудные нагрузки в центральной зоне при использовании подач
коксом вперед носит обратный от периферийной зоны характер:
изменение цикла уровня засыпи за счет снижения верхней границы
с 0,5 до 1,75 м при постоянной нижней границе (2,25 м) уменьшает
рудную нагрузку с 4,17 до 3,32 т/т кокса и наоборот - изменение
цикла уровня засыпи за счет подъема нижней границы уровня за-
сыпи с 2,25 до 1,25 при постоянной верхней границе (0,5 м) способст-
вует повышению рудной нагрузки на 1 кг/кг кокса. Увеличение
числа подач на верхней границе уровня засыпи в цикле приводит
к увеличению рудной нагрузки в центральной зоне. Увеличение чис-
ла подачи на нижней границе уровня засыпи, наоборот разгружает
центральную зону. Расширение шага изменения уровня засыпи в
цикле влечет снижение рудной нагрузки по сравнению с исходным
циклом, где шаг имел меньшее значение. Циклы изменения уровня
засыпи для прямых и обратных подач могут обеспечить в перифе-
рийной зоне рудную нагрузку, близкую по своим значениям. Напри-
мер, система нагрузки для прямых подач с циклом изменения уров-
ня засыпи 0,5-1,25-1,75-2,25-1,75-1,25 м обеспечивает рудную
нагрузку на периферии печи, близкую к рудной нагрузке для обрат-
79
ных подач (3,1 кг/кг кокса) при цикле изменения уровня засыпи
1,25-1,75-2,25-1,75 м.
63. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ РУДНОЙ НАГРУЗКИ
И ФРАКЦИОННОГО СОСТАВА ШИХТЫ ПО РАДИУСУ
КОЛОШНИКА ПЕРЕД ЗАДУВКОЙ
К исследованиям распределения материалов на колошнике печи
3200 м3 приступили перед опусканием двух последних подач, когда
уровень засыпи по показаниям зондов был равен 3,5 м [22]. Пред-
последнюю (104-ую) подачу грузили раздельно. В печь подали сов-
местно один скип кокса (7,5 т) и два скипа агломерата (20 х 2 = 40 т)
с добавкой известняка (4,3 т) по системе КАА1. Осмотр располо-
жения материалов на колошнике показал, что при такой величине
подачи агломерат не перекрывал всей поверхности колошника.
Осевая- эона диаметром порядка 2,0-2,5 м осталась сводобной от
железосодержащих материалов. Из этого можно сделать вывод,
что при наборе агломерационной колоши массой 40-50 т доменная
печь несомненно будет работать с разгруженным центром. Резуль-
таты замеров профиля поверхности материалов показали, что глу-
бина воронки составила 2600 мм и ее вершина практически совпа-
ла с осью печи.
После опускания оставшейся части предпоследней подачи (7,5 т
кокса) было установлено, что кокс располагается достаточно равно-
мерно по всей поверхности колошника и толщина его слоя соста-
вила примерно 230 мм. Последняя подача, загруженная по системе
КААК1, состояла из 15 т кокса и 50 т агломерата. Профиль поверх-
ности колошника показал, что материал распределился достаточно
равномерно по площади колошника. Толщина его слоя у оси соста-
вила 900 мм, а у стен колошника 1100 мм. Глубина воронки дости-
гала 2650 мм. На расстоянии 2500 мм от оси поверхности шихты
имела небольшой перегиб.
Одновременно с указанными экспериментами определяли место
удара материалов о стенки колошника. Было установлено, что поло-
са ударов имеет ширину 800-1000 мм, а ее средняя линия распола-
гается на 2,5 м ниже кромки большого конуса в опущенном поло-
жении. Таким образом, перемещение уровня засыпи вверх от ука-
занного горизонта будет способствовать разгрузке периферии.
Перед опусканием последней подачи участок поверхности материа-
лов, расположенный между газоотводами 3 и 4, был покрыт бре-
зентом, на который установили специальный сектор, изготовленный
из деревянных щитов. Площадь, ограниченная бортами сектора,
составляла 1/16 площади колошника, высота щитов равнялась
1100 мм. При опускании последней подачи материалы заполнили
во
сектор, причем характер их распределения был, очевидно, таким
же как и на всей остальной площади колошника. После этого сектор
разделялся стальными листами на шесть равновеликих по площади
секций, для чего на его бортах заблаговременно были сделаны
направляющие пазы из углов 40 х 40 мм. Выборку материалов про-
водили раздельно из каждой секции. Нумерацию секций делали
от оси к стенке колошника. Практически разделить секции 5 и 6 не
представилось возможным и поэтому при анализе они были объе-
динены.
Извлеченные из каждой секции материалы были рассеяны по
фракциям на ситах с ячейками 80 х 80, 60 х 60, 40 х 40, 25 х 25,
10x10, 5x5 и разобраны по компонентам, что позволило опреде-
лить величину рудной нагрузки и фракционный состав каждого из
этих компонентов шихты на различных участках площади колошника.
Последняя подача состояла из 50 т агломерата и 15 т кокса. В нее
входило ~ 0,3 т известняка, оставшегося на транспортере от преды-
дущей подачи; исходя из данных, следовало ожидать, что в секторе
должно находиться 3125 кг агломерата и 937,6 кг кокса. Фактичес-
ки 3185,9 кг агломерата и 976,8 кг кокса, что не превышает величины
погрешности эксперимента. Таким образом, первый вывод, выте-
кающий из анализа полученных данных, состоит в том, что материа-
лы достаточно' равномерно распределялись по окружности колош-
ника.
Следует отметить еще одну характерную особенность распреде-
ления материалов, заключающуюся в том, что при ссыпании с боль-
шого конуса агломерат и кокс практически не перемешиваются
между собой, хотя и загружаются одной подачей. Так, последняя
колоша была набрана по системе КААК. В секторе материалы рас-
полагались соответственно тремя слоями. Нижний и верхний состоя-
ли преимущественно из кокса, а промежуточный - из агломерата.
Результаты исследований характера распределения материалов
приведены ниже:
Номера секций (от оси печи)	 Проекция ширины секции на плос-	1	2	3
КОСТЬ, мм		18200	750	580
Количество агломерата в секции,			
КГ 				310,7	232,1	597,4
Количество кокса в секции, кг ....	167,4	80,9	127,6
Рудная нагрузка, кг/кг кокса	 Доля агломерата в секторе от обще-	1,82	2,87	4,68
го количества, %			 Доля составляющих фракций в кок-	9,7	7,3	18,7
се, %	 >80	12,4	12,0	11,3
80-60	29,7	25,0	22,5
60-40	40,1	42,4	43,0
81
	40-25 <25	17,1 0,7	19,3 1,3	21,5 1,7
Доля составляющих фракций в аг-				
ломерате,%		>80	1,3	1,0	0,8
	80-60	1,6	1,5	1,1
	60-40	2,8	2,6	2,4
	40-25	6,4	4,5	3,5
	25-10	22,1	19,2	17,4
	10-5	53,6	56,4	58,1
Доля известняка от общего его ко-	<5	11,9	14,9	16,7
личества в секторе, %		10,2	14,6	2,9	
Номер секций (от оси печи)	 Проекция ширины оекции на плос-	4	5-6	Сумма	Исходные величины
кость, мм	 Количество агломерата а секции,	480	820	4450	4450
КГ		661,4	136,3	3185,9	3125,0
Количество кокса в секции, кг ....	125,5	475,4	976,8	937,5
Рудная нагрузка, кг/кг кокса	 Доля агломерата в секторе от обще-	5,27	2,91	3,26	3,33
го количества, %	 Доля составляющих фракций в кок-	20,8	43,5	100,0	—
се, %		10,7	6,7	10,2	16,8
	21,7	29,1	27,0	26,2
	44,4	40,3	41,3	45,9
	21,2	20,4	20,4	10,5
Доля составляющих фракций в агло-	2.0	1,5	1,5	0,6
мерате, %		0,6	0,1	0,5	—
	0,9	0,7	1,0	6,1
	2,3	1,6	2,1	—
	4,3	4,7	4,5	5,4
	18,8	25,2	21,7	29,5
	57,0	52,6	54,9	45,8
Доля известняка от общего его коли-	16,1	15,1	15,3	IV
чества в секторе, %		17,5	54,6	100,0	—
При 50 т подаче в центральную область - колошника радиусом
2570 мм (сеции 1 и 2) при указанных системах загрузки и на уровне
засыпи, попадает ~ 17% загруженного в печь агломерата. Соответст-
венно и рудная нагрузка в осевой зоне (секция 1) составляет 1,82 кг/кг
кокса при средней ее величине 3,26 кг/кг. Далее в направлении к
стенке колошника она увеличивалась, достигая максимального
значения в секции 4, т.е. примерно на расстоянии 3300 мм от оси
печи. Здесь она составляла 5,27 кг/кг и значительно превышала
среднее значение. В периферийном кольце, непосредственно примы-
кающем к защитным плитам колошника, рудная нагрузка вновь
понижалась до 2,91 кг/кг. Можно полагать, что аналогичный харак-
тер распределения материалов сохранялся и на действующей печи.
82
Характер изменения С02 по диаметру колошник? после задувки
показал, что С02 по оси печи близко к нулю, а максимального зна-
чения оно достигает на расстоянии 3300 мм от оси, т.е. именно там,
где наблюдалась наиболее высокая рудная нагрузка.
Для определения газопроницаемости шихты необходимо знать
порозность слоя, которая в свою очередь зависит от отношения
мелких и крупных фракций. Известно, что мелкие частицы находят-
ся в рудной части шихты, а крупные фракции составляют кокс и,
в небольшом количестве, агломерат. Таким образом, чтобы харак-
теризовать содержание мелочи в шихте или радиальных зонах ко-
лошника, нужно с определенным допущением знать распределение
рудной нагрузки и наоборот. Исходя из этого, проведен анализ
распределения мелочи по радиусу печи в предзадувочный период.
Как видно, доля образующейся при перегрузках мелочи (< 25 мм),
а также 40-25 мм, достигает максимального значения в области
наиболее высоких рудных нагрузок (секторы 4 и 3). В направлении
к периферии и к оси колошника содержание указанных фракций в
коксе уменьшается. Особенно существенно это уменьшение к
оси печи.
Доля 80-60 мм' в коксе изменяется в противоположном направ-
лении и достигает минимальной величины в области, ограниченной
четвертой секцией. Она существенно увеличивается в направлении
к оси и к стенкам колошника. Такое изменение фракционного сос-
тава обусловлено, в первую очередь, сегрегацией материалов.
Прежде всего мелкие куски, не обладая достаточным ускорением,
падают непосредственно под кромку большого конуса, чем и объяс-
няется их концентрация в четвертой секции. Крупные куски, скаты-
ваясь с большой скоростью, имеют более пологую траекторию,
перемещаются к периферии и к центру печи. Анализ .результатов
распределения рудной нагрузки и мелких фракций шихты по радиу-
су колошника, подтвердил основные выводы моделирования и тео-
ретических расчетов.
6.4. НОВЫЕ РЕЖИМЫ ЗАГРУЗКИ
В табл. 5 представлены режимы загрузки с основными характе-
ристиками циклов изменения уровня засыпи, на которых работали
доменные печи разного объема. Накопленный опыт использования
таких режимов позволяет судить об эффективности регулирования
газового потока по радиальным зонам колошника при изменении
одного из параметров или их соеокупности. При этом в первоначаль-
ный период отталкивались в основном от традиционных систем
загрузки типа nKPPKImPPKKl и общепринятых представлений.
83
Таблица 5. Характеристики режимов нагрузки
с циклическим изменением уровня засыпи
Объем ДП, м3	Система загрузки	Г раница уров- ня насыпи, м	Ампли- туда, м	Шаг изме- нения, м	Число подач, опускаемых на одном из уровней ми- нимальное/ максималь- ное
1060	ЗКР2К12Р2К1	1,о/1,5	0,5	0,25	2-5
W _	4КР2К1Р2К2!	1,25/2,0	0,75	0,25-0	1-3
— н _	4КРгК 1 Р2К2 1	1,25/1,75	0,5	0,25	1-4
_ »»	31<А2К1 2Р2К21	1,0/1,5	0,5	0,25	1-2
1000	ЗКРаК12РаК1	1,0/1,5	0,5	0,25-0,5	2-3
— '* —	4КРаКХРаКа1	1,25/1,75	0,5	0,25-0,5	1-4
	4КР2К1Р2Ка1	1,25/2,0	0,75	0,25	1-2
2000 (А)	КР2К16РК2Р1	1,0/1,75	0,75	0,25	1-2
	2К2Аа13РКгР1	1,0/1,75	0,75	0,25	1-3
— ” —	2КРаК13РаКг1	1,0/1,75	0,75	0,25	1-3
2000 (А)	Ка А Рзсл 4РКаР 1	1,0/2,0	1,0	1,0-0,25	1-2
_ 1*	КР2К1	1,0/2,0	1,0	0,25	2-4
_ п	КР2К1	1,0/2,0	1,0	1,0 и 0,5	2-3
3200	КР2К1	1,0/1,5	0,5	0,25	2-3
_ п	КРаК1	1,0/1,25	0,25	0,25	2-4
_ я	4КР2К1РаК21	1,0/2,0	1,0	0,25	1-3
Прим	е ч ан ие. Числитель	- верхняя граница, знаменатель - нижняя.			
Например, загрузка подач рудной частью вперед позволяет преиму-
щественно загрузить периферию печи и несколько раскрыть центр.
Для выполнения отдельных кратковременных задач, прибегая к
раздельным подачам типа КК! РР! сл или PPI КК! сл, для оператив-
ного влияния на структуру столба шихтовых материалов в направ-
лении подгрузки или раскрытия одной из радиальных зон колошника.
В первых опытах, наряду с циклическим уровнем засыпи, очеред-
ность загрузки скипом на большой конус (система загрузки) оста-
валась традиционной.
В отличие от стационарного уровня циклический уровень засыпи
предполагает [24-26], что очередное опускание подач происходит
каждый раз на новую отметку уровня засыпи. Цикл изменения уров-
ня засыпи характеризуется, в первую очередь, таким параметром
как амплитуда. Амплитуда измеряется от верхней границы до ниж-
ней границы уровня засыпи. Практически были освоены режимы
с верхней границей 1,0 и 1,25м, нижней 1,5-2,Ом и амплитудой
0,5-1,Ом (см. табл.5). При этом шаг изменения уровня засыпи сос-
тавляет 0,25 или 0,5 м. Последовательно было проанализировано
84
влияние на газовый поток таких характеристик циклического уров-
ня засыпи как амплитуды, шага, числа подач опускаемых на каждом
уровне в цикле, очередности загрузки шихты на большой конус и
величины рудной колоши. Проведено сравнение обычных систем
загрузкой с циклическими режимами.
С переходом на циклический уровень засыпи характер распре-
деления газового потока по радиусу печи изменился таким образом,
что позволил постепенно сократить число прямых подач в цикле и,
в конечном счете исключить их как на печах объемом 10ОО м3, так
и более мощных (2000 и 3200 м’), без ухудшения степени исполь-
зования газов и уменьшения газового потока в периферийной зоне.
Ход печи при этом улучшился вследствие более благоприятных ус-
ловий в нижней зоне печи и с меньшей склонностью к образованию
настылей в зоне шлакообразования. Использование одной или двух
прямых подач в цикле при циклическом уровне засыпи слабо от-
ражается на изменении газового потока в периферийной зоне, так
как, несмотры на общее их увеличение или уменьшение, они загру-
жаются на разных уровнях засыпи (например, 1,0 и 2,0 м) и их дейст-
вие на газовый поток в этом случае неоднозначно.
Снижение нижней границы уровня засыпи с 1,5 до 1,75 и 2,0 м
ощутимо влияет на изменение газового потока по радиусу печи,
особенно в периферийной зоне. При этом рудная нагрузка возрас-
тает в периферийной зоне на 20 %. Действия, направленные на
изменение газового потока в промежуточной зоне и в центре путем
уменьшения верхней границы уровня засыпи с 1,5 до 1,25 и 1,0 м
приносят менее ощутимые результаты. Доминирующий фактором
служит в данном случае распределение окатышей на колошнике,
которые, имея хорошую подвижность, перемещаются к центру печи
и этим нивелируют влияние на газовый поток изменения верхней
границы уровня засыпи.
Действенным фактором в регулировании газового потока явля-
ется увеличение амплитуды циклического уровня засыпи. Напри-
мер, если цикл уровня засыпи 1,25-1,5-1,75-1,5 м заменен на цикл
1,25-1,5-1,75-2,0-1,75-1,5 м, то достигается практически перерас-
пределение газового потока во всех зонах по радиусу печи. На печи
1000 м3 разность в содержании С02 на периферии составила
3-5%. Небольшое увеличение амплитуды (на 0,25 м) привело к
тройному увеличению числа подач, опускаемых на уровнях 1,75 и
2,0 м.	/
Прямой мерой воздействия на газовый поток является измене-
ние числа подач, опускаемых на каждом из уровней циклического
уровня засыпи. Так, при увеличении числа подач в цикле 1,0-1,25-
1,5-1,75-2,0-2,0-1,75-1,5-1,25 м на уровне 2,0 м при системе
85
СП
Таблица 6. Характеристики режимов загрузки с циклическим изменением
рудной нагрузки и уровня засыпи
Система загрузки	Рудная ко-		Рудная нагрузка, т/т		Амплитуда
	пиша,	1 средняя	max	mln	
		ДП 1060 м3			
ЗКПаК 4 2РаКа 4 1,25-1,5-1,75-1,5	20,2	3,56	4,4	3,0	1,4
4КРаК 4 РаКа 4 1,0-1,25-1,5-1,5-1,25	19,0	3,74	4,2	2,7	1,5
4КРаК 4 АаКа 4 1,0-1,75-1,75-1,5-1,25 тКРаК4 и пКАа4	18,9	3,78	6,7	3,3	3,4
		ДП 1000 м3			
4КРаК4 РаК 4 1,0-1,75-1,75-1,5-1,25	16,0	3,68	6,6	3,3	0.0
		ДП 2000(B) м3			
4КРаК 4 К Ра 4 1,0-1,75-1,5-1,25	40	4,16	6,7	3,3	3,4
6КРаК4КРаКа41,5-1,75-1,5	42	4,0			
6КРаК 4 КАа41,5-1,75-2,0-1,75 4КРаК4 КАа41,0-1,75-1,5-1,25	42	4,0	7,4	3,8	3,6
	40,6	4,58			
6КРаК4 КАа41,5-1,75-2,0-1,75	41,0	4,0			
		ДП3200 м3			
ЗКР2К 4 КРа4 1,0-1,25-1,5-1,5	57,3	3,88	6,6	3,3	3,3
4КРаК4 КРа41,0-1,25-1,5-1,25	59,4	4,0	7,1	3,5	3,6
6КР2К 4 КРа 4 1,25-1,5-1,75-1,5	58	3,95	7,2	4,6	2,6
6КРаК4 КРа4 1,0-1,25-1,5-1,5-1,25	59,5	4,0	7,15	4,5	2,65
загрузки КР2К1 содержание С02 в периферийной зоне возросло
на 0,8 % без ухудшения ровности хода печи. Увеличение числа по-
дач до 3-4 привело к неравномерности газового потока по окруж-
ности печи: отдельные точки замера по периферии имели повышен-
ную температуру. Увеличение числа подач на уровнях 1,0 и 1,5 м
является более эффективным средством в регулировании газового
потока в промежуточной эоне и в центре, чем, например, изменение
верхней границы цикла уровня засыпи с 1,25 до 1,0 м или с 1,5 до
1,25-1,0 м.
Увеличение шага изменения уровня засыпи с 0,25 до 0,5 в систе-
ме 4РК2К1Р2К21 не повлияло заметно на газовый поток и только
переход на шаг 0,75 м или 1,0 м с уровня 1,75 м до 1,0 м или с 2,0
до 1,0 м дало положительные результаты - сократилась разница С02
в газе в периферийной и промежуточной эоне. Таким образом, руд-
ная нагрузка в радиальных эонах колошника может быть изменена
не только с помощью очередности загрузки скипов на большой
конус, а с помощью подбора параметров загрузки с циклическим
изменением уровня засыпи.
В табл. 6 представлены режимы загрузки с циклическим измене-
нием рудной нагрузки [27,28] и их основные характеристики, которые
освоены на доменных печах. Циклическое изменение рудной нагруз-
ки с умелым применением циклического уровня засыпи улучшают
газопроницаемость шихты и увеличивают пропускную способность
тракта загрузки, расширяет возможности регулирования газового
потока. С помощью изменения максимального и минимального
веса коксовой колоши в цикле (амплитуды), порядка загрузки шихты
на большой конус циклического изменения уровня засыпи, регла-
ментации опускания подач с максимальной и минимальной рудной
нагрузки на заданный уровень засыпи удается регулировать газо-
вый поток по радиусу колошника и достигнуть его оптимального
распределения.
В общем виде циклические системы загрузки имеют вид тКР2К1 и
nP2K2l; рКА2ЦА2К|. В зависимости от необходимости регулиро-
вания периферийного или центрального потока газов соотношения
устанавливают в следующих пределах: сумма т, л, р, q равна числу
подач в цикле; коэффициенты тип изменяют каждый в пределах
0-4; коэффициенты р и q в пределах 0-2. Масса загружаемых в
скип материалов не превышает установленной грузоподъемности
скипа. Объем загружаемых в скип материалов должен быть > 0,85
полезного объема скипа с целью недопущения его переполнения
и сохранения возможности изменения рудной нагрузки для регули-
рования теплового состояния.
87
Пример определения параметров загрузки. Приняли исходные данные для
доменной печи 3200 м3. Освоена величина рудной колоши 58-60 т, принимает
59 т; величина рудной нагрузки 3,9-4,1 т/т - приняли 4 т/т. Объем скипа 17,5 м3;
вместимость скипа при заполнении 0,95 составила 17,5 x 0,95 = 16,63 м3. В скип
загружается 16,63 х 1,9 = 31,6 т и кокса 16,63x0,5 = 8,32 т, где 1,9 и 0,5 масса
агломерата и кокса, т/м3. Количество агломерата, необходимое для цикла из
пяти подач составит 59 • 5 = 295 т; количество кокса 295/4 = 73,75 т; число ски-
пов кокса 73,75/8,32 = 8,86 (приняли 9 скипов). Соответственно количество кокса
в скип составит 73,75/9 = 8,2 т; величина средней коксовой колоши (73,75/10)2 =
- 14,75 т. Разница составит 16,4 - 14,75 = 1,65 т.
На основании расчета приняли систему загрузки с равным заполнением ски-
пов, т.е. 4KA2KlKA2l. В первых четырех подачах рудная нагрузка равна
59/(2-8,2) = 3,6 т/т, а в последней 59/8,2 = 7,2 т/т. Согласование двух циклов
загрузки происходит по схеме: цикл изменения уровня засыпи приняли 1,0-1,25-
1,5-1,75-1,25 м. Загрузку начинаем с уровня 1,25 м и опускали четыре подачи
КР2К1 с последующим выполнением цикла на уровнях 1,0 м, 1,25 м, 1,5 м. На
уровне 1,75 м произойдет опускание подачи КР2! с рудной нагрузкой 7,2 т/т.
Подача с увеличенной рудной нагрузкой обеспечивает подгрузку периферии.
В соответствии с опусканием подачи с увеличенной рудной нагрузкой (7,2 т/т
типа КР) на нижнем (или верхнем) уровне засыпи достигают перераспределения
газового потока по радиусу колошника. Например, для усиления периферийного
потока газов число систем загрузки типа КР2К1 следует увеличить, а типа КР2!
уменьшить, для активизации центрального газового потока следует применять
обратные действия. Принятые меры должны сочетаться с опусканием на задан-
ный уровень засыпи (на более высокий или более низкий).
Согласование двух циклов (изменения уровня засыпи и величины коксовой
колоши (рудной нагрузки)) позволяет усилить регулирующие воздействия на
газовый поток в печи. Регламентированное изменение величины коксовой колоши,
периодическое отклонение массового значения колоши от среднего создает
условия рассредоточения рудной нагрузки, мелких и крупных фракций, ме-
няет ее геометрическое положение по радиусу печи и, в конечном счете, форми-
рует пластичную зону с заданными теплофизическими характеристиками.
Для устранения горизонтальной неравномерности в распределении материа-
лов и газов в доменной печи предлагались многочисленные приемы регулирова-
ния [21] с помощью вращающегося распределителя шихты. Для формирования стол-
ба шихты загрузку материалов, как правило, осуществляют с корректировкой угла
смещения вращающегося распределителя и размещение порций железорудных
материалов и кокса одной подачи в несовпадающих участках окружности печи и
переменной станции вращения распределителя после каждой подачи. В этих
подходах не учитывали различия положений объемных максимумов порций желе-
зорудных материалов и кокса, подаваемых на вращающийся распределитель и
связанное с ним снижение эффективности разделения материалов.
В окружном (или горизонтальном) распределении материалов прин-
ципиально иной подход заключается в том, что учитывает смещение
объемных максимумов порций железорудных материалов и кокса
при загрузке их на малый конус и корректировку углов смещения
объемных максимумов порций материалов с учетом вида материала
и стороны их загрузки. Для реализации режимов загрузки на конкрет-
ной доменной печи следует определить горизонтальные углы смеще-
ния объемных максимумов порций кокса и железорудных материа-
лов, подаваемых справа и слева, относительно плоскости, проходя-
щей через ось печи и ось подъемника. В частном случае, получены
88
Рис. 27. Расположение гребней
материалов в воронке малого ко-
нуса при отработке станции ”О”
программы ВРШ
следующие результаты: Рп =
= ап = 30, Рп = ал =
= 40°; Кп = ₽п = 40°; К„ =
= ₽л = 30° (рис. 27). Диа-
метральная загрузка или
диаметральная неравномер-
ность предполагает распо-
ложение рудных скипов по
отношению к коксовым под углом 180°. В крестовой загрузке скипы
располагаются под углом 90°.
В табл. 7,8 показано определение углов поворота порции мате-
риалов в зависимости от их вида, стороны загрузки и определенных
углов смещения, обеспечивающих получение заданного типа не-
равномерности при режимах загрузки диаметрального и кресто-
вого типа. Полученные в слое одной подачи зоны повышенной и
пониженной газопроницаемости смещают в слоях последователь-
ных подач соответственно программе вращающегося распредели-
теля, формируя в столбе шихтовых материалов направления преиму-
щественного окружного движения газа, количество и форма которых
определяется сочетанием типа размещения максимумов железо-
рудных материалов и кокса по окружности печи и программы вра-
щающегося распределителя. В результате уменьшения смешивания
железорудных материалов и кокса повышается газопроницаемость
столба шихты и улучшается ее контакт с газом за счет движения
газа по криволинейно окружным траекториям, что приводит к увели-
чению степени косвенного восстановления и росту интенсивности
плавки по коксу.
Точкой, на которую производится корректировка угла смещения,
принимается положение объемного максимума рудной порции,
загружаемой справа. Тогда значения корректирующих углов сос-
тавят: для Рп - О - О°; для Рп - (ал + ап) = 70°; для Кп - (ап - ₽л) =
= -10°;дляКл-(₽л + ап) = 60о.
Ниже приведены углы, определяющие выбранный тип неравно-
мерности, град:
Тип.............. Рп
Диаметральная .... 0
Крестовая........ 0
рл	Кп	Кл
0	180	180
180	90	270
89
Таблица?. Определение угла поворота порции для получения
окружной неравномерности "диаметрального" типа
Материал и сторона за- грузки пор- ции	Углы поворота			Фактическая отработка поворота порции на стан- ции ВРШ - ф
	корректирую- щий углы сме- щения объем- ного гребня	дополнитель- ный - по типу окружной не- равномернос- ти	основной - станция ВРШ	
Рп	0	0	Ф	Ф
Рл	ал + ап	0	Ф	Ф + (ал + ап)
Кп	ап “₽п	180	Ф	Ф +180 + (ап-₽п)
Кл	аП + ₽Л	180	Ф	ф +180 + (ап + ₽л)
Таблица 8. Определение угла поворота порции для получения
окружной неравномерности "крестового* типа
Материал и	Углы поворота			Фактическая отработка
сторона за-				поворота порции на стант
грузки пор- ции	корректирую- щий углы сме- щения объем- ного гребня	дополнитель- ный - по типу окружной не- равномернос- ти	основной - станция ВРШ	ции ВРШ - ф
Рп	0	0	ф	Ф
Рл	“л + “п	180	ф	Ф + 180 + (ал + ап)
Кп	ап_₽п	90	ф	Ф + 90 + (ап - рп)
кл	“п + ₽л	270	ф	ф + 270 + (ап + рл)
Итоговые значения углов поворота каждой порции на каждой
станции программы вращающегося распределителя определяются
как сумма угла, корректирующего смещение угла, характеризую-
щего станцию программы вращающегося распределителя и угла,
определяющего выбранный тип неравномерности. Значения итого-
вых углов поворота принимаются кратными 15° по возможности
системы управления вращающимся распределителем. В примере,
приведенном ниже, углы поворота порций материалов при после-
довательной программе вращающегося распределителя 0° - 60° -
120° - 180° - 240° - 300° и диаметральной неравномерности будут:
Углы поворота порций....... Рп
Станции программы вращаю-
щегося распределителя:
0....................... 0
60...................... 60
Рл	Кп	Кл
75	165	240
135	275	300
90
120	195	285	0
180	255	345	60
240	315	45	120
300	15	105	180
120.....................
180.....................
240 ....................
300 ....................
Преимущественное движение газов при этом показано на рис. 28.				
Для последовательной программы вращающегося распределителя				
0° - 45° - 50° - 135° - 275° -	270°-315° И		крестовой	неравномер-
ности углы поворота приведены ниже:				
Углы поворота порций	 Станции программы вращаю- щегося распределителя:	Рп	Рл	Кп	«л
0		0	255	75	330
45		45	300	120	15
90		90	345	165	60
135		135	30	210	105
180		180	75	255	150
225 		225	120	300	195
270 		270	165	345	240
315		315	210	30	285
Аналогично конкретизируются другие программы вращающегося
распределителя. Преимущественное движение газов при этом по-
казано на рис. 29.
Степень неравномерности может быть снижена при любом из
приведенных типов, что может быть использовано при подборе ре-
жимов загрузки. Уменьшение угла поворота порции железорудных
материалов и кокса, подаваемых слева (Рл, Кл), при диаметральной
неравномерности на некоторый угол смягчения в пределах 0-180°
означает соответствующее окружное расхождение максимумов
двух рудных и двух коксовых порций при сохранении симметрии
неравномерности, соответствующей типу. При угле смягчения 180°
неравномерность становится равной нулю.
При крестовой неравномерности угол смягчения от 0° до 50°
применяется к порциям кокса, подаваемым справа и слева (Кп, Кл)
и означает соответствующее приближение максимумов кокса к
максимуму руды; при угле смягченил 90° они совпадают и неравно-
мерность становится равной нулю. В режимах со смягчением сох-
раняется независимость окружного положения шихтовых материа-
лов от системы загрузки - порядка набора и количества порций в
подаче.
Для реализации способа не требуется конструктивных измене-
ний собственно засыпного аппарата и вращающегося распредели-
теля. Необходимо лишь применение свободно программируемой
системы управленил вращающимся распределителем, которая мо-
жет быть выполнена на базе программируемого контролера.
91
Рис. 28. Программа работы ВРШ пои формировании диаметральной неравномер-
ности по окружности колошника (заштрихованная область - расположение руч-
ной части подачи; линии со стрелками преимущественное движение газов по
станциям)
Применение новых режимов загрузки способствовало улучшению
следующих показателей плавки (в числителе - доменный цех №1,
в знаменателе - доменный цех № 2):
Удельный расход кокса, кг/т..	1981 452 426	1982 449 427	1983 442 423	1984 440 418
Степень использования газа, %	40,2	40,1	40,5	40.7
Температура колошникового	40,5	42,5		45/
газа, °C		265	219	' <	216
				
	139	146	•j2	
92
Раздернутая окружность колошника
Рис. 29. Программа работы ВРШ при формировании крестовой неравномерности
по окружности колошника (заштрихованная область - рудная часть подачи; линии
со стрелками - преимущественное движение газов)
Вынос пыли, кг/т		24	19	13	11
	6	18	15	27
	1985	1986	1987	1988
Удельный расход кокса, кг/т..	439	432	432	
	417	415	412	
Степень использования газа, %	42,6	43,5	42,1	
	45,0	46,5	47,2	
Температура колошникового газа, °C		178	163	152	
	134	127	127	
Вынос пыли, кг/т		11	7	6	з
	26	30	32	15
Эффективное использование разработанных режимов стало воз-
можным благодаря улучшению шихтовых условий, совершенство-
•}ачию конструктивных особенностей и оборудования (расширение
диаметра колошника, внедрение 2-4 леток и т.д.), использованию
высоких параметров дутья и организации работ на горне (число
выпусков увеличили до 18).
7. ВЫПЛАВКА ВЫСОКОКАЧЕСТВЕННОГО ЧУГУНА
В УСЛОВИЯХ КРУПНОМАСШТАБНОГО ПРОИЗВОДСТВА
7.1. РЕГУЛИРОВАНИЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ШИХТЫ НА КОЛОШНИКЕ,
ПЛАСТИЧНОЙ ЗОНЫ И СОСТАВА ЧУГУНА
Существующие формализованные методы исследования доменного процесса
основаны в своих построениях на рассмотрении отдельных фрагментов процесса:
зон доменной печи, физикс-химических явлений, доминирующих в зонах, агрегат-
ного состояния материалов, характерных отрезков времени и т.д. Особенно
такой подход характерен для разработки автоматизированных систем управле-
ния и регулирования. Отсюда исходят понятия локальной, комплексной, иерархи-
ческой систем. В практике, доменного производства не происходит такого диф-
ференцирования и процесс воспринимается, как целостный, взаимосвязанный и
неделимый. Но существуют такие понятия, как тепловое состояние печи, ровность
хода печи, восстановительные и тепловые процессы, но они не подвергают сом-
нению основной принцип, а служат инструментом для анализа и оценки текущего
состояния процесса. Действительно, регулирование теплового состояния печи
происходит всегда в границах изменения параметров, не нарушающих сход ших-
ты, и наоборот - регулирование схода шихты предполагает наложение ограни-
чений, не нарушающих нагрев печи.
Наглядно это можно проследить на примерах использования отдельных ха-
рактеристик распределения шихты на колошнике для анализа их влияния на зоны
в нижней части печи, в том числе на зону размягчения и плавления. Применяемые
на НЛМК разработанные режимы загрузки с циклическими параметрами откры-
вают дополнительные возможности формирования заданной структуры столба
шихты, рассматриваемой в совокупности с зонами размягчения и плавления.
Действительно, если процесс теплообмена в противотоке определяется соотно-
шением шг/ыш, то можно представить, что увеличение или уменьшение бу-
дет изменять влияние wr (количество газов на 1 кг газифицируемого кокса),
на характер теплообмена. Снижение отношения кг/мш при сохранении его зна-
чения > 1, ведет к уменьшению количества тепла на единицу шихты и наоборот.
При этом теплоемкость шихты связана с рудной нагрузкой (по условиям НЛМК)
уравнением:	= 450 +350 (P/К), гДе - теплоемкость шихты, кДж/(расход
шихты на 1 т чугуна - °C); Р/К - рудная нагрузка, т/т.
Такие параметры циклических режимов загрузки, как границы уровня засыпи
и шаги его изменения, число подач и порядок их опускания на каждом из уров-
ней, переменные циклы работы ВРШ - позволяют, как показывают результаты
исследований, изменять теплоемкость шихты с помощью рудных нагрузок. Так,
разность между теплоемкостью шихты на периферии и в осевой зоне может
колебаться от 10 и до 90 %. Важным в определении характеристик шихты является
и другой аспект, связанный с фракционным составом шихты. Как показывает
практика, доля мелких фракций в шихте возрастает с увеличением рудной нагруз-
ки, т.е. снижается и порозность шихты.
Рассмотрим влияние отмеченных характеристических величин на пластичную
зону (рис.30). Пластичная эона, как.известно, может быть представлена состоя-
щей из слоев кокса с высокой газопроницаемостью и тестообразных оплавлен-
ных слоев с минимальной газопроницаемостью. Пластичная зона может иметь
94
Рис. 30. Изменения в пластичной зоне при использовании высококачественного (а)
и низкокачественного (б) кокса; е - область кусковых материалов; г - пластичная
зона; д - подвижный' рыхлый кокс; е - неподвижный рыхлый кокс; ж - фурма;
з - направление движения газового потока; и - зона компактного кокса; к - чу-
гунная летка; л - жидкий чугун; 1 - изменение температуры колошникового газа;
2 - увеличение выхода кслошниковой пыли; 3 - ухудшение газопроницаемости
в области кусковых материалов и окислительной зоны; 4 - увеличение тепловой
нагрузки на стенки; 5 - нарушение теплового баланса; 6 - концентрированный
поток жидкого чугуна; 7 - ухудшение стекания жидких продуктов плавки вследст-
вие увеличения количества коксовой мелочи; 8 - уменьшение длины чугунной
летки
как различную конфигурацию, в т.ч. форму букв IV, Л, П и V, так и занимать различ-
ное положение по высоте печи. Эти параметры формируются под воздействием
характера распределения и свойств шихты, а также и параметров дутья [34].
Влияние характера распределения шихты на колошнике печи на пластичную
зону происходит через механизм восстановительных процессов. Реакции вос-
становления обусловлены ионными силами химического сродства между шихто-
выми материалами и восстановительным газом, выраженных в величинах изобар-
ного потенциала. Участие этих сий охватывает все ступени восстановления и
протекает ступенчато путем последовательного перехода от высших окислов'
к низшим. Химическое сродство является той интегративной системой, которая
определяет наличие межкомпонентных связей.
В ряде работ показана зависимость между рудной нагрузкой по радиальным
зонам колошника и конфигурацией пластичной зоны. Например, по эксперимен-
95
тальным данным, уменьшение рудной нагрузки в осевой зоне приводит к сме-
щению пластичной зоны вверх, в то время, как эти же действия на периферии при-
водили пластичную зону к форме буквы IV. Уменьшение рудной нагрузки по оси
печи уменьшало толщину зоны размягчения, а при соответствующем увеличении
рудной нагрузки в осевой зоне можно снизить линию плавления до оси воздуш-
ных фурм.
Отмечено также влияние фракционного состава на характеристики пластич-
ной зоны. В частности, достигли оптимальней высоты верхней части зоны раз-
мягчения (5 м выше уровня воздушных фурм), что увеличило рудную нагрузку
с 3,5 до 3,65 т/т и снизило содержание кремния с 0,7 до 0,45 %.
Как видно (см. рис. 30), при изменении качества кокса меняются все основ-
ные характеристики зоны размягчения и плавления. При низком качестве кокса
у фронта зоны циркуляции скапливается коксовая мелочь и зола кокса. При этом,
направление движения газового потока изменяется и ход печи ухудшается. Ха-
рактеристики высокотемпературных зон печи влияют на содержание кремния в
чугуне. По данным исследований увеличение отношения S2 /(St + S2) (St - объем
кусковой зоны, S2 - объем плавильной зоны) с 0,2 до 0,5 изменяет содержание
кремния примерно с 0,2 до 0,4%. При большем значении этого отношения воз-
растает высокотемпературная область, что способствует восстановлению крем-
ния. При этом степень использования СО снижается с 54 до 51,5 %.
Одним из факторов, влияющим на зону плавления и зону размягчения и, как
следствие, на содержание кремния, является температура плавления шихты.
По мере повышения температуры плавления шихты снижается уровень начала
плавления и образования капель. Одновременно сужаются высокотемператур-
ные зоны и увеличиваются зоны косвенного восстановления. При этом меняется
расстояние от уровня засыпи до зоны размягчения на 3,5 м, до зоны начала об-
разования капель чугуна и шлака на 1,5 м. Эти данные согласуются с результа-
тами, полученными при увеличении в шлаке с 5,6 до 7,2 % МдО, изменением от-
ношения в шихте агломерата и окатышей, или изменением FeO в агломерате.
Приведенные отдельные данные отражают многочисленные иоследования в
области пластичной зоны, зоны плавления и их взаимосвязи со структурой домен-
ного процесса.
Итогом этих исследований следует считать положение, которое утверждает,
что качество чугуна является результатом такой технологии, которая рассматри-
вает доменный процесс, как результирующий: распределения шихтовых мате-
риалов, регулирования пластичной зоны, режимов дутья, а также организации
отработки продуктов плавки. Такой подход предполагает использование матема-
тического аппарата, в частности, метода конечных разностей, а также графичес-
кое изображение сложных зависимостей с одновременным нанесением на гра-
фик динамики изменения агрегатного состояния шихтовых материалов, состава
восстановительного газа, процессов теплообмена по зонам. Практически реали-
зация такого подхода возможна при определении частоты событий (или гармо-
ник), повторений отклонений параметров и т.д.
12. РЕГУЛИРОВАНИЕ ГАРНИССАЖНОГО СЛОЯ
При удовлетворительном фракционном составе шихтовых мате-
риалов передув печи проявляется не в расстройствах газораспреде-
ления и движения шихты, а в увеличении слоя гарнисажа на запле-
чиках. Такое нарушение нормального режима называют потерей
объема печи. Увеличение слоя гарнисажа на заплечиках может
произойти и без передува в случае резкого нарушения шлакового
режима, при работе печи с нарушениями уровня засыпи и т.п. Приз-
96
Рис. 31. Изменение во времени плот-
ности теплового потока, перепада
температур охлаждающей воды и об-
щего перепада давления на домен-
ной печи 1000 мэ
наки потери объема печи: увели-
чение нижнего перепада; снижение
объемного расхода дутья; сниже-
ние интенсивности работы фурм.
Наиболее точно указывает на сос-
тояние гарнисажного слоя на
заплечиках плотность теплового
потока, воспринимаемая холодиль-
никами, которая в нормальном
режиме находится в интервале
10-15 тыс. ккал/(м2 • ч) [41,9-62,8 тыс. кДж/(м2-ч)] средняя вели-
чина 12,5 тыс. ккал/(м2 • ч) [52,3 тыс. кДж/(м2 - ч)] (рис. 31).
Сокращение плотности теплового потока до значений меньше
10 тыс. ккал/(м2 • ч) [41,9 тыс. кДж/(м2 • ч) ] является признаком уве-
личения толщины гарнисажа, что затрудняет работу печи и может
быть причиной похолоданий при оползании. Увеличение плотности
более 15 тыс. ккал/(м2  ч) [68 тыс. кДж/(м2 -ч)] - недостаточная гар-
нисажная защита холодильников. Плотность теплового потока в эоне
G  р - С Д t ср
заплечиков Q = --------------, где G - расход воды на зону за-
S  m
плечиков, т/ч; р - плотность охладителя, т/м3; С - теплоемкость
охладителя, кДж/(т-К); Д1ср - средний по эоне перепад температур
воды на холодильниках, К; S - площадь одного холодильника, м2;
т - число холодильников в эоне, шт.
При использовании воды удовлетворительного качества расход
ее на зону является достаточно стабильным. Поэтому результат
одного определенил может использоваться длительное время - до
ремонта второго разряда. Объединяя константы, конструктивные
размеры и характеристики и условно постоянную величину (G),
формула для плотности теплового потока упрощается до вида
Q = И-Д1ср> где М = GpC/Sm - модуль теплового потока, опреде-
ляемый для каждой доменной печи один раз на период между ремон-
тами, при которых меняется система охлаждения.
Значения М для доменных печей доменного цеха № 1 составляют:
97
ДП1 (1070мэ) - 2,09; ДП2 (1000 м3) - 1,37; ДП 3 (2000 м3) - 2,55;
ДП4 (2000 м3) - 1,36; ДП5 (3200 м3) - 2,65. По ДП №5, имеющей
два ряда холодильников, модуль рассчитан только для первого ряда.
По значениям модуля можно рассчитать значения среднего по
зоне перепада температур воды, соответствующего минимальной
(Afonin), средней (At°P), максимальной плотности (Д1™ах) тепло-
вого потока: Atc™n = 10/M; A t= 12,5/М; Ai^^ = 15/М. Указан-
ным значениям плотности теплового потока на каждой доменной
печи соответствуют определенные расчетные значения среднего
по эоне заплечиков перепада температур охлаждающей воды соот-
ветственно min среднее, max: ДП-1 - 4,8; 6,0; 7,2; ДП-2 - 7,3; 9,1;
10,9; ДП-3 - 3,9; 4,9; 4,9; ДП-4 - 7,4; 9,2; 11,0; ДП-5 - 3,8; 4,7; 5,6.
Управление гарнисажным слоем производится изменением обще-
го перепада давления горячее дутье - колошниковый газ. Общий
перепад давлений горячее дутье - колошниковый газ является по-
казателем сопротивления всего стобла шихты в доменной печи
движению восходящего потока газа.
При поддержании давления колошникового газа постоянным (ав-
томатическое регулирование) общий перепад давления оказывается
параметром, идентичным давлению дутья. Предпочтительность обще-
го перепада давлений в том, что этот параметр имеет более опре-
деленный физический смысл: характеризует поддерживающую
столб шихты силу газового потока и находится, таким образом, в об-
ратной связи с активным весом столба шихты. Общий перепад дав-
лений является также более сопоставимым параметром, чем давле-
ние дутья.
Более значительные отклонения по расходу дутья требуют изме-
нений других параметров шихты и дутья. Частные перепады давле-
ния (верхний и нижний) характеризуют газодинамические условия
в соответствующих зонах печи, позволяют выявить лимитирующие
зоны, быстрее и точнее определить необходимые меры для обеспе-
чения нормального режима работы. Верхний перепад давлений
относится к сухой, т.е. безшлаковой эоне. На его значение влияют
фракционый состав материалов, распределение шихты, величина
подачи и т.д. Нижний перепад давлений относится к шлаковой зоне.
Основным сопротивлением здесь являются участки по высоте печи,
в которых происходит размягчение материалов и первичное шлако-
образование.
Значение общего перепада давлений при нормальном режиме ра-
боты доменной печи определяется опытным путем. Принтом учиты-
вают следующие положения. На доменных печах большого объема
общий перепад давлений, для нормального режима работы выше,
чем на печах меньшего объема, так как масса столбы шихты воз-
98
растает с увеличением высоты печи, а относительные сопротивле-
ния движению шихты снижаются при увеличении поперечных разме-
ров печи. Общий перепад давлений в нормальном режиме зависит
от величины рудной нагрузки, увеличивается при увеличении рудной
нагрузки и наоборот. Изменение рудной нагрузки на 10% должно
сопровождаться изменением общего перепада на 5%. Связь общего
перепада с активным весом шихты обусловливает его основное
влияние на состояние гарнисажа в заплечиках и нижней части шихты.
Для каждой доменной печи устанавливается расчетом значение
среднего перепада температур воды на холодильниках заплечиков,
при котором гарнисажный слой имеет оптимальную толщину. При
уменьшении перепада температур, воды на холодильниках заплечи-
ков на 10 % от заданного общий перепад давлений снижается на
0,05-0,15 кг/см2 (5-15 кПа), при увеличении - наоборот (рис. 32).
Другим критерием может быть отклонение перепада от своих
минимальных и максимальных значений. Если среднее значение пе-
репада температур воды на холодильниках заплечиков отклоняется
от среднего рассчитанного на величину, превышающую половину
интервала среднее расчетное - минимальное или среднее расчет-
ное - максимальное, то общий перепад давлений соответственно
снижается или увеличивается на 0,05-0,10 кг/см2 (4,9-9,8 КПа).
Такое регулирование позволяет предупреждать или устранять воз-
никшие отклонения от оптимальной толщины гарнисажного слоя на
заплечиках, приводящее к потере объема печи или к снижению стой-
кости холодильников заплечиков.
Для ускорения очистки заплечиков дополнительно могут приме-
няться следующие меры: снижение на 50-100 °C теоретической тем-
пературы горения для повышения горизонта шлакообразования; загруз-
ка сварочного шлака; загрузка окатышей к периферии печи. При
устранении потери объема печи необходимо иметь в виду возмож-
ность быстрого схода гарнисажа, что вызовет похолодание печи:
нагрев печи следует держать повышенным; усиленно контролировать
работу воздушных фурм.
Состояние профиля печи и его влияние на ход и тепловое состоя-
ние процесса необходимо рассматривать совместно с состоянием
горна. Загромождение горна является следствием значительных
колебаний нагрева, расстройства газового потока, обрывов шихты
на ходу, работы на шлаках повышенной вязкости, попадания воды
в печь, оползания гарнисажа, снижения механической прочности
кокса. Признаки загромождения горна довольно известны и, среди
них, повышения общего перепада давления, что в совокупности с
другими признаками (скорости схода шихты, выхода графита на
выпуске, неравномерности чугуна и шлака по массе и т.д.) позво-
99
it, °C
Рис. 32. Изменение перепада температур воды охлаждения (А) по окружности
заплечиков доменной печи объемом 2000 мэ (1-8 - номера холодильников по
окружности заплечиков), В - среднее значение перепадов температур на восьми
холодильниках (1) и среднее значение перепада температур на всех 40 холодиль-
никах (цифра 2)
ляет расшифровать источник отклонений: является ли им чрезмерный
гарнисаж в самой печи или это вследствие загромождения горна.
Для каждого конкретного случая загромождения принимают специаль-
ные меры: при накоплении в горне коксового мусора, графита уве-
личивается кинетическая энергия дутья, за счет загрузки более
трудновосстановимых материалов увеличивается степень прямого
восстановления на 2-3%. При образовании известковых накоплений
в горне организуются промывки горна сырой рудой или материа-
лами с кислой пустой составляющей (например, сварочный шлак).
При потере дренажа принимают меры по повышению прогрева гор-
на и загрузки разжижающих добавок.
73. ТЕХНОЛОГИЯ ВЫПЛАВКИ ВЫСОКОКАЧЕСТВЕННОГО ЧУГУНА
С ВНЕДОМЕННОЙ ОБРАБОТКОЙ
Производство предельного чугуна высококачественных марок (ПВК) регла-
ментируется по ГОСТ 805-80. Определяющими сортамент чугуна (класс, кате-
100
гория, группа) элементами являются кремний, марганец, сера и фосфор согласно
данным, приведенным ниже:
Марка V, %	Р по классам (не более) S (по категориям)
чугуна:	А Б	В	Г	I	II	111
ПВК-1	Са. 0,9 до 1,2 вкл. 0,02	0,03	0,04	0,05	0,015	0,020	0,025
ПВК-2	° 0,5	° 0,9	Пределы по фосфору и сере распространяются на асе
ПВК-3	До 0,5	вкл.	марки чугуна
Для аыплааки стали и произаодства а машиностроении изделий, особенно
ответственных узлов, предусмотрена аыплавка марок чугуна повышенной чис-
тоты (ППЧ) согласно ТУ 14-15-11-82, имеющий дополнительные ограничения по
содержанию меди (с 0,1 %), сурьмы и олова (< 0,005 %), а также разработанные
марки чугуна (ППЧВ) повышенной чистоты, легированные ванадием с содержани-
ем > 0,35 %.
В условиях хозрасчета и самофинансирования предприятий развивается сор-
тамент чугуна о улучшенными свойствами. При этом содержание Si, S, Мп в чугу-
не можно регулировать мерами технологического характера. В то же время
Р, Pb, Sb, As почти полностью переходят в чугун. Одним из направлений в реше-
нии данной проблемы является дополнение технологии доменной плавки анедо-
менной обработкой чугуна и рассмотрение их во взаимосвязи. В частности,
возникает задача выплавки такого чугуна, по составу и нагреву который был бы
пригоден для внедоменной обработки, чтобы эта технологическая операция была бы
экономически выгодна.
Встает вопрос успешного удаления фосфора и части серы при внедоменной
обработке чугуна. Приход фосфора с шихтой составляет от 0,2 до 1,2 кг/т чугуна,
причем на долю кокса приходится от 25 до 50%. Для удаления этого фосфора
необходимо создать определенные термодинамические условия [31]. Дефосфо-
рация чугуна протекает в окислительной среде при наличии основных шлаков.
Высокая активность CaO, Na20 и кислорода, растворенного в металле, способст-
вует дефоофорации, что следует из рассмотрения констант равновесия. Однако
силикаты кальция и натрия стабильнее соответствующих фосфатов и при нали-
чии окислительной среды реакции окисления кремния и образование силикатов
протекают быстрее и образовавшиеся фосфаты при наличии силикатов распада-
ются и происходит обратный процесс перехода фосфата из шлака в чугун. Отсю-
да следует, что эффективная дафосфорация чугуна возможна лишь при обработке
низкокремнисгого чугуна.
В современных условиях доменной плавки такой чугун, отвечающий требо-
ваниям нагрева и содержания в нем Si, может быть получен при технологии,
которая учитывает распределение шихтовых материалов, высоту кусковой час-
ти столба шихты, толщину и конфигурацию пластичной зоны, параметров дутья
и скорости схода шихты и режим форсированной обработки продуктов плавки.
На доменных печах НЛМК используют режимы загрузки, исключающие в основ-
ном системы типа рудой вперед. Опыт показал, что они создают локальные пе-
регруженные рудной частью зоны, и их отрицательные последствия, в определен-
ной степени нивелируются, асли применять увеличенные калоши (по опыту
ряда заводов), режимы загрузки с циклическим изменением уровня засыпи,
величины рудной нагрузки и переменной работой ВРШ создают послойное рав-
номерное распределение руды и кокса, формируют структуру столба шихто-
вых материалов, который позволяет получать простую конфигурацию пластич-
ной зоны.
Доменные печи работают на шлаках при (CaO + MgO)/Si = 1,3 ч-1,4 и содержа-
нием в шлаке 8,5-11 % МдО. Конечный состав шлаков указывеет на высокую тем-
101
пературу размягчения и. плавления шихты, если учитывать при этом низкую сте-
пень прямого восстановления (г^ = 16^-22%). Большое значение в рассматривае-
мой технологии занимают параметры дутья, среди которых скорость схода ших-
ты. Этому параметру уделяется внимание, так как он связан с теоретической
температурой горения: при увеличенной скорости схода (или при высокой интен-
сивности плавки) теоретическая температура горения может быть повышена
(например, при средней 2050-2150 °C и 2100-2300 °C), при снижении скорости
схода теоретическую температуру молено понизить до 1900 °C, что вытекает из
анализа теплообмена в условиях работы на комбинированном дутье. Полученные
скорости схода шихты имеют следующие значения при режимах, ом/мин: при
форсированом режиме (Si < 0,5 %) - 15-22; при снижении форсировки (Si > 0,7 %) -
10-15; при нестационарных режимах (задержка с выпуском и т.д.) - 5-10.
При изменении расхода природного газа на 1000 м3 скорость изменяется
на 0,6-1 см/мин. На скорость схода влияют изменения расхода кокса в подаче,
ввод и вывод иэ шихты окатышей, системы загрузки. Дутьевой режим определяет
таким образом время контакта реагирующих компонентов в высокотемператур-
ной зоне и влияет на положение зоны шлакообразования. Высота зоны шлакооб-
разования понижается с изменением количества газа на единицу шихты, что
наблюдается при снижении удельного расхода кокса, обогащения дутья кисло-
родом, повышении теоретической температуры горения.
Необходимым компонентом технологии выплавки низкокремнистого чугуна
является режим отработки продуктов с контролем количества выпусков, полно-
ты и время выпуска. На доменных печах 1000-3200 м3 число выпусков должно
быть 16-21 без отработки верхних продуктов. В противном случае, реакции
восстановления кремния будут развиваться в горне печи путем реакции кремнезе-
ма в шлаке или с золой кокса. Технология доменной плавки с внедоменной об-
работкой чугуна допускает повышенный приход фосфора с шихтой (0,4-0,7 кг/т
чугуна) при выплавке высококачественного чугуна. Для обработки чугуна может
быть применен железофлюс (Ca0/Si02 = Ю), спекаемый из концентратов КМА-руда
и известняка с низким содержанием фосфора (< 0,01 %) или состав из комплекс-
ного флюса (55 %), известняка (35 %) и плавикового шпата (5 %). Расчетный рас- 
ход флюса составит 25-50 кг/т чугуна.
На печи 2000 м3 опробована технология внедоменной обработки чугуна. Желе-
зорудная часть шихты включала агломерат НПО (60%), окатыши Михайловского
ГОКа (35%), агломерата КМА (5%). Расход известняка составил 19 кг/т чугуна,
содержание железа - 52,04%. Основные технологические параметры: удельный
расход кокса 541 кг/т чугуна; расход природного газа и кислорода дутья соот-
ветственно 67 и 131 м3/т чугуна; влажность 16 г/м3; температура дутья и колош-
никового газа 995 и 225 °C. Получили низкомарганцовистый чугун состава, %:
С - 4,8; Si - 0,30; Мп - 0,06; S - 0,010; Р - 0,11; Сг - 0,02; Си - 0,001; As - 0,006;
Ti - 0,014. Состав шлака, %: 45,7 СаО; 8,6А12О3; 37,4 Si02; 0,53 FeO; 6,2 MgO;
0,13 МпО; Ca0/Si02 1,22.
В качестве флюсующего реагента использовали кальцинированную соду
окислителя - оленегорский суперконцентрат с содержанием 72 % Fe; 0,03 % S,
0,015 % Р.
Предварительно подсушенный концентрат загружался в бункер и подавался
иэ бункера в поток чугуна после перевала в желоб в количестве 25 кг/т чугуна.
Сода загружалась в чугуновозный ковш перед заполнением и часть во время
выпуска (10 кг/т чугуна). После обработки чугун транспортировался в разливоч-
ное отделение (1 ч 20 мин).
Состав чугуна на разливке был следующим, %: 0,08 Si; 0,04 Мп; 0,006 S; 0,07 Р;
0,02 Сг; 0,008 Ti; <0,01 Со; 0,003 Си; 0,008 As. Полученный чугун отвечал требо-
ваниям марок ППЧ и ПВК по содержанию серы и цветным элементам (сурьмы,
102
олова, меди и др.). Внедоменная обработка чугуна кальцинированной содой и
оленегорским концентратом оказалась эффективной, содержание фосфора сни-
зилось на 40%, понизилось содержание кремния, серы. Следует отметить, что
существующий стандарт, предусматривающий получение чугуна ПВК с высоким
содержанием кремния и низким фосфора, не принимает во внимание техноло-
гические особенности получения такого чугуна с помощью внедоменной обра-
ботки, которая исключает высокое содержание кремния в чугуне. Таким образом,
необходимо изменить стандарт в направлении корректировки содержания крем-
ния в высококачественном чугуне при данном способе производства.
7.4. ВЫПЛАВКА ВЫСОКОКАЧЕСТВЕННОГО ЧУГУНА
НА РЕГЛАМЕНТИРОВАННОЙ ШИХТЕ
Одним из аспектов проблемы является изучение химического сос-
тава шихтовых материалов, регламентация материалов по содер-
жанию в них лимитируемых в чугуне элементов, определение домен-
ных шихт для выплавки чугунов ПВК и ППЧ без дополнительной об-
работки, а также решение организационно-технических вопросов
крупномасштабного производства таких марок чугунов. Для уста-
новления пригодного металлургического сырья, используемого при
выплавке высококачественных чугунов, проводили химический
анализ на указанные выше элементы, охватывающие угли различ-
ных марок, коксовой шихты кокса, железорудные концентраты,
окатыши и агломераты различных регионов страны.
Установлено, что в угольных шихтах, углях и коксах содержание
меди не превышает 0,1 %. Содержание меди в агломератах НКГОК-1,
НКГОК-2, ЮГОК - 5-10-1 * 3 %; КривМК и КомМК - 7-10-3%; окаты-
шах СевГОКа и ПГОКа - 5-Ю-3 %; концентратах КачГОКа - 0,05%;
ССГОКа - 0,009%, в металлизованных окатышах ОЭМК 0,005 %*.
Содержание олова и сурьмы в упомянутых материалах не превы-
шает 0,003 %.
Невысокое содержание цветных элементов в исследуемых мате-
риалах подтверждают данные химического анализа чугунов, полу-
ченных в доменных печах НЛМК, КомМК, НПО "Тулачермет”,' КривМК.
По данным ЦНИИЧерМет чугуны этих предприятий имеют «S 0,1 % Си,
< 0,003 % РЬ и Sb, < 0,005 % Со; < 0,05 % Сг. Минимальное содер-
жание серы имеют металлизованные окатыши ОЭМК (0,0002 %)
в концентратах, рудах и окатышах МГОК, ПГОКа, содержание серы
колеблется от 0,11 до 0,072%. Минимальное содержание фосфора
имеет кокс, спекаемый из донецких и печорских углей. Лучшие
1 НКГОК-1, НКГОК-2 - Ново-Криворожский ГОК-1, 2, ЮГОК - Южный ГОК,
КомМК - Коммунарский меткомбинат, СевГОК - Северный ГОК, ПГОК - Пол-
тавский, КачГОК - Качканарский ГОК, ОЭМК - Оскольский электрометаллурги-
ческий комбинат, МихГОК - Михайловский ГОК, ЛебГОК - Лебединский ГОК,
КривМК - Криворожский меткомбинат ("Криворожсталь”).
103
партии кокса из этих углей, полученного на заводах КривМК, КрмМК,
ЧерМК, "Запорожсталь”, имеют содержание фосфора 0,012-0,018 %.
Наиболее чистыми по содержанию фосфора являются концентра-
ты и руды Северного и Полтавского, Лебединского, Михайловского,
Соколовско-Сарбайского и Качканарского ГОКов (0,003-0,020 %),
следовательно, наиболее остро встает вопрос об удалении из чу-
гуна таких элементов, как сера и фосфор. Сера удаляется частично
в процессе доменной плавки, фосфор почти полностью переходит
в чугун, что определяет особые требования к шихтовым материа-
лам на содержание этих элементов.
Широкий спектр шихтовых материалов, в которых содержатся
разные количества лимитируемых в высококачественном чугуне
элементов, позволяет ранжировать состав и количественные соот-
ношения компонентов доменной шихты по поступлению этих эле-
ментов в печь. В связи с этим можно определить варианты домен-
ной шихты наиболее благоприятные для выплавки заданных марок
чугунов. Это в основном относится к компонентам шихты, являю-
щимся источниками поступления вредных элементов, полностью
переходящих в чугун в процессе доменной плавки. Таким элементом
является фосфор.
Для определения поступающего количества в печь фосфора были
рассчитаны различные варианты материального баланса при разном
качественном и количественном составе компонентов шихты (табл. 9).
Доменную шихту (состав и количество железорудных компонентов)
и кокс задавали, исходя из существующей практики работы печей
или практической возможности получения заданного состава домен-
ной шихты. Основность шихты принимали из условий получения
шлака достаточной десульфурационной способности (1,15-1,20).
В расчетах использовали кокс с низким содержанием фосфора
(0,015-0,020 %), который получают из печорских и донецких углей
на коксохимических предприятиях Украины или ЧерМК. Результаты
расчетов показывают, что кондиционный по фосфору (классов А <
< 0,02; Б < 0,03; В < 0,04; Г < 0,05 %) высококачественный чугун
может быть получен при использовании в шихте: отдельных тради-
ционно получаемых агломератов и окатышей; специально спекаемых
для этих целей шихтовых материалов; технологии плавки с расходом
кокса менее 400 кг/т чугуна.
В первом случае низкий приход фосфора (классов А и Б в зави-
симости от колебаний фосфора в коксе) может быть достигнут при
использовании в шихте окисленных и металлизованных окатышей
ОЭМК, Кусинского агломерата, окатышей КачГОКа и ССГОКа (ва-
рианты 1-3).
Аналогичных результатов можно добиться при производстве спе-
104
Т аб л и ца 9. Доменные шихты и технология для выплавки
кондиционных по фосфору марок чугуна ПВК и ППЧ
Вариант	Компоненты доменной шихты	Содержание, %	Класс чугуна
1	Окатыши СГОК	35	А, Б
	Окатыши КачГОК	15	
	Кусинский агломерат	50	
2	Окатыши окисленные ОЭМК	80	А
	Окатыши металлизованные ОЭМК	20	А
3	Окатыши КачГОК	46	
	Кусинский агломерат	54	А, Б
4	Агломерат (30 % руда МГОКа и 60 %	50	А
	концентрата ЛебГОКа) Окатыши ПГОКа	50	
5	Агломерат (40 % руда МГОКа и 60 %	70	А
	концентрата ЛебГОКа) Окатыши ЛебГОКа	30	
6	Агломерат (20 % МГОКа и 80 % кон-	60	А.Б
	центрата СевГОКа) Окатыши СевГОКа	40	
7	Железофлюс (концентрат КМАруда и	30	А
	известняк Р 0,01 %) Окатыши ПГОКа	70	
в	Агломерат НЛМК	50	
	Окатыши ПГОКа	30	В, Г
	Стружка (малофосфористая)	20	
9	Агломерат НПО "Тулачермет” Окатыши МГОКа	70	Г и внекласса
10	Агломерат НЛМК	50	
	Окатыши окисленные ОЭМК	30	В, Г
	Окатыши металлизованные ОЭМК	20	
11	Технология доменной плавки с аду-	—	Б, В
	ванием горячих восстановительных газов (вариант шихты 9)		
12	Та же технология (вариант шихты 8)	—	А
13	Технология доменной плавки с вду- ванием тонкодисперсионной водо-	—	В, Г
	мазутной эмульсии (вариант шихты 9)		
14	Технология доменной плавки с	—	А
	плазменным нагревом дутья до 1700 °C (вариант шихты 8)		
циального агломерата (варианты 4-6) из руды концентратов Север-
ного, Полтавского, Лебединского ГОКов, взятых в заданных соот-
ношениях, с дополнением доменной шихты окатышами тех же ГОКов.
Для этих же целей можно использовать малофосфористый железо-
флюс, спекаемый из концентрата КМА-руда и известняка (< 0,01 % Р),
и окатышей ПГОКа (вариант 7). Использование малофосфористой
105
стружки снижает поступление фосфора в печь (варианте) и позво-
ляет получить отдельные марки чугунов ПВК на традиционной шихте.
Технология с вдуванием горячих восстановительных газов поз-
воляет рассматривать ее в качестве перспективной при выплавке
высококачественных чугунов, так как низкий удельный расход кок-
са ограничит приход фосфора и серы с шихтой и изменит в положи-
тельную сторону баланс этих элементов. Приход фосфора с коксом
снизится на 30-40 %, что расширит сырьевую базу и будет предъяв-
лять к ней менее жесткие требования. Об этом свидетельствует
сравнение вариантов шихтования 11 и12с8и9.
С тех же позиций (снижения удельного расхода кокса) следует
рассматривать технологию доменной плавки с вдуванием повышен-
ных до 100 кг/т чугуна и более тонкодисперсной гомогенизирован-
ной водомазутной эмульсии (вариант 5), а также плазменный нагрев
доменного дутья, обеспечивающий снижение расхода кокса на 20-
ДО % (сравнение вариантов 9,13,14).
Предприятие, на котором можно организовать крупномасштабное
производство чугуна ПВК и ППЧ на регламентированной шихте,
как вытекает из анализа технологических особенностей производст-
ва шихтовых материалов для таких чугунов, должно иметь автоном-
ную технологическую линию на аглофабрике для производства
малофосфористого агломерата; возможность изменения схемы
снабжения и обеспечения одной или группы печей индивидуальным
сырьем и коксом; возможности транспортировки, разливки и скла-
дирования этого чугуна отдельно от других марок чугуна; техноло-
гию доменной плавки с низким расходом кокса, что обеспечит рас-
ширение сырьевой базы для выплавки этих чугуйов.
Одним из вариантов предприятия, способным выплавить такие
марки чугунов является НЛМК, которое по своим организационно-
техническим возможностям отвечает вышеуказанным требованиям.
Высококачественный чугун должен выплавляться на одной из пе-
чей доменного цеха, которая будет работать на шихте, состоящей из
агломерата (50 %), спекаемого согласно вариантам 4 и 5, и окаты-
шей ПГОКа или ЛебГОКа. Необходимое производство агломерата
можно получить на одной или нескольких аглолентах. Выплавленный
чугун из рекомендуемой шихты будет отвечать классу А (< 0,02 % Р).
Например, для выплавки 400 тыс. т ПВК или ППЧ по указанной схе-
ме потребуется 150 сут работы одной аглоленты на такой шихте.
В условиях НЛМК рекомендуется использовать в шихте железо-
флюс, спекаемый из концентрата КМА-руда и известняка (< 0,01 % Р).
Доменная шихта из 30% и 70% окатышей ПГОКа ограничит приход
фосфора до 0,2 кг/т. Железофлюс планируется получить на карусель-
ной машине, работающей под давлением, с удельной производитель-
106
ностью 150 тыс. т в год. ЦНИИчермет разработал ТЛЗ для НЛМК.
Ввод в действие машин обеспечит выплавку 300-350 тыс. т высоко-
качественного чугуна. Для этих целей можно использовать опыт
работы одной из печей на металлизованных окатышах. Положитель-
ный результат следует ожидать при использовании в шихте 80%
окисленных и 20 % металлизованных окатышей ОЭМК и кокса
< 0,02 % Р и существующей форсировки печей.
Заданного состава чугуна можно добиться при использовании
шихты одного из вариантов 1-3, что подтверждено опытными плав-
ками. В период плавок количество окатышей КачГОКа менялось от
0 до 36%. Потреблялся кокс череповецкого КХП. Опытнопромышлен-
ные плавки показали, что применение окатышей КачГОКа может
обеспечить получение чугунов марок ПВК классов Б и В (соответст-
венно < 0,03 % Р и 0,04 % Р). Установлено также, что чугун класса
"А” (< 0,02 % Р) можно выплавить при загрузке стружки чистотой
по фосфору (не более 0,01 %). В результате проведенных плавок
установили необходимость организации строго оперативного ана-
лиза шихтовых материалов, в том числе стружки на содержание
фосфора.
Тем самым, проблема выплавки высококачественных чугунов
связана в основном с высокими требованиями, предъявляемыми к
этим чугунам по содержанию фосфора, серы, меди, сурьмы, олова
и мышьяка, содержание которых в чугуне определяется в основном,
приходом их с шихтовыми материалами. Выполненные анализы-
сырья материалов и расчеты для различных регионов показали,
что для выплавки чугунов ПВК и ППЧ пригодными в регламентиро-
. ванных сочетаниях являются агломераты и окатыши, изготовленные
из концентратов и руд Полтавского, Михайловского, Качканарского,
Соколовско-Сарбайского, Северного и Лебединского ГОКов, метал-
лиэованные и окисленные окатыши ОЭМК, а также коксы из печор-
ских и донецких углей, и специально спекаемые агломераты, напри-
мер, из концентратов Сев и ПГОКов и михайловской аглоруды,' ока-
тышей ПГОКа или желеэофлюса из концентрата КМА-руда.
Отдельные варианты указанных рекомендаций реализуются на
малых печах Саткинского завода и Коммунарского комбината. Ре-
зультаты доменной плавки при составе шихты, приведены ниже:
Окатыши ....	КачГОКа *	ССГОКа	Сидерит	Агломерат
Периоды: 1		18	18	28	36
II		29	29	14	28
Ill		36	36	21	7
IV		—	72	21	7
107
В качестве топлива использовали кокс ЧерКХЗ с содержанием
0.54 % S и 0,027 % Р. Химический состав чугуна на такой шихте при-
веден ниже, %:
Периоды:	Si	Мп	р	S
I		.. 0,9В	0,07	0,040	0,034
II		.. 0,71	0,50	0,029	0,040
Ill		.. 0,56	0,58	0,028	0,025
IV		.. 0,51	0,77	0,034	0,032
Заданный состав	чугуна и	его нагрев	получается	при работе на
шлаках основностью СаО/МдО = 1,2 с высокой долей МдО (~ 14,0 %).
При работе на высокоосновных шлаках (CaO/SiO, = 1,3-г-1,4) добав-
ляют плавиковый шпат. При этом использовались металлодобавки
(100-150 кг/т чугуна). Установлено, что содержание фосфора в них
колеблется от 0,010 до 0,035%. Это повлияло на конечные резуль-
таты состава чугуна. Плавки с использованием окатышей КачГОКа
показали, что частичная замена ими окатышей ССГОКа приводит
к более горячему ходу печи, к некоторому снижению производитель-
ности, но при этом может быть обеспечено получение чугуна марок
ПВК-1, ПВК-2 классов Б, В без внеДоменной дефосфорации и десуль-
фурации. При оперативном контроле фосфора на той же шихте
выплавлялся чугун ПВК класса ”А”, а также передельный чугун
повышенной чистоты (ППЧ).
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1.	Жеребий Б.Н. Практика ведения доменной печи. - Мл Металлургия, 1960. - 24В с.
2.	Остроухое М.Я, Шларбер Л.Я. Справочник мастера доменщика. - Мл Метал-
лургия, 1977. - 251 с.
З-Жак Р.М. Технология задувки доменных печей за рубежом: Обзор, информ.
(Черная металлургия. Сер. Подготовка сырых материалов к металлургическо-
му переделу и выплавка чугуна)/Ин-т "Черметинформация”. - 1984. - Вып. 1.
4.	Доменное производство: Справочное издание в 2-х т. Т. 1. Подготовка руд и
доменный процесс/Под ред. Вегмана Е.Ф. - Мл Металлургия, 1989. - 496 с.
5.	Китаев Б.И., Ярошенко Ю.Г., Лазарев Б.А. Теплообмен в доменной печи. - Мл
Металлургия, 1966. - 355 с.
6.	Ефименко Г.Т, Гиммельфарб А.А., Левченко В.Е. Металлургия чугуна - Киев:
Высшая школа, 1974. - 309 с.
7.	Рамы А.Н. Современный доменный процесс. - Мл Металлургия, 1980. - 302 с.
0. Павлов М.А. Металлургия чугуна - Мл Металлургиздат, 1949. - 628 с.
9. Пухов АП., Черноусое П.И, Юсфин Ю.С. и др. Эффективность использования
кислорода при различной доле окатышей в шихте//Сталь. 1985, № 1. С. 7-9.
 О.Улахович В.А, Можаренко Н.М., Нетронин В.И. н др. Раздувка мощной домен-
ной печи объемом 5500 мэ//Сталь 1988, № 1. С. 12-15.
11. Левченко В.Е., Васильев П.Г., Алалаев Н.Е. и др. Исследование формирования
газовой фазы в горне доменной печиУ/Сталь. 1986, №1.0. 17-21.
12.Вегман ЕФ. Краткий справочник доменщика - Мл Металлургия, 1981. - 239 с.
13.0гнеупоры/Пер. с японл М. Металлургия, 1980. - 240 с.
14. Атлас шлаков/Пер. с нем- - Мл Металлургия, -1985. -124 с.
15.Вегман ЕФ., Жеребий Б.Н., Похеиснее А.НЧ Юсфин Ю.С. Металлургия чугуна Мл
Металлургия. -1978. - 480 с.
16. Деккер А, Пох А. Реакция между чугуном и шлаком в противотоке/ХЧерные
металлы. 1977, №22.-0.32-39.
17. гиммельфарб АА, Ефименко Т.Т. Автоматическое управление доменным про-
цессом. - Мл Металлургия, 1969. - 309 с.
Ю.Рамм АН. Современный доменный процесс. - Мл Металлургия, 1980. - 302 с.
19.	АС. 1271876 СССР. Способ регулирования теплового состояния доменной печи/
Калорулин В.В. и дрУ/Открытия. Изобретения. 1986, № 43. С. 145.
20.	Стефанович МА, Ваганов А.И. Производство чугуна (Труды Магнитогорского
горно-металлургического института). Магнитогорск. Вып. 2,1973.
21.	Тарасов В.П. Газодинамика доменного процесса - 2-е изд., перераб. и доп. -
Мл Металлургия. -1990. - 222 с.
22.	Интенсификация процессов доменной плавки и освоение печей большого объе-
ма Сб. науч. трУМЧМ СССР (ИЧМ). - Мл Металлургия. 1980. Вып. 6.
23.	Ас. 597717 СССР. Способ регулирования хода доменной печи/Доброскок В.А
и дрУ/Открытия. Изобретения. 1978, № 40. С. 82.
24.	Воскобойников В.Г., Чернобривец Б.Ф, Калорулин В.В, Пухов АП., Завидон-
ский В.А. Повышение степени использования газа путем применения новых
систем загрузки/ХСталь. 1982, № 3. С. 9-11.
25.	Заеидонский В.А, Чернобриеец Б.В, Слепцов Ж.Е. и др. Технология выплавки
и внедоменной обработки при производстве высококачественного чугуна//
Сталь. 1989, №9. С. 6-9.
26.	А.С. 918307 СССР. Способ регулирования распределения шихтовых материалов
на колошнике доменной печиУЧернобриеец Б.В., Пухов АП, Заеидонский В.А.
и дрУ/Открытия. Изобретения. 1982, № 13. С. 125.
27.	Ас. 1070171 СССР. Способ регулирования распределения шихтовых материа-
лов на колошникеУЧернобривец Б.Ф, Калорулин В.В, Заеидонский В.А, Пу-
хов А.П. и дрУ//Открытия. Изобретения. 1984, № 4. С. 160.
109
28.	Капорулин В.В., Пухов АП., Чернобривец Б.Ф. и др. Ресширение возможностей
конусного засыпного аппарата при регулировании распределения шихтовых
материалов на колошнике. - Черная металлургия. Бюллетень Черметинформа-
ции. 1983, №18. С. 36-38.
29-А.с. 1271878 СССР. Способ регулирования распределения шихтовых материа-
лов на колошнике доменной печи. Сысоев Н.П., Баборыкин Н.Н., Лежнев Г.П. и дрУ/
Открытия. Изобретения. 1986, № 43. С. 149.
30	. Перминов И.М., Завидонский ВА-, Степин Г.М., Комиссаров Г.М. Внедоменная
обреботка чугуна за рубежом: Обзор, информ. (Черная металлургия. Сер. Под-
готовка сырьевых материалов к металлургическому переделу и производство
чугуна)/Ин-т “Черметинформация”. -1986. - Вып. 2.
31-Янке Д, Хаммершмид Д., Кройцер Г. Технология дефосфорвции чугуна//Черные
металлы. 1985, № 8. С. 3-13.
32	.Капорулин В.В., Черноусое П.И., Юсфин Ю.С., Альер М.А. Анализ доменной плав-
ки р использованием в шихте высокометаллизованных окатышейУ/Сталь.
1986, №2. С. 5-6.
ЗЗ	.Дунаее Н.Е., Кухтин Т.И. Расчет теоретической температуры фурменных га-
зов в доменной плавке на дутье с добавками, обогащенном кислородом.//
Сталь. 1977, № 7. С. 600-604.
34	. Gudenau Helurich Wilhelm, Kreibich Klaus, Namiya Yoshitaka. Elnflub unterschiedlich
permeabler Zoneneufdie Durchgasung im Hochofen unter besonderer Berlicksich-
tigoug der kohSsIven Zonen.//Etahi und Eisen, 1980.25/26. S. 15-26.
Производственное издание
ЧЕРНОБРИВЕЦ Борио Федосеевич
КАПОРУЛИН Валерий Витальевич
ЗАВИДОНОКИЙ Владимир Алексеевич
ПРАКТИКА ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
Редактор издательства Н.Н.Марченко
Художественный редактор С.К. Девин
Технические редакторы Е.К. Астафьева, ЯС. Гладкова
Корректоры Г.И. Букова, ЯС. Колганова
Обложка художника Б.Г. Дударева
ИБ № 3924
Подписано в печать 03.06.92	Формат издания 60 х 90 1 /16
Бумвга офсетная № 2	Печать офсетная	Усллечл. 7,0
Усл.кр;-отт. 7,25 Уч.-из.л. 7,82 Тираж 285 экз. С-057 ЗаквзШО
Изд. № 2186/ф-140
Набрано в издательстве "Металлургия"
операторами М. Зиминой, НН Красовой
Ордена Трудового Красного Знамени издательство "Металлургия”
119857, ГСП, Москве, Г-34,2-й Обыденский пвр., д. 14
Московская типография № 9 НПО "Всесоюзная книжная палата”
при Министерстве информации и печети Российской Федерации
109033, Москва. Волочаееская ул., д. 40