автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Исследование распределения газового потока в доменной печи большого объема и разработка алгоритма управления его радиальным распределением

Введение

Глава I Анализ к обобщение мирового опыт новейших достижений технологии выплавки чугуна в мощных доменных печах

1.1 Основные требования к радиальному распределению газового потока в доменной печн

1,2 Влияние радиального распределения гаэового потока на техникоэкономнческне показатели доменной плавкиИ

1-3 Методы контроля и управлений радиальным распределением газового ноток» .4 Потери тепла с охлаждающей водой ~ комплексный показатель, характеризующий ход доменной печи.

1.5 Обоснование постановки гадами по разработке способа оперативного контроля радиального распределения газового потока

Выводы

Глава 2 Исследование радиального распределения газового потока в доменной печи объемом 3200 м

2.1 Характеристика доменной печи и технико-экономические показатели ее работы в исследовательский период

2.2Статнстическнй анализ и градация массива выборки по интенсивности доменной плавки.5J.

2,ЗРаэработка методики расчета количественных характеристик радиального распределении газового потока а домен кой печи

2.Исследование влияния радиального распределения газового потока на интенсивность теплообмен ных процессов на граннцс контакта с огнеупорной кладкой

2.5Критерий оценки радиального распределения газового потока а домен ной печи,

Выводы

Глава 3 Влияние радиального распределения газового потока на техникоэкономические показатели доменной плавк

§Q

3,1 Определение граничных значений критерия К

3.1.1 Связь коэффициента К с распределением температур по сечению печн

3,1,2 Связь коэффициента К с распределением рудных нагрузок по сечению печя

3,1.3 Снизь коэффициента К с изменением состава газа по сечению колошника

3.2 Связь параметров комбинированного дутья со значением коэффициента К

3.3 Влияние газодинамического режима на расход тепла и коэффициент полезного использования тепла

3.4 Опенка тесноты связи между критерием К и технн иго-экономическими показателями доменной плавки

3.4.1 Связь коэффициента К' с расходом кокса

3.4-2 Связь коэффициента К с производительностью печи

Выводы

Глава 4 Разработка способа управления радиальный распределением газового потока в доменной печи

4.1 Пример использования критерия К для управления распределением газового потока

Выводы

Доменная печь представляет собой агрегат, протинеточного типа, большого рпмера, в которой осуществляется преобразование железорудных материалов в жилки» чугун прем их восстановления и плавления.

Основной задачей современной технологии доменной плавки является ар' ГЭННЗЗШ1Я процесса, обеспечивающая повышение производительности печи, увеличение продолжительности кампании и минимальный расход топлива.

Одним из основных направлений повышения интенсивности и экономичности доменного производства является строительство печей большой единичной мощности, использующих перспективную технологию it оборудованных новейшими техническими средствами. Снижение удельного расхода кокса на выплавку чугуна во многом обусловлено применением подготовленного сырья, доля его в железорудной части шихты превышает 95

В настоящее время, традиционные направления последних десятилетий в подготовке шихты следует пригнать в значительной мере исчерпанными, н в ближайшие годы нельзя рассчитывать на существенное улучшение качества сырья и стабилизацию его свойств без освоения принципиально новых способов подготовки шихты к плавке со значительными капиталовложениями.

В этих условиях возрастает роль рациональной организации противотока шихты и газа с целью максимального использования теплового н восстановительного потенциалов печных газов, как главного условия повышения технико-экономических показателей работы доменных печей.

Опубликованные исследования и научные разработки, посвященные проблеме газораспределения в доменной печи, можно разбить на две группы: I - изучен не особен костей газораспределения в доменной печн [1-16); 2- разработка способов оценки н управления газораспределением [ 17-30].

Наряду с указанными исследованиями оценку газораспределения проводят при определении эффективности применения того или иного мероприятия в доменном процессе: изменение параметров комбинированного дутья [31-36]; изменение систем загрузки [37-43]; использование различных шихтовых материалов [44],

Авторы работ первой группu [1-16], утверждают, что газораспределение в доменной лечи должно основываться на принципе «полезной неравномерно' ста». Этот принцип бьш сформулирован еще в начале XX века инженером-металлургом В.И. Гулыга 145), на основании обобщения опыта работы доменных печей на плохо подготовленном сырье. Им было сформулировано правило: «. для хорошей работы центр колошника не должен быть засыпан рудой .» И далее: руда располагается у стенок печи с оставлением в коксовой подаче круга, совершенно не покрытого рудой-.--»

Это выражается в различной степени развития периферийного и центрального потоков газов. Периферийный поток газов облегчает движение шихтовых материалов, уменьшая их силу трения о поверхность кладки. Центральный поток газов, идуший через осевую зону в «отдушину», обеспечивает проход газов, которые не могут, по состоянию общей порозностн столба шихты, пройти нормально через среднюю и периферийные зоны печи.

Для такого агрегата, как доменная печь, характер газораспределения влияет на интенсивность плавки и относительный расход кокса не однозначно. При прочих равных условиях более равномерному газораспределению сопутствует лучшее использование энергии газов и, как следствие, меньший расход кокса, но при этом неизбежно снижается интенсивность плавки. При неравномерном газораспределении через столб шихты может пройти повышенное количество газов, за счет увеличения их количества в разгруженных периферийной и осевых зонах, т.е. интенсивность плзвкн увеличивается, но использование энергии газов при этом неизбежно ухудшается, а расход кокса возрастает.

Таким образом, основной задачей управления ходом доменной плавки, кроме обеспечения выплавки чугуна заданного состава, является определение н поддержание оптимальной, наиболее выгодной в экономическом отношении степени неравномерности распределения шихты и газов, обеспечивающей достаточную производительность и экономное расходование топлива.

В работах второй группы [17-30] предлагаются решения проблемы количественного определения распределения газового потока, по сечению печи, и one-ратинного управления им. Эти решения основаны на непосредственном нзмерс6 ним параметров газового потока: I) - анализ химсостава газа по радиусу колошника [18, 22, 24-27, 29]; 2) -измерение температуры газа по радиусу колоигннка (22, 24-27, 29]; 3) -измерение температуры поверхности материалов [19, 20, 27, 28J; 4) -результаты прямого зондирования печи [30]. В работах [2I-26J предлагают косвенные способы контроля газораспределения

Согласно авторам работы [46] обеспечение хорошего контакта железорудных материалов с газом в нижней части столба шихты, где определяется степень расхода энергии на восстановление, позволяет выплавить чугун при меньшем расходе кокса, Поэтому улучшение структуры столба шихты, особенно в нижней части печи, для обеспечения лучшего более продолжительного контакта газа с оксидами железа нмеет первостепенное значение. Помимо вышесказанного, определение газораспределения в нижней части печи позволит заблаговременно принять меры по устранению нарушений н ходе доменной плавки [47].

Существующие способы опенки распределения газового потока по сечению печи в нижней ее части на основании величины кинетической энергии дутья не всегда дают адекватные результаты (48-50].

Целые настоящей работы является изучение радиального газораспределения по высоте мощной доменной печи, разработка критерия оценки газового распределения и способа управления распределением газового потока в нижней се части.

Глава [ Анализ н обобщение мирового опыта новейших достижений технологии выплавки чугуна в мощных доменных lit чих I. I Основные требования к радиальному распрелеленшо i я jo во го потока в доменной печи

Современное доменное производство характеризуется концентрацией выплавки чугуна в мощных доменных печах, оснащенных, эффективным и надежным в эксплуатации оборудованием, интенсификацией технологических процессов с резким снижением энергетических затрат на выплавку чугуна н повышением его качества, полностью отвечающего требованиям сталеплавильного передела, Концентрация выплавки чугуна в мощных агрегатах сопровождается снижением затрат, сокращением численности персонала н оснащением доменных печей новейшей контрольно-измерительной аппаратурой, современным оборудованием н АСУ ТП, >ффектнвность внедрения которых значительно выше на крупных доменных печах.

За последние !0-15 лет в мире построены доменные печн, объем которых 5000 mj н более. В СССР 1986 г. введена в эксплуатацию на ЧерМК крупнейшая доменная печь объемом 5500 м\ ранее в 1974 г. на комбинате "Крнворожсталь" -объемом 5000 м1; в Японии в 1976 г - объемом 5050 м3 в Каснме и 5070 м1 в Онте- В ряде стран резко сокращается число действующих доменных печей без уменьшения выплавки чугуна (ФРГ, Италия и дрО

Увеяичение объема доменных печей происходило, в основном, за счет увеличения поперечных размеров. За короткое время диаметр горна увеличили в 2 раза (с 7,4 до 14,8 м), а высоту печн только на 20 %. В связи с этим» а также с периферийным подводом дутья, изменяются условия формирования столба шихтовых материалов и проникающей способности струи дутья.

В доменной печи осуществляются тепло- н массообмен между двумя встречными потоками газа и шихты. В связи с этим решающим фах-тором высокой эффективности плавки является организация в печи рационального противотока шихты и газа, обеспечивающая тесный контакт взаимодействующих потоков.

Как отмечал А. Д. Готлнб [51|, идеальным, с точки зрения наилучшего использование теплосодержании н восстановительной способности газов, было бы такое их распределение, при котором процессы нагрева шихты и восстановления окислов железа протекали бы так, чтобы в любом поперечном сечении печи, каждой единице обрабатываемого материала соответствовало определенное количество газа. В этом случае по всему сечению печн окислы железа и все сырые материалы должны быть в равной степени нагреты и восстановлены, а температура н состав газов должны быть одинаковыми.

Современная технология вносит в это утверждение существенную поправку: идеальным должен считаться такой противоток шихты н газа, когда восстановительная способность газа используется полностью и печь работает с минимально возможной степенью прямого восстановлении железа при минимально возможном расходе кокса [52].

Эффективная работа доменных печей в определенной мере связана с неравномерным распределением и движением материалов и газа в печи. Рациональное распределение газа по радиусу доменной печи создаёт предпосылки для оптимизации и обеспечения максимальной эффективности процесса.

Отличительной особенностью распределения материалов в доменных печах большого объема являются большие рудные нагрузки в промежуточной и периферийной кольцевых зонах н ее минимальные значения в центральной части печи (см, рис, I) (53J, При этом принимают меры по ограничению попадания мелочи в осевую зону.

Причем, обязательным условием успешной эксплуатации современных моишых доменных печей с широкими горнами является формирование центральной коксовой отдушины в столбе шихты. Необходимость формирования такой структуры столба шихтовых материалов диктуется созданием условий для проникновения потока газов к оси печи и прогрева материалов в этой зоне,

Рис. I Изменение рудных нагрузок по радиусу печей различного объема [53].

V=20D0 мЗ V=2700 мЗ V=3000 мЗ

V=5000 мЗ $ ■/ 1

• 1 » 1

12 3 4 5 6 Радиус печи

1.2 Влияние радиального распределения гаювого потока на техннко-жономнчкш показателя доменной плавки

Авторами работы [54]. для оценки газораспределения, был произведен отбор газа по радиусу доменной печи объемом 3000 mj на горизонте, расположенном на 1,5-2,0 м ниже уровня засьши, и определено содержание в нём СОг, СО, Н]. Состав газа над поверхностью засыпн по радиусу колошника определяли по хнманализу газа, отобранного на исследовательском горизонте, скорректированного из предположения, что изменение состава газа в точке L отбора на пути ло поверхности засыпн пропорциональны содержанию каждого нз компонентов на исследовательском горизонте. Коэффициент пропорциональности равен отношению объёмных долей каждого нз компонентов в общем колошниковом газе к его среднеарифметическому значению в газе, отобранного по радиусу. Па составу газа над поверхностью засыпн в каждой из семи точек отбора определяли степень развития реакций прямого и косвенного восстановления, количество кислорода шихты в единице газа, степень использования СО н Н;. Результаты расчётов приведены в табл. t.

Таблица 1. Результаты количественной оценки эффективности использования химической энергии газового потока по радиусу печи объемом 3000 mj [54'

Расстояние от стенки печи, м о.оо 0.30 0.73 из 1.79 2.49 4,20

Состав rasa на нссдсд. горюсчпе со3 гм 18,9 21,8 22,8 19,6 15.0 4,2

СО 24.6 23,4 21.В 21.9 23.8 28.1 39.4

И; 4.1 8,6 7,4 8,1 84 9,0 11.1

Состав там пел уровнен засипи

ООз 19.0 20,9 24.1 25,2 21,7 16.6 4.6

СО 23,9 22,6 21,3 21,4 23,2 27,4 38.0

Н> 8,8 О 7.1 7.S S.1 8.7 10.7

Oj jvtm в колошниковом так. м* 'к' 0,189 0.JSS 0.186 0.178 0.184 0,185 0,182

0,44 0,48 0,53 0,54 0.48 0.38 0.11

Пн; 0.49 0,52 0.57 0,58 0.52 0,43 0,20

Кол-во Н}. участвующего в реакцию кос веяного восспнюлеимл. м ч 0,084 O.OW (>.093 0.106 0,089 0,067 0,015

Кол-во О; в кол газе, м1 м* 0,352 0,368 0.394 0.412 0.378 0,337 0.244

Кол-во Oj шихты в кол гак. м1 м1 0.163 0,1 ЯО 0,208 0.234 0,194 0,(52 0.062

Кол» во О; от г, в кол гак. м V 0,137 0.150 0,167 0.179 0,153 0,117 0,03

Ко.ч-йо От от гв в кол. rme. xJ м1 0,026 0.030 0.041 0.055 0,041 0,035 0.032

Выплат ijijiH ив 1 н' кол гея, Kr'V 0.558 0,630 0,717 0.806 0,668 0.524 0,214

Стелет, прямого восстановления. 19.9 20,3 25,0 31.0 26.V 30.0 74.0

По результатам расчетов авторы делают вывод, что газовый поток, отвечающий условиям высокопроизводительной и экономичной работы доменной

11 печи объёмом 3000 м\ характеризуется нагрузкой по кислороду шихты на единицу газа, проходящего через каждую из семи точек отбора следующим образом (относительно максимального значения), отн. ед: 0*696-0,76-0,888-1,00,829-0,649-0.265.

Относительно высокой загрузке периферии без нарушения ровного хода способствовало использование в шихте агломерата с содержанием фракции 0-5 мм (7-8 %), а также использование кокса с удовлетворительными механическими свойствами (M2S=89,1 %; М|0=6,7 %).

На доменной печи объемом 5000 м1 комбината «Криворожсталь» [55] (оборудованной загрузочным устройством лоткового типа) в качестве характеристики распределения шихты использовали средине значения рудной нагрузки на кокс в десяти кольцевых зонах, границы которых были выбраны так, что проходили через точки отбора проб газа по радиусу колошника. С целью оптимизации распределения рудных материалов и кокса по радиусу колошника и выбора рационального распределения шихты по радиусу колошника изучали влияние значения рудной нагрузки в отдельных кольцевых зонах на показатели работы доменной печи.

Распределение компонентов доменной шихты оценивали с использованием математической модели распределения материалов по сечению колошника в соответствии с их углами откоса.

Было установлено, что газодинамические условия плавки в наибольшей мере определяются степенью загруженности рудными материалами центральной зоны колошника. Увеличение до определенных пределов рудной нагрузки в центре печи обеспечивает выравнивание радиального газораспределения н увеличение степени использования газа. Так в период исследований рост рудной нагрузки в осевой зоне печи от 1,0 до 1,8 т/т кокса (при практически неизменной рудной нагрузке на периферии) способствовало увеличению степени использования СО в среднем от 44.8 до 48,3 %.

Однако увеличение рудной нагрузки в осевой зоне сверх определённых значений приводило к слишком значительному снижению температур в центре горна, ухудшению жидкотекучести шлака и расстройствами хода печи, При

12 длительной работе с чрезмерна высокими рудными нагрузками в центре печи возникали признаки загромождения горна, ухудшались тсхннко-экономические показатели доменной плавки.

Величина центральной зоны печн, где рудные нагрузки должны быть пониженными, зависит не только от газодинамических характеристик шихты, но и в значительной степени от состава шлака и параметров дутья. Для доменной печи объемом 5000 м1 эта зона имеет радиус 2,0-2,5 м и составляет 14-23 % площади колошника.

При увеличении рудных нагрузок в центральных зонах колошника в пределах их реальных изменений существенно снижался расход кокса; при этом производительность росла лишь до определённого предела, после которого проявлялись признаки расстройства хода печи. Это обусловливало необходимость значительно снижать интенсивность плавки. Оптимальные значения рудных нагрузок в центральных кольцевых зонах колошника находились, таким образом, в относительно узких пределах для случаев использования всех возможных целевых установок ведения доменной плавки.

За пределами центральных зон требовался максимально быстрый переход к растянутому рудному гребню с относительно постоянными рудными нагрузками. Такой характер распределения их на промежуточном участке радиуса колошника способствовал достижению минимального расхода кокса и максимальной производительности печи.

Степень загруженности рудными материалами периферийной даны печн обычно ниже, чем в промежуточной. Отсутствие в отдельные периоды существенного снижения рудных нагрузок на периферии по сравнению с промежуточным участком радиуса колошника, с одной стороны, несколько повышало степень использования газа, а с другой, приводило к неустойчивому газодинамическому режиму плавки и более частому горению фурм. Это не позволяло работать производительно и экономично. Наилучшие результаты достигались при средних значениях рудной нагрузки 3,2-3,8 т/т кокса в периферий ном кольце шириной 0,9 м.

На основании исследований для доменной печи объемом 5000 м1 авторы рекомендуют распределение рудных нагрузок по радиусу колошника, таким как это представлено на рис. 2. Заштрихованная область диапазон возможных значений рудной нагрузки при выборе оптимального распределения шихты в различных условиях работы печи. На рис. 3 показаны усреднённые кривые распределения температуры и содержания СО; в газе по радиусу верха шахты згой печи при рекомендованном авторами распределении рудных нагрузок.

Как видно из рнс, 2-3 особенностью рекомендуемого распределения газового потока является организация двух потоков: интенсивного в центральной зоне и умеренного в периферийной.

На доменной печи полезным объёмом 3000 м1 Коммунарекого металлургического комбината проведены исследования по распределению и использованию газового потока в печи [56]. Распределение газового потока определялось на основе совместного решения системы уравнении, составленных но балансам углерода, кислорода и водорода, содержащихся в колошниковом газе, проходящем через три равновеликие зоны колошника: периферийную, среднюю и центральную. Для балансов отбирали 7 проб радиального газа по границам и в центре зон на 1,5-3 м ниже уровня засыпи шихты и анализировали в них СО, СОг и Hi.

В исследованиях (56] детально рассмотрена организация центрального потока газа. Принципиальная необходимость направлять часть потока в центральную зону шахты на больших печах установлена со всей очевидностью и вошла в повседневную практику.

На рис. 4 представлено распределение газового потока по радиусу печн, выраженное через степень использования химической энергии газов, Гмораслределенне характеризует три режима работы печи.

1, Режим работы, характеризующийся расходом кокса 477 кг/т чугуна н производительностью - 1,874 t/mj сут (график 1).

2, Усиленный центральный поток газов, Расход кокса - 458 кг/т чугуна; производительность - 1,900 т/м1 сут (график 2).

Рис. 2 Рациональное распределение рудных нагрузок по радиусу колошника на доменной печи объемом 5000 м3 [55].

0,5 I 1.5 2 3,5 3 3,5 4 4,5

Расстояние от trewкн. St

Рис. 3 Усредненные кривые распределения температуры и содержания СОг в газе по радиусу верха шахты доменной печи объемом 5000 м3 при рациональном распределении рудных нагрузок }55]. hie. 4 Суч парное ИСПОЛЫОВ&КЧС СО и Н; .1 tv:k:: потока но радиусу колошника доменной печн объемом

3000 и' [56].

I- К-477кг/гР)д-1,874т/м*<уг;2- K-4SS вг.'т; Р„-1,900 т/н1 суг. 3 - К-456 иЛ; Р„-2,000 т/ч5 суг;

I tj5 2 7.5 3 3.S рйсстчзчкнс от стснкн колошник^ м

3. Периферийный поток газов при ослабленном центральном газоном потоке. Расход кокса - 456 кг/т чугуна; производительность - 2,000 т/м1 еуг график 3).

Давая оценку указанным режимам, можно сказать, что с точки зрения минимизации расхода кокса режимы 2 и 3 сопоставимы. При режиме 3 достигается максимальная производительность доменной печи и минимальный расход кокса.

Авторами [5?! приведена оценка результатов работы ДП № 1 завода фирмы «Син Пип пои сэйтецу», при изменении радиального газораспределения. Авторы отмечают, что усиление нейтрального потока газов приводит к снижению расхода кокса с 479 кг/т чугуна до 469 кг/т чугуна и увеличению производительности соответственно с 1,87 т/м* сут, до 2,02 т/м3 сут. При этом, необходимым условием успешной работы с усиленным центральным потоком газов и подгруженной периферией является высокое качество шихты, обеспечивающее ровный ход печи. При нарушении ровного хода и работы печи С осадками, эффект от достижения указанного газораспределения снижается. При работе с осадками происходит увеличение расхода кокса до 475 кг/т чугуна, хотя производительность печи остается на прежнем уровне 1,88 т/м3 сут. Распределение газового потока по сечению печи представлено на рис. 5.

В таблице 2 приведена опенка технико-экономической эффективности работы доменных печей при различных распределениях газовых потоков. Из нее видно, что: Увеличение производительности печи наблюдается при усилении как нейтрального, так и периферийного газовых потоков.

2. Удельный расход кокса снижается во всех случаях усиления центрального газового потока и фактически во всех случаях усиления периферийного.

3. Формирование только центральной коксовой отдушины в столбе шихты не всегда является обязательным условием успешной

Рис. 5 Сравнительные данные по распределению газовых потоков до н после установления окончательного режима раздельной загрузки.

Диаметр колошника эксплуатации современных мощных доменных пеней с широкими горнами В некоторых условиях необходимо некоторое развитие периферийного газового патока

Таблица 2г Влияние распределения газового потока на технико-экономические показатели работы доменной печи.

Характер im кнения й распределении газового потока. Изменение производительности Изменение расхода коксч |

Усиление псигральнлго потока. Усиление периферийного потока Увеличение равномерности JMC пределе mm т/кл сут (%) кг/т чугуна (*А> к

1 +0,15(8,0) -10(2,11 [.171

1 +0,01 (0,5) -над рт]

0,03(1,4) •19(4,0) [561

0,13(6,7) -21 (4,4) (56)

0,И (5,3) ■23(5,1) т

0,19(8,5) +3(1.9) 11081

0,30(13,6) -"<3.51 [1081

-0,15(6,9) -ИМ ГЛ1

Таким образом, изучение распределения и использования газового потока по сечению колошника доменных печей большого объёма показало, Что в идеальном случае должна обеспечиваться организация двух интенсивных потоков: в узком кольце на периферии и в ограниченной по плошали осевой зоне печи.

Относительное развитие периферийного газовол) потока вызывается необходимостью в частичном разрыхлении шихты на периферии и уменьшении сил сцепления материалов со стенкой шахты, для увеличения активного веса шихты. Опыт работы мошной доменной печи 5500 м5 ЧерМК подтверждает высказанные соображения. Печь работает с подгруженной периферией (температура периферии 100-200 9С) и открытой осевой зоной. При этом обеспечивается устойчивый форсированный ход печи. Необходимым условием стабильной работы мошной доменной печи при таком распределении материалов и газового потока является отсутствие «тотермана» в центре печн и минимальное попадание в осевую зону мелких фракций (59].

Следует отметить, что степень подгруженное-™ периферии и ценгра печи в значительной степени зависят от качества загружаемой шихты (гранулометрии, прочности, горячей прочности при восстановлении). Так как пернферий

20 ный газовый поток в зависимости от степени его развития отрицательно влияет на работу горна доменной печи (неравномерность химсостава и количества чугуна по леткам), а также сокращает срок службы шахты печи, то его развитие необходимо сократить до минимума, Исследования [60-63J показали, что одним из условий обеспечения устойчивого и экономичного хода печи, особенно печей большого объема, является установление рационального сочетания размеров и газопроницаемости осевой отдушины и разгруженной периферийной зоны, программы загрузки и дутьевого режима.

Необходимость формирования такой структуры столба шихтовых материалов диктуется созданием условий для проникновения потока газа к оси печи и прогрева материалов в этой зоне,

Таким образом, основной задачей современной технологии доменной плавки является разработка и освоение технологии плавки, включающей формирование в столбе шнхты периферийной и осевой отлушнн путем управления распределением шихтовых материалов по радиусу колошника в зависимости от текущих дутьевых и шихтовых условий. Такое распределение газового потока следует признать оптимальным, т.к. он обеспечивает достижение наилучших технико-экономических показателей.

Анализ показателей, характеризующих распределение газового потока по сечению печи позволяют определить пределы их изменения, при эксплуатации мощных доменных печей: содержание СО? в центре 3-7%; содержание COj на периферии 16-23 %; температура газа в центре 300-700 вС; температура газа на периферии <200 ФС, отношение температуры в центре к температуре на периферии 2-7.

1,3 Методы контроля и управления радиальным распределением газового потока

Особенностью газораспределения в большим доменных печах является наличие двух потоков: сильно развитого центрального и относительно развитого периферийного газовых потоков. При этом степень развития периферийного газового потока зависит от условий работы доменной печи и может сильно различаться по рахтячным печам.

Распределение газового потока в доменной печи является одним нз важнейших факторов, определяющих технике-экономические показатели доменной плавки.

Оценку радиального газораспределения оценивают по характеру кривых изменения содержания углекислого газа (CQz) в колошниковом газе и его температуры. Упрощенно считается, «по максимум содержания СОз и минимум температуры на соответствующих кривых приходятся ив зону сосредоточения железорудного сырья. Но такой анализ дает лишь качественную картину.

Для оперативного управления ходом доменной плавки необходимо количественная опенка распределения газового потока по сечению печн, Рассмотрим показатели, используемые для решения этого вопроса.

Их можно разбить на следующие группы: Показатели, основанные на химическом анализе колошникового газа в различных кольцевых зонах по радиусу колошника.

2. Показатели, основанные на измерении скоростей колошникового газа в различных кольцевых зонах по радиусу колошника

3. Показатели, основанные на измерении температуры колошникового газа в различных кольцевых зонах по радиусу колошника

4. Показатели, основанные на измерении величины тепловых потерь с охлаждающей водой н температуры тела холодильников.

Показатели нерва й .группы

В работе (65J предложен показатель Кд для оценки радиального газораспределения.

11 ** CO^-CO^J

I) где am - абцисса максимального содержания CQi, м R, - радиус колошника на горизонте измерения, м

CO:(mW. СОцм. COjl4> - содержание COj в газе соответственно н зоне максимума, на периферии и в центре, %.

На рис. 6 представлена диаграмма, отражающая два разных режима движения газов: периферийный (рис. 6а) и центральный (рис. 66}. Заштрихованные площади отражают области, относящиеся к периферийному и центральному движению газов, Диаграмма построена по результатам измерения состава газа по сечению колошника доменной печи при одинаковых значениях Кд. Т.е. показатель Кд.нс является достаточно достоверным критерием для оценки распределения газового потока.

По своей сущности простым является метод, описанный в работе [66]. арЧСОм - C0.W + (СО^ - СОД (2)

Показатель аР характеризует неравномерность распределения материалов по радиусу печн. Чем выше его значение, тем больше неравномерность. Однако, зная изменение только этого показателя, нельзя с достаточной точностью определить за счет чего увеличилась неравномерность, за счет усиления периферийного потока нлн центрального.

В работе [67] авторы предлагают контролировать распределение рудной нагрузки по радиусу печи с использованием отношения (OJf/fCJi - количества газифицированных кислорода игнхты н углерода кокса, вычисляемые по результатам измерения состава газа в различных точках радиуса доменной печн и по параметрам комбинированного дутья.

Отношение количеств газифицированных кислорода fOJ, и углерода (С*), шихты определяют tto следующим формулам

С*,), - JL.[СО,, + СО, - и, D (С)] (3) где (Сщ), - количество газифицированного углерода шихты в зоне ], кг на 100 м* сухого газа;

СО}, - содержание в сухом газе диоксида углерода в зоне if %;

СО, - содержание в сухом газе оксида углерода в зоне l, %;

С) - суммарное содержание углерода во вдуваемом в горн топливе, %

Рис 6 Схема распределения CQi no радиусу печи с одинаковым значением критерия Кл[&б] а - периферийный газовый поток; б ■ центральный газовый поток

100 -COj,- CO, -HSt 100-0+0'ОД где пг отношение объемов сухого комбинированного дутья н сухого газа а зоне

Ял - содержание в сухом газе водорола в зоне \,%\ оу содержание кислорода в дутье, %;

NJ - суммарное содержание азота во вдуваемом в горн топливе, %.

Ух too + 9 V, 100-Y

5)

6) где D - отношение объемов вдуваемого в гори топлива н сухого дутья; Vf - расход вдуваемого а гори топлива, м /мин; Уа - расход сухого дутья, mVmiih; <р- объемная доля влаги в дутье, Y • потерн дутья, %

Ош), = fi \iTOtr + СО, - Hfit -п4 [2л) + <Р+20- (0,)} где (ОJ, - количество газифицированного кислорода шихты в зоне j, кг на 100 м сухого газа;

И;0, ■ объемная доля влаги косвенного восстановления в газе в зоне 1, % к сухому газу.

O'i - суммарное содержание кислорода во вдуваемом в горн топливе, %.

Hfi^Sf a {C„l + г,У + 0 («,)]-Н„ ™ где (И^ - суммарное содержание водорода во вдуваемом в горн топливе, %; а - отношение массовых долей водорода и углерода в коксе.

Отношение (O^/fC^J учитывает влияние на состав газа а печи вдувания в горн дополнительного топлива н обогащения дутья кислородом, а также развитие процессов газификации но радиусу печи и характеризует рудную нагрузку в контролируемом кольцевом сечении печи,

Их оптимальные значения (но минимуму расхода кокса и максимуму произвол ительности печи) находят путём статистической обработки тсхннкоэкономических показателей работы печи и кривых распределения по радиусу указанных отношений,

Контроль распределения рудной нагрузки по радиусу колошника производят путем сравнения текущие значения указанных отношений по радиусу с оптимальными отношениями, а регулирование распределением рудной нагрузки по радиусу осуществляют при отклонен ни текущих значений (0^/(CyJ от оптимальных на 0,!-0,3.

Авторами работы [68] предлагается использовать долю площади периферийного кольца и центральной зоны в общей плошали колошника;

SsL + bLjjLlbL (8) st st st где Sfj- Sij - площадь соответственно периферийного кольца и центрального круга, м\

8ц- площадь колошника, мг

Для определения S/j и 5у требуется информация о распределении ССЬ в газе по радиусу колошника и среднем содержании COj<cp) в газе, которое определяется по формуле: сс.щ mm *<.">,w «соЛи.г. {9)

W* где (COj)i - содержание СО; в газе из соответствующего равновеликого кольца,

Vx - средняя скорость в кольцах, м/с

Vi - средняя скорость газа по сечению колошника, м/с

S, - площадь равновеликих колец, ыг

В связи с отсутствием, данных о средних скоростях газа в равновеликих кольцах, при расчете Sn и St] предлагается использовать кривую о распределении COj а газе по радиусу и содержание СО; в газе из пылеуловителя или кри-ную распределения температуры колошникового газа. На диаграмму распределения COj в газе по радиусу (рис- 7) наносится горизонтальная линия, соответствующая содержанию СОг в общем колошниковом газе. Точки пересечения этой линии с кривой распределения С03 проектируются на ось абсцисс. Находятся численные значения радиуса

Рис, 1 Схема расчета показателя оценки равномерности распределения газового потока по радиусу доменной печи: 1 - среднее значение СО: а колошниковом пие;

2 - распределение СОг по радиусу печи; Фц - площади периферийной и центральной зон.

Г \ □ г1 3 ,ЕП ) Ц р и а центрального круга н средняя ширина периферийного кольца, в которых содержание СО: в газе ниже среднего. После чего рассчитывают площади периферийного кольца и центрального круга них отношения к плошали колошника.

Недостаток данного показателя аналогичен недостатку показателя а)Г. (2) Помимо этого, данный показатель действителен при достаточно сильно развитом периферийном потоке газа, В случае работы с подгруженной периферией, определение площади периферийного кольца указанным способом невозможно и данный показатель будет характеризовать не радиальную неравномерность газового потока, а степень раскрытия центральной отдушины.

Специалистами фирмы CRM (Франция) разработан и опробован метод контроля распределения газового потока в доменной печи н предложен показатель периферий мости газового потока [69]. Метод заключается в том, что разовый импульс гелия вдувают в фурменный очаг н фиксируют его прибытие на колошник с помощью спектрометра, анализирующего 6 проб с горизонтального зонда над поверхностью шнхты. Время пребывания гелия оценивали с момента его впрыскивания до момента 10 % уровня от максимально зафиксированного значения содержания гелия на колошнике. В большинстве случаев ход печи был центральным, скорость газа у осн была в 2,5 раза выше, чем у стен. Время пребывания гелия изменялось по радиусу с 5,7 с, до 8-17 с, у стен печи. В каче-сгве показателя периферийное™ газового потока используется отношение средневзвешенного времени пребывания гелия в печн ко времени его пребывания у стен. Его использование позволило точно зафиксировать оползания rap-нксажа и рост тепловых потерь. Недостатком данного способа, па причине большой стоимости оборудования н индикатора измерения, является периодичность производимых измерений. дтдрпй ^уппы.

Для оценки равномерности распределения материалов и газа в моделях доменных печей В.Н, Ковшовым и Н.В. Терещенко применен показатель [70]: о. - (Yn+VJ/(Vt+VJ (10) где К» У„ - усредненные значения скоростей газового потока на периферии, в средней части радиуса и у осн печи, м/с,

Недостатком этого показателя является to, что при различной неравномерности распределения газового потока мотуг получаться одинаковые значения сг. Так сг=[,0 получается при равных скоростях по всему сечению и при неравных, но при одинаковых скоростях на периферии и у оси доменной печн; помимо этого, при использовании данного показателя возникают трудности в определении скоростей движения газа по сечению печи. Использование термоанемометров для определения поля скоростей газа в радиальных зонах перспективно при условии учета изменения пороэностн в указанных зонах в зависимости от различных условий и, в первую очередь, от количества мелких частиц. В противном случае неизбежны ошибочные выволы- В работе [71] на основании замеров поля фактических скоростей на одной из доменной печей ММК, авторы утверждают о большем расходе газов в промежуточной зоне по сравнению с друтнмн, Такой вывод базировался на том, что фактические скорости газов в промежуточной зоне были выше, чем в периферийной и центральной зонах. Порозность слоя для всех трех зон была принята одинаковой, что н привело к ошибочному заключению. В настоящее время термоанемомстры не нашли широкого применения ы практике контроля распределения газового потока на доменных печах.

Показатели третш)группы.

В.М Паршаковым (72] предложен способ оценки неравномерности распределения газового потока по изменению температуры колошникового газа над поверхностью засыни.

Показатель степени радиальной неравномерности, fCP4n/lr (И) где (п - температура газа в периферийной часто колошника, °С; п = 0,4*1,+0,45 %+в, 15*1} {12) tf -средняя температура газа по радиусу печи, °С. tr = 0,2*(t,+t}+t3+t4+Q,12S 55%+0,25 %^0,075*1т} (13)

По заявлению самого автора, значение коэффициента Кр тем точнее отразит распределение газового потока, чем по большему числу радиусов будет нзмерена температу ра с последующим усреднением значений для каждого кольца.

Покоза/tU'.lli Четвертой группы

На заводе в Дюнкерке (Франция) |73] основным критерием выбора системы загрузки являются тепловые потери в заплечиках, а упреждающим воздействием - отношение кокс-руда на периферии и у оси печи и профили слоев кокса н рудных материалов. Идеология загрузки а Дюнкерке базируется на 4 принципах:

1. 4-х скиповая загрузка ККРР

2. коксовая колоша 27 т, которая идет первой на слой руды толщиной 95 см.

3. уровень засып и на 1 м ниже рекомендуемого.

4. отношение К/(К+Р) у стен сохраняется на 5 % выше среднего значения этого уровня но радиусу в обеспечивающим подходящий газовый поток у стен,

Оптимальное распределения газового потока приводит к низким тепловым потерям без образования настыли на стенах. Такое распределение было рассчитано по предыдущим опытам через модель теплообмена. Критическая точка для тепловых потерь, температуры в огнеупорах и в геле холодильников была рассчитана как функция толщины огнеупорной кладки.

Мри оптимальном распределении газового потока уровень тепловых потерь в плнтовых холодильниках колеблется в пределах от 10000 до 15000 кхал./м3 час (42,0-63,1 тыс. кДж/ м3 час).

Следует заметить, что оценка газораспределения на основе измерения тестовых потерь с охлаждающей водой в шахте, заплечиках и распаре, а также измерения температур кладки к холодильников на этих участках печи широко распространены в практике работы доменных печей Австралии, Японии, США и др. стран. Так, на доменной печи (объем 3045 м ) завода Порт Кембла (Австралия) с помощью 290 термопар, размешенных в холодильниках и кладке по всей высоте печи, контролируют распределение газового потока по сечению, состоянию кладки и образование настылей [21]. Аналогичные системы контроля газораспределения применяются на ряде доменных печей Японии [22J, США [23] и западноевропейских стран [24-26].

Одним hi недостатков использования в качестве критерия распределения газового потока абсолютных значений тепловых потерь, является то, что уровень тепловых потерь зависит не только от газораспределения, но и от ТОЛЩИНЫ оставшейся футеровки и гариисажа, В процессе обновления гариисажа или разгара футеровки происходит увеличение тепловых потерь, которое не связано с изменением распределения газов.

1.4 Потери тепла с охлаждающей водой — комплексный показатель, характеризующий ход доменной печн.

На систему охлаждения печн приходится 90-95 % всех тепловых потерь (»]0 % от общих затрат на доменный процесс), поэтому тепловая нагрузка на охлаждаемые элементы является одним из интегральных параметров работы как в целом доменной печи, так и отдельных ее периферийных зон. В мировой практике широко распространены методы контроля тепловых потерь и использование этой информации для ведения доменной плавки (табл. 3). Причем отдельные фирмы [74] информацию о тепловых потерях считают приоритетной для выбора режима работы печн. Исследования [75] показали, что тепловые потерн интенсивно растут при сходе гариисажа и снижаются при его нарастании. Колебания тепловых потерь интенсифицируют разрушение футеровки |7б].

Тепловые потерн тесно связаны с объемом печи. Плотность теплового потока с I мг охлаждаемой поверхности печн возрастает на 50 % при изменении объема печн от 1000 до 5000 м®; в шахте печи плотность теплового потока увеличивается вдвое [88]. Это следует учитывать при определении оптимального уровня тепловых потерь для печей разного объема и регулировании толщины гаркнсажа по величине тепловых потерь.

Таблица 3. Методы контроля тепловых нагрузок. tl п Страт, фирма, город, печь. Вид н «ссю контроля нагрузок Источник информации

1 Франция Фирма atlsmor» Дюв-керк ДП-1 (У-1бООк*)ДГМ (V-3760 м1). Гсплосьсм с охлаждающей водой в naxtt и чплечиках |74|

2 США фирма fAnn со» Мидлтаун ДП-з Гсплосьсм и термопары РЧ

3 Фирма «сголлак» Д11-3 Гсплосьсм на заплечиках н вогауш-шх фурмах

4 ФРГ фирма aThyssen Act» г Шаельгеря Гемлеротурв футеровки шахты и геплосъем (И]

5 6 Япония фирма нНнппоп кокала Фукуяма ДП-з (V-4000 ы') Термопары в геле мидечиков на Трех н футеровки шахты на 5 гори-киггах

Австралия Фирма «ВгоксяНШ* в Порт-Кэмбля на печи объемом 3045 и5 Термопары в массиве футеровки и холодильниках (280 шт.) РЧ

7 Италия. Таранто. Фирм л «Ига- Термопары в футсродос н холо-шдмгнках шахты на 6 гориэоших 38 вгт.). на 8 горизонтах заплечиков 64 шт.) [ю]

8 ФРГ Фирма .'Tyssea AR* Дуйс-бурГ-РурфгДП-б 1 шахте термопары в тис холо-ТИЛЫШКОВ |81|

9 Фирма «Bcthlchcmslecb на печн объемом 3«82 м1 Герыопары в шахте и распаре уста-Е0ВЛС1Ш на кожухе. [12]

10 ФРГ Фирма «ДОШцт Himen Wariest Дшиш ген датчиков температуры и тепловых ютоков £») н Фирма «Republic Sled Согр» завод Warren печь объемом 1530 ы' <d,=S,5 м) 'осходомеры волы и термопары в МШКЧНЯИ на отводных трубках каждого контура EUI

Теоретический анализ процессов теплообмена между холодильниками шахты и рабочим пространством печн (89] показывает, что основными факторами, определяющими количество тепла, переданного системе охлаждения, является температура периферийного газа и толщина футеровки. Связь толщины остаточной кладки и гарнисазда с тепловыми потерями в шахте изучена подробно в [89]. Авторы измеряли толщину кладки и гарннсажа через отверстия, оборудованные по высоте шахты на 5-ти горизонтах. Во время работы печи определяли теплопотери с охлаждающей водой. Результаты исследования представлены в виде уравнения, связывающего тепловые потерн с толщиной оставшейся кладки и гариисажа: q-7S.I9-S2.63 6-17.4 £ (14) где q - удельный тепловой поток, МДж/ (ч м2) «У-толщина кладки с гарнисажем, м

Толщина кладки с гарннсажсм изменялись or 0.16 до 0,50 мм.

Влияние температуры газов в пенн на тепловые потерн сказывается при толщине огнеупорной кладке 0,16-0,40 м н выражается зависимостью; q = 'J35,0 + 0,36 Т- 0,Hff'f (15) где q - удельный тепловой ноток, МДж/ (ч м1)

Т- температура газа на периферии, м

При толщине футеровки более 0,4 м значительного влияния не обнаружено.

На величину тепловых потерь оказывает влияние состав шихты, например: увеличение доли окатышей от 0 до 25 % приводит к росту температур газа у стен печи при сужении высокотемпературной зоны в центре печи [90].

При проплавке большого количества неофлюсонанных окатышей на ММ К [91 ] отмечалось увеличение температурного перепада охлаждающей воды и потерь тепла в заплечиках. В отдельные сутки температурный перепад достигал 50-60 °С в заплечиках и 25*30 в распаре, вместо обычных 10-11 °С. Теплопо-тери в заплечиках н распаре во время опытных плавок возросли до 141,9 тыс. кДж/м3 час, вместо 87,6 кДж/м3 час в контрольном периоде, что свидетельствует об уменьшении толщины защитного слоя гарннсажа.

Применение неофлтосованных окатышей привело к разрыву процесса шлакообразования и к поступлению повышенных количеств закнеи железа в зону первичных шлаков. Температура плавления этих шлаков снижается и формируемый на их основе защитный слой гарнисажа становится неустойчивым. В работе [91] авторы низкую стойкость гарннсажа при проплавке окатышей объясняют истирающим действием шихты в условиях повышенного активного веса и расширения зоны потока материалов.

Длительный опыт работы доменным печей ОАО «НЛМК» показал тесную связь состояния гарнисажного слоя на заплечиках и общего перепада давления газа по высоте печи [92], Исходя из этого и используя установленную {84J качественную связь АР с геометрией зоны потока шихтовых материалов в доменной печи, на ОАО «НЛМК», как меру воздействия на условия образования гарнисажного слоя, избрали разность давлений «горячее дутьв - колошниковый газ», т.е. общий перепад давления ДР [92]. Необходимо отметить, что имеющиеся попытки [93] матсмал1ческого описания геометрии зоны потока, вследствие

33 большой неопределённости условий и связей, используемых в них, не могут рассматриваться иначе, как иллюстрация качественных связей, но не как обоснованные управляющие зависимости,

На ОАО «НЛМК» разработан и используется способ управления оптимальной толщины слоя гарнисажа в заплечиках путём контроля и изменения перепада давления «горячее дутьё - колошниковый газ» [92], Согласно этому способу оптимальной толщине гарнисажного слоя соответствует величина тепловых потерь -<2,0 - 63,1 тыс. кДж/(м: ч) в среднем в зоне заплечиков и при отклонении величины тепловых потерь более чем на ±10 % производят корректировку' перепада давления «горячее дутьё - колошниковый газ* соответственно знаку отклонения на 0,05 -0J5 атн Несоблюдение данных соотношений приводит к технологическому расстройству хода доменной печи.

Используя информацию о тепловых потерях с охлаждающей водой в заплечиках, можно косвенно судить о СОСТОЯНИИ толщниьг гарнисажного слоя рэ].

Установлено, что колебания и рост тепловых потерь, как правило, являются следствием неустойчивого теплового и шлакового режимов, Они характерны для печей с частыми переходами в режим «тихого хода» и остановками, Анализ динамики разрушения футеровки на доменной печн № 2 А в Рейихаузенс фирмы «Кгирр Slahlw (Крупп шталь), ФРГ, показал, что неровный ход приводит к износу футеровки на 2-4 % на 100 тыс. т выплавляемого чугуна, а работа с остановками и пониженным расходом дутья - на 5 % из-за развития периферийного хода [94].

Опыт работы доменных печей большого объема [95. 96] показывает, что, уменьшая количество периферийных газов и их температуру при развитии осевого потока ]-аэов, можно уменьшить тепловые потерн рабочего пространства печн (табл. 4) и улучшить темлсратуруно-тепловые условия работы кожуха печн и холодильников. Создавая у стен печн слой материалов с пониженной газопроницаемостью, выполняющий в определенной степени роль футеровки, и подбирая соответствующий дутьевой режим, можно существенно уменьшить количество и температуру периферийных газов и понизить тепловые потери, с

34 охлаждающей водой. Такой режим работы был реализован на доменных печах № 6 НЛМК и № 9 металлургичсского комбината «Криворожстэль» (см, табл. 4} [95, 96J. Графическая интерпретация данных представлена на рис. 8, 9.

Таблица 4. Влияние характера распределения газов по сечению печи на тепловые потерн с охлаждающей водой *, кВт [95,96]

Зона пени Характер гамВОГО нотока центральный периферий, ный центральный нери ферни -НЫЙ

Печь объемом 3200 ч Печь объемом 5000 mj

Лсшддь Горн Фурменная юна Заплсччкч Шахта 407/601 WW 1228 372/500 1Ш/1Ш 2334/4077 475/676 1127/1237 367Й44 1953/2244 4718/5970 710/1470 840/1260 320/460 2950/4410 3770/6210 850/1160 510/1070 260/350 1960/3020 1610/3020

Всего 5533/8274 8М0/Ю671 85W138I0 1 5190/8620 - в числителе - минимальные значения, в знаменателе - максимальные

Усиление движения газов по центру печн (COj = 4-6 %, I = 500 flC), приводит к уменьшению тепловых потерь во всех зонах печи [96, 97], Как видно из рис. 8 и 9 изменение характера распределения газов по сечению печи наиболее сильно сказывается на изменении величины потерь с охлаждающей водой в районе заплечикн-шахта Согласно работе [98] при перераспределении газов с периферии в сторону увеличения их количества по центру печи, расход кокса на покрытие тепловых потерь уменьшается от 10-20 кг/т чугуна до 2-3 кг/т чугуна.

Согласно работе [121] такое изменение тепловых потерь при различном газодинамическом режиме объясняется бифуркацией газа, т.е. его разветвлением на горизонтальные и вертикальные составляющие.

В [99] отмечается, что износ кладки уменьшается при центральном ходе доменной печи, который достигается при загрузке на се периферию мелкозернистой части шихты. Однако кольцевой участок у стен печн должен занимать минимальную площадь, что наиболее достижимо засыпными аппаратами лоткового типа [£00]. Мелкозернистая шихта у стен печи может выполнять роль защитной кладки, поэтому в момент задувки в районе заплечиков используют защитную кладку 100 мм. которая исчезала в течение

Рис. S Изменение величины тепловых потерь с охлаждающей водой по высоте доменной печн объемом 3200 м ' при различных режимах газораспределения (по данным [95, 96]), зона

Рис. 9 Изменение величины тепловых потерь с охлаждающей водой но высоте доменной печн объемом 5000 м при различных режимах газораспределения (по данным [95,96]). месяца после задувки и защитную роль играет гарннсаж н мелкозернистая шихта, расположенная у стен [99],

Однако загрузка периферии не должна превышать критического значения, определяемого ровностью хода печн [101], что особенно важно прн изменении шихтовых условий, когда идет активное обновление гарннсажа.

Оценка тепловых потерь по суммарному перепаду температуры охлаждаю-шей воды показывает, что в переходные периоды тепловая нагрузка на холодильники середины шахты может увеличиваться вдвое. Анализ изменений тепловых потерь прн усиленном центральном движении газового потока показал, что по динамике н величине тепловых потерь в этих условиях также могут быть определены зоны неустойчивого гарннсажа, искажения рабочего профиля печи и толщины футеровки.

При центральном движении газового потока тепловые потери, с охлаждающей водой, в районе заплечиков н шахты являются довольно динамичными, что преимущественно связано с обновлением гарннсажа. Поэтому работа с «подгруженной» периферией требует более четкого контроля явлений гарннса-жеобразовання (для этого и существует оптимум тепловых потерь в разных по высоте зонах печн}, которые связаны с дутьевым режимом, режимом загрузки и качеством шихты, Наиболее значительное влияние на тепловые потери печн с охлаждающей водой оказывает распределение газового потока и нарушения стабильности ее работы.

Опыт эксплуатации доменных печей показал, что в зависимости от распределения газового потока изменение величины тепловых потерь с охлаждающей волой происходит по разному на различных, по высоте печн, участках. Так, авторы [76] отмечали, что с усилением периферийного потока газов, происходит увеличение температуры кладки в заплечиках и распаре и се снижение в шахте, Т,о, при опенке уровня тепловых потерь необходимо иметь информацию об нх изменении по всей высоте доменной печн,

О важности постоянного контроля потерь тепла указывается в работе {102], Автор отмечает, что автоматическое непрерывное измерение потерь тепла в системе охлаждения может быть использовано для текущего контроля техноло

38 гического процесса и состояния гариисажа, позволяя обнаружить изменения на ранней их стадии, когда они еще не выявляются по другим признака. Исследование потерь тепла раздельно по зонам должно еще более повысить достоверность этой информации об изменениях о протекании доменного процесса. Как говорилось в предыдущем параграфе на, многих доменных печах мира производится оценка газораспределения на основе измерения тепловых потерь с охлаждающей водой в шахте, заплечиках и распаре, а также измерения температур кладки и холодильников на этих участках печн.

В настоящее время в отечественной практике тепловые потерн в автоматизированном режиме не измеряются, в том числе из-за отсутствия достаточно четких представлений об этом параметре f 103).

1,5 Обоснование постановки задачи по разработке способа оперативного контроля радиального распределении газового потока В современных условиях хозяйствования важное значение имеют такие показатели технического уровня развишя технологии доменной плавки как производительность доменной лечи и удельные затраты энергетических ресурсов (кокс, дополнительное топливо и кислород). В связи с этим, особое значен не приобретают вопросы минимизации расхода кокса на доменную плавку, а также взаимосвязи производительности доменной печи с параметрами энерго- и ресурсосбережения,

Являясь противоточным масео- и тсшгообмекным процессом, доменная плавка ужесточает требования к организации распределения газового потока по сечению печи. При эксплуатации мощных доменных печей газораспределение характеризуется организацией интенсивного центрального газового потока. При этом степень развития периферийного газового потока определяется качеством сырья, более высокому качеству сырья соответствует меньшая степень развития периферийного газового потока и наоборот.

Решение задач ресурсосбережения привело к развитию технологии рецик-лннга железосодержащих шламов и пылей путем их окусковання и проплавки в доменной печн.

Такая технология была опрпобована на ОАО «НЛМК» ft 22, 123]. Железосодержащие шламы окусковывались методом агломерации и брикетирования, после него полученный материал проплавляли в доменной печн. Результаты плавок показали, что при проплавке агломерата и брикетов происходит нарушение газодинамики, обусловленное отличием физико-химических свойств полученных материалов.

Вышесказанное выдвигает на первое место задачи по организации рационального газораспределения и разработку способов его контроля и приемов управления, позволяющих предотвращать нарушение газодинамики на более ранних этапах. Особенно остро этот вопрос встает при реализации технологии резиклннга на мощных доменных печах» особенно при наличии значительных количеств цинка в шихтовых материалах.

Исследования [120] показали, что нарушение нормального газораспределения происходит б районах печн, где падение давления газового потока имеет наибольшую величину. В современных условиях доменной плавки, характеризующейся использованием подготовленного сырья, основное падение давления происходит в нижней чает печн, в районе зоны размягчения (когезин). На основании моделирования [119] и результатов разбора замороженных доменных печей [115], предельное нижнее положение корня зоны когезни (при центральном ходе печи) находится на уровне заплечиков, а его максимально высокое положение (при периферийном ходе) находится на уровне 1/3 высоты шахты, Контроль за газораспределением в указанном районе печи позволит реагировать на его изменение в момент появления, что должно повысить оперативность регулирования и поможет предотвращать возможные нарушения хода доменной плавки.

Мировой опыт эксплуатации доменных печей показа;!, что изменение газового потока в нижней части печи, влияет на тепловые потерн с охлаждающей водой.

Автоматическое непрерывное измерение потерь тепла в системе охлаждения может быть использовано для текущего контроля газораспределения, позволяя обнаружить изменения в нем на ранней стадии, когда они cine не выяв

40 ляются гю другим признакам, Исследование потерь тепла раздельна по зонам ctne более повышает достоверность этой информации об изменениях в протекании доменного процесса.

Т.о. разработка новых критериев и приемов управления газораспределением, основанных на информации о тепловых потерях с охлаждающей водой является одним из направлений по решению указанных задач,

Выводы

I Основная физико-химическая сущность доменного процесса заключается в том. что тепло- н массообменные процессы между газовым потоком н шихтой совершаются в режиме нх протнвоточного движения, В связи с этим решающим фактором высокой эффективности плавки является организация в печи рационального распределения газов по сечению, обеспечивающую высокую степень использования химической н физической энергий газового потока при заданной производительности доменных печей

2- Анализ работы мощных доменных печей показывает, что наилучшие технико-экономнчсскне показатели достигаются при таком распределении газов по сечению печи, когда основные газовые потоки движутся по узкому пе-рнферииному кольцу н по центру столба шихты, называемого «осевой отдушиной к. Показателями, отражающими меру перераспределения газового потока по сечению печи, являются температура и химический состав газов в различных секторах плошадн столба шихты. Например, максимальная удельная производительность мошных доменных печей объемом 3200 м3 и более достигается при явно неравномерном распределении газов па сечению печи, когда содержанием COj в центральной отдушине 3-5 %, на периферии - 17-22 %,,

3, Теория н практика доменного производства накопила немалый опыт целенаправленного регулирования распределением газового потока по сечению печи. Имеется богатый арсенал критериев н показателей оценки распределения газов. Обшнм нх недостатком является то, что в своем большинстве они отражают распределение газов на выходе нз столба шкхты. Между тем опыт показывает, что информация о распределении газов, полученная путем измерения их параметров вверху столба шихт, не всегда тождественна распределению газов в нижней н средней частях печи.

4. Взаимосвязь распределения газов по сеченню печи с техинко-экономическими показателями доменной плавки обусловлена не только факторам контакта потоком шихты и газа, но еще и фактором теплообмена между газовым потоком и огнеупорной кладкой, выражаемого через тепловые потерн с охлаждающей водой. Опыт работы мощных доменных печей в России и за ру*

42 бежом показывает, что путем уменьшения количества газов, движущихся по периферийному кольцу, и увеличения их количества в центре печн, достигают снижения тепловых потерь с охлаждающей водой и увеличения эксплуатационной службы кожуха к холодильников печн.

5. Исследования влияния радиального распределения газов на тепловые потери с охлаждающей водой в холодильниках, защищающих огнеупорную кладку в нижней части печн, соответствующей нижней ступени теплообмена, имеет целью установление оперативного способа управления распределением газов с целью достижения высоких технико-экономических показателей доменной плавки.

1. Исследования, проведенные на доменной печи объемом 3200 м , устано вили, что при условии высокой интенсивности плавки газовый поток ха рактеризуется следующими параметрами: • количество газов 7500-8300 м3/мин; • теоретическая температура горения 2100-2150 С; • состав газов: СО - 35-40 %; Н2 - 10-15 %; N2 - 45-55 %; • степень использования СО = 48-50 %.2. Характер распределения газов по горизонтальному сечению столба ших ты устанавливают путем сравнения количества газов, движущихся по 4-

ем кольцевым площадям: 1 - периферийное кольцо (S = 18/12 м ), при мыкающее к огнеупорной кладке, 2 - зона рудного гребня (S = 90/40 м2), 3 - промежуточная зона (S = 7/7 м2) и 4 - центральная зона (S - 4,3/4,3

2). В зависимости от того, по какой зоне движется наибольшее количе ство газов, газодинамические режимы называют: «периферийным», «цен тральным» и «центрально-периферийным». В связи с тем, что характер движения газов во многом определяет результаты плавки, эти термины употребляют для характеристики хода печи.3. Каждый из газодинамических режимов характеризуется вполне опреде ленным интервалом скорости движения газов в заданной зоне столба шихты. Усиление движения газов в пределах данного газодинамического режима по - разному влияет на интенсивность теплообменных процессов между газовым потоком и огнеупорной кладкой в заплечиках и в шахте

4. На основании исследований установлено, что каждому газодинамическо му режиму соответствует вполне определенное соотношение тепловых нагрузок на огнеупорную кладку, кожух и холодильники в заплечиках и в низу шахты. Регрессионно-корреляционный анализ показал довольно тесную статистическую связь между характеристиками газового потока и показателем, выражающим количественное соотношение тепловых по 123 терь с охлаждающей водой в заплечиках и в низу шахты. Численно он ра вен: где Q"" - тепловые потери с охлаждающей водой в заплечиках, тыс.кДж/т чугуна.Q?'2 - тепловые потери с охлаждающей водой в распаре-низу шахты (первый ряд холодильников), тыс. кДж/т чугуна.5. В зависимости от газодинамического режима работы доменной печи теп ловые потери с охлаждающей водой, нагреваемой в холодильниках, со ставляют, тыс. кДж/т чугуна: Газодинамический режим рабо ты Периферийный Центральный Центрально-периферийный Заплечики Распар-низ шах ты

6. Установлена четкая связь между характером распределения газового пото ка по сечению доменной печи и значениями коэффициента К. На основа нии полученных связей, были определены области значений коэффициента Я", характерные для центрального, центрально-периферийного и перифе рийного хода доменной печи: Центральному газодинамическому режиму соответствуют значе ния коэффициента К 2,0 и ниже; Периферийном газодинамическому режиму соответствуют значе ния коэффициента К 2,7 и выше; Центрально-периферийному газодинамическому режиму соответ ствует диапазон изменений коэффициента К от 2,0 до 2,7.7. В результате проведенных исследований, установлена четкая связь между коэффициентом К и параметрами комбинированного дутья. На основе по лученной связи определены количественные значения параметров комби 124 нированного дутья, необходимые для регулирования распределением газо вым потоком.8. Расчет тепловых балансов доменной плавки, выполненный применительно к доменной печи объемом 3200 м\ показал, что усиление периферийного потока газов приводит к росту расхода тепла на выплавку чугуна. На прак тике это выражается в увеличении удельного расхода кокса на 1,4-13,7 кг/т чугуна.9. Выявлены границы оптимальных (с точки зрения достижения максималь ной производительности) значений коэффициента К, равные 1,7-2,1 и 2,1-

2,5, соответственно при низкой (1с = 840-890 кг/м3 сут) и высокой (1с = 980-1050 кг/мЛ сут) интенсивности доменной плавки. Максимальные зна чения производительности при низкой и высокой интенсивности состав ляют соответственно: 6800 и 7600 т/сут при суммарных затратах тепла 10208 и 10013 МДж/т чугуна. Соответствующий расход кокса составляет 430 и 410 кг/т чугуна.10.С точки зрения достижения минимального расхода кокса границы опти мальных значений коэффициента К составляют для низкой (I t = 840-890 кг/м3 сут) и высокой (1

- 980-1050 кг/м3 сут) интенсивности доменной плавки соответственно 1,7-2,1 и 1,8-2,2. Минимальный расход кокса со ставляет 430 кг/т и 400 кг/т соответственно, при производительности 6800 т/сут и 7400 т/сут.И.При одинаковом составе железорудного сырья и количестве горновых га зов увеличение производительности доменной печи достигают усилением периферийного потока газов. Это приводит к росту интенсивности тепло обменных процессов на границе огнеупорной кладки и газового потока, что отражается увеличением численных значений коэффициента К с 2,0 до

12.На основе полученных зависимостей определены количественные значе ния параметров комбинированного дутья и режима загрузки, позволяющие использовать критерий К для управления газораспределением в доменной

13.Анализ работы доменной печи № 6 в условиях технологического рас стройства, вызванного неровной работой и нарушением газодинамическо го режима, которое проявилось в образовании излишнего гарнисажа пока зал, что: критерий К реагирует на изменения в газораспределении раньше общепринятых показателей; достижение критерия /("значения меньше 1,5 в условиях неровного хода и существующего качества шихты сигнализирует об образовании излишнего гарнисажа и потере объема печи.14.Разработан способ, позволяющий управлять газораспределением в домен ной печи. Особенностью данного способа является оценка радиального га зораспределения в низу печи и определение нарушения в газодинамиче ском режиме на более раннем этапе. Предложена блок-схема алгоритма управления режимом работы доменной печи на основе информации об из менении значения коэффициента К.

1. Работа мощных доменных печей Криворожского металлургического завода. / В.А. Шатлов, В. И. Логинов, М. Кутнер и др. // Экспресс - информация. Серия 4 Выпуск №7 1975 г.

2. Тлеагубов СМ. Влияние активного давления столба шихты и распределения газового потока по интенсивность плавки в доменной печи. / СМ. Тлеагубов, Б.С. Торопыгин, В.И. Елисеев //Сталь. 1972 г. №2. с.101-103.

3. Совершенствование технологии доменной плавки в условиях Карагандинского металлургического комбината. / Б.Н. Жеребин., П.П. Мишин, А.Е. Пареньков, А.А. Никитин, В В. Волков. // Сталь. 1974. №12. с. 1068-1073.

4. Исследование распределения скоростей газа в доменных печах. ММК. / Ю. Н. Овчинников, Ю.В. Яковлев, В.Б. Щербатский ,Н.А. Спирин ,В. Новиков.//Сталь. №5 1978 г. с. 391-395.

5. Совершенствование технологии доменной плавки на печи объёмом 2700 м3 Череповецкого металлургического завода. / В. А. Улахович, В. И. Солодков, А. П. Котов, В.Ф. Новиков. // Сталь. 1978 г. №6. с. 492-497.

6. Влияние использования газа на показатели работы доменных печей завода им, Дзержинского. / В. И. Логинов, Г. Ю. Крячко , П. К. Лебедев, В. И. Тимошенко, О.А. Бабенко. // Сталь. 1979.№ с. 88-93.

7. Оценка газового потока доменной печи объёмом 2700м3 / Г. М. Никитин, В. Н. Вакулин, Б. Г. Пластинин. В. В. Емушинцев,Г. Л. Цымбал. // Сталь №10. 1979-г. сю 745-746.

8. Состав газа и расплава в горне доменной печи объёмом 3200м3 / Э. К. Шепе- товский, Ф. Н. Москалина, Н.С Антипов, Г. Н. Урбанович.//Сталь. 1981. №5 с 8-10.

9. Исследование газораспределения в доменной печи большого объёма. / В. И. Большаков, СТ. Шулико, В.В. Канаев. Ф.М. Шутылев, Г К. Васинев. // Сталь.№12. 1999. с. 5-8.

10. Работа доменной печи в формированном режиме. / А.А. Гришкова, В.М. Клемперт, Ф. В. Федулов, Л. П. Быльева. // Сталь. 1987 г. №9 с. 17-22.

11. Исследование газораспределения по сечению шихты, при различных режимах работы доменной печи. / Э. А. Шепетовский, СТ. Шулико, Т. Ю. Воронин, А. Г. Поторока, М.А. Альтер // Металлургическая и горнорудная промышленность 1990 № 2 с. 7-9

12. Стойкость шахт доменных печей. / В.А. Улахович, В.И. Солодков, В.А. Шатлов, Н.Д. Егоров, В.И. Нетронин. // Сталь 1983 г. № 8 с. 34-38

13. Бондаренко М.Я. О регулировании газового потока в доменной печи изменением параметров воздушных фурм / М.Я. Бондаренко, А.И. Бондаренко // Сталь 1972 г. №7 с. 587-589

14. Оценка распределения газового потока в доменной печи. / В.М. Клемперат, Ю.И. Базалинский, А.А. Гришкова, М.М. Френкель, Б.Ф. Чернобривец, Н.С. Антипов // Сталь 1984 г. № 5 с. 10-12

15. Контроль распределения температур поверхности засыпи на колошнике доменной печи. / М.Н. Байрака, Н.С. Гринштейн, А.К. Тараканов, О.И. Леонов, В.И. Большаков // Сталь 1985 г. № 4 с. 3-7

16. Sakura Shojl, Lasuno Motozo. "Transaction of the iron and steel instit. of Jap." 1985 25 №7 608-615 (РЖМет 1985 12B227)

17. Schiller B. Spirko E. J., Srekrik F.E. et al. "Iron and steelmaker" 1984 11 № 1 12-18 (РЖМет 1984 7B200)

18. Pesonen J. Saarelainen E. "Autom. Mining, Miner and Metal Process, 1983 Proc. 4,h IFAC Symp., Helsinki 22-25 Aug. 1983" Oxford e.a. 1984 387-392 (РЖМет 1985 5B252)

19. Vecchiola G., Giuli M. "Revue. De metallurgie" 1984 81 № 5 369-383 (РЖМет 1984 11B183)

20. Genter Klaus, Haas Hansde, Honing Manfred, Husing Karl-Rudiger, Lewin Hans- Gunther, Polka Karl-Heinz, Schulz Gunther, Trager Bernhard, Trager Friedrich. "Stahl und Eisen" 1983 103 № 15-16 45-60, 86, 87. (РЖМет 1983 12B197)

21. Kajikawa S. Yamamoto R., Kishimoto S., Fukushima Т., "Iron and steelmaker" 1983 10 № 9 34-43 (РЖМет 1984 5B224)

22. Fleming G., Schmit R., Tonteling P. "Proc. 42nd Ironmak С Conf., Atlanta. Ga. 17-20 Apr. 1983. New York. N.G.., 1983 467-471 (РЖМет 1985 7B203)

23. Работа доменной печи на холодном дутье, содержащем 30 % кислорода. / Н.Н. Бабарыкин, Н.М. Крюков, Л.Я. Левин, B.C. Новиков, Ю.В. Яковлев // Сталь 1975 г. № 9 с. 784-790

24. Первый опыт работы доменной печи объемом 2000 м НЛМЗ с обогащением дутья кислородом до 40 %. / З.И. Некрасов, Н.С. Антипов, Н.М. Можаренко. Ф.Н. Москалина// Сталь 1981 №7 с. 7-9

25. Улахович В.А. К вопросу о применении природного газа и кислорода в доменной плавке / В.А. Улахович, В.И. Солодков, В.И. Нетронин // Сталь 1981 № 9 с. 7-9

26. Влияние распределения дутья по фурмам на газовый поток в доменной печи. / К.М. Бугаев, В.М. Антонов, Г.В. Варшавский, А.Д. Гречинин, В.Л. Лозовой //Сталь 1987 г. №2 с. 17-22

27. Повышение степени использования газа в доменных печах путем применения новых систем загрузки / В.Г. Воскобойников, Б.Ф. Чернобривец, В.В. Капорулин. А.Н. Пухов, В.А. Завидонский// Сталь 1982 г. №3 с 10-13.

28. Особенности распределения материалов в доменной печи объемом 5000 м с бесконусным загрузочным устройством / В.Л. Покрышкин, В.И. Большаков, И.Т. Хомич, В.П. Грищенко, Л.Ю. Зарембо // Сталь 1982 г. № 11 с. 13-16

29. Тараканов А.К. Автоматизированный выбор режима загрузки доменной печи с загрузочным устройством лоткового типа / А.К. Тараканов, Н.С. Грин- штейн, М.Н. Байрака //Сталь 1986 г. № 5 с. 11-16

30. Шепетовский Э.А. Рациональное формирование столба шихты в доменной печи. / Э.А. Шепетовский//Сталь 2003 г. № 5 с. 11-15

31. Большаков В.И. Научное обоснование стратегии управления распределением шихты при использовании БЗУ / В.И. Большаков // Сталь № 4 2002 г. с. 37-42

32. Доменная плавка с окатышей с использованием Лисакоского сырья / Б.Н. Жеребин, А.Е. Пареньков, А.А. Никитин, В.В. Волков, А.Д. Бушмакин // Сталь № 7 1977 с. 595-599

33. Жеребин Б.Н. Неполадки и аварии в работе доменных печей / Б.Н. Жеребин, А.Е. Пареньков, В.В. Бабанаков // Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 2001 г. 397 с.

34. Логинов В.И. Влияние структуры столба шихтовых материалов на ход доменной плавки / В.И. Логинов, К.А. Мусиенко, В.И. Кучеров // Сталь № 8 1986г.с. 11-15

35. Половченко И.Г. Изучение причин образования настылей в доменных печах завода имени Дзержинского в 1949-1950 гг. / И.Г. Половченко // Сборник статей «Настыли в доменных печах» М.: Металлургиздат 1953 г. с. 62-140

36. Лукашов Г.Г. и др. // Сталь 1963 г. № 3 с. 198-201

37. Котов К.И. О влиянии диаметра фурм и кинетической энергии дутья на работу доменной печи / К.И. Котов // Сталь 1967 г. № 11 с. 994-996

38. Долматов В.А. Выбор оптимальной кинетической энергии дутья и ликвидации горения воздушных фурм на Карагандинском металлургическом заводе /В.А. Долматов, А.Б. Гловацкий, В.И. Хавкин //Сталь 1964 г. № з с. 207-210

39. Готлйб А.Д. Доменный процесс: Учеб. для вузов. Изд. 2-е, перераб. и доп./ А.Д. Готлйб М.: Металлургия. 1966. - 503 с.

40. Андронов В.Н. Современная доменная плавка: Учеб. пособие. / В.Н. Андронов -СПб.: СПбГТУ, 2001.

41. Исследование распределения шихтовых материалов в шахте доменной печи объемом 5000 м3 Криворожского металлургического завода / З.И. Некрасов, М.Т. Бузоверя, Ф.Н. Москалина, И.Т. Хомич, В.Л. Покрышкин // Сталь 1981 г. №9 с. 12-15

42. Исследование работы газового потока по радиусу доменной печи. / П.Г. Ва- сюра. Л.П. Брусов, Л.М. Рудаков и др. // Сталь 1989 № 4 с. 4-6

43. Рациональное распределение шихты на колошнике доменной печи большого объёма. / А.К. Тараканов, Н.Ш. Гринштейн, З. Немченко и др. // Металлург 1985 №11 с. 9-11

44. Использование СО и Н: и распределение газового потока по радиусу колошника доменной печи большого объёма. / Л.П. Брусов, Г.Г. Васюра, В.М. Минаев и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность 1987 №3 с. 1-3

45. Control of blast furnace burden distribution / Maeda H., Ydshimoto H., Ichigucbi J. and al.// Nippon Steel Technical Report. 1987 19-31

46. Исследование газораспределения по сечению шахты при различных режимах работы доменной печи / Э.А. Шепетовский, СТ. Шулико, Г.Ю. Воронин и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность 1990 № 2 с. 7-9

47. Улахович В.А. Выплавка чугуна в мощных доменных печах. / В.А. Улахо- вич- М.: Металлургия, 1991 172 с.

48. Большаков В.И. Теория и практика загрузки доменной печи / В.И. Большаков - М.: Металлургия, 1990 г. 256 с.

49. Управление газораспределением в доменной печи, оборудованной бесконусным загрузочным устройством / В.И. Большаков, Н.А. Рослик, Ф.М. Шу- тылев и др. // Сталь 1995 г. № 7 с. 15-19

50. Большаков В.И. Опыт создания конструкции и эксплуатации бесконусных загрузочных устройств / В.И. Большаков // Сталь 1997 г. № 6 с. 13-18

51. Большаков В.И. Рациональный режим работы вращающегося распределителя шихты бесконусного загрузочного устройства / В.И. Большаков, Ф.М. Шутылев // Сталь 1988 г. № 3 с. 17-20

52. Антипов Н.С. Опыт эксплуатации системы охлаждения доменной печи № 6 НЛМК / Н.С. Антипов, Е.Е. Гаврилов, А.В. Бородулин // Сталь 1987 г. № 7 с. 12-15

53. Воловик А.В. К вопросу об автоматическом управлении распределением газов по сечению печи с помощью систем загрузки / А.В. Воловик, В.Г. Аносов // Сталь 1966 № 7 с. 18-22

54. Тарасов В.П. Газодинамика доменного процесса.- 2-е изд. перераб. и доп. / В.П. Тарасов -М.: Металлургия, 1990. 216 с.

55. Способ контроля и регулирования распределения материалов и газов по сечению доменной печи. / Л.А. Бялый, Е.И. Райх, К.К. Шкодин и др. // А.с. 1682402А1 МПКС21В7/24

56. Дружков В.Г. Методы оценки равномерности распределения материалов и газов по радиусу доменной печи. / В.Г. Дружков, Л.В. Летанина // Производство чугуна: Межвуз. сб. Магнитогорск: МГМИ 1990 с. 22-29.

57. Ковшов B.H. Исследование взаимосвязи газодинамического сопротивления и газораспределения в движущемся столбе доменной шихты. / В.Н. Ковшов, В.А. Петренко, Н.В. Терещенко // Изв. Вузов Ч.М. 1981 № 12 с. 17-20.

58. Исследование распределения скоростей газа в доменных печах ММК / Ю.Н. Овчинников, Ю.В. Яковлев, Щербатский и др. // Сталь 1978 № 5 с. 391-395

59. Паршаков В.М. Количественная оценка распределения газового потока в доменной печи / В.М. Паршаков // Основы автоматического управления доменным процессом: Тез. докл. Днепропетровск 1968 с. 12-13.

60. GraffeuiUe F., Jusseau N., Schneider M., Mosser F., Nicolle R.: The drive towards coke rates less than 300 kg from the concepts to the practice. Proceeding 2nd EIC 1991 S 233/246

61. Control du fouctionement des hausta Usiaor Dunkerque F. Jraffeuille, M. Burteaux, С Le scour and ot H.F. 80 Congress haul foumeau. Aries. 1980 № 1. P.l

62. Burteaux M. Zes. Plagues de refroidissement ou stave coolers Usinor // Revue de Mettallurgie. 1983. № 8-9. P. 641-647 (цитир. По РЖМет. 1984. 2B 243).

63. Resultats at marche des foumeaux Lorrais hauts fournaux de Solleac. Schneider M-, Loubert J.P. Druet J.P. fnd at Revue de Metallurgie 1983 № 6 p. 459-474

64. Петере K.X. Результаты эксплуатации доменной печи на заводе в Швельгер- не после реконструкции. / К.Х. Петере, Г.В. Фогельпот, В. Вильяс // Черные металлы. 1984. № 22 с. 18-23 80.3аявка 2131529, Великобритания, МКИ Г27 В 1/10

65. Характеристика доменной печи № 6 завода фирмы Тиссен Шталь в Дуйсбург - Рурорте / К.Х. Петере, В. Флоксеннаар, Смете и др. // Черные металлы. 1985 № 3 с. 26-33.

66. Strumple L.A., Rosi М.А. Efforts to prolong living life atBethlehem Steels "L" Blast Furnace. Proceedings 43 Ironmaking Conference, 1984№43p. 173-177 83,Патент 56-9247. Япония МКИ С 21 В 9/00

67. Контроль состояния гарнисажа в доменной печи. / Г.В. Горбунов, Н.Н. Баба- рыкин, И.П. Манаенко и др.//Металлург № 10, 1981

68. Удовенко В.Г. Исследование доменного процесса при выплавке передельного чугуна / В.Г. Удовенко. В.А. Марсувеский, В.С .Новиков // Сталь 1985 № 8.

69. Андоньев СМ. Охлаждение доменных печей. СМ. Андоньев, О.В. Филипь- ев, Г.А. Кудинов / - М.: Металлургия 1972 г.

70. Крамер X. Охлаждение доменных печей - теоретические основы. / X. Крамер, Стрибер // Черные металлы 1986 № 5

71. Сокращение тепловых потерь доменных печей. / А.В. Бородулин, В.В. Кана- ев, Н.Н. Кобеза и др. // Сталь 1984 № 2

72. Оценка влияния некоторых факторов на тепловые потери с водой охлаждающей шахту доменной печи. / В.Е. Левченко, Н.Г. Васильев, М.Е. Алпаев и др. // Известия ВУЗов Ч.М. 1986 № 9 с. 39

73. Достижения в регулировании распределения газового потока на доменных печах завода Port Kembla. Lovcocb К., Warner R.E., H.F. 80 Cong. Int. Fou et haut-foumeauteetprat., Aries 2-4 jiun 1980 Vol. 1.

74. Исследования износа шахты доменной печи. / Н.Н. Бабарыкин, Г.В. Горбунов, Н.П. Манаенко и др. // Сталь 1982 № 1

75. Чернобривец Б.Ф. Практика доменного производства / Б.Ф. Чернобривец, В.В. Капорулин, В.А. Завидонский - М: Металлургия 1992 113с.

76. Работа системы охлаждения верха доменной печи / Е.Е. Гаврилов, В.Л. По- крышкин, В. В. Канаев и др. // Вопросы производства чугуна в доменных печах. М.: Металлургия 1984. с. 43-46

77. Совершенствование системы охлаждения доменной печи объемом 5000 м / А.В. Бородулин, М.Д. Жембус, В.В. Канаев и др. // Металлургическая и горнорудная промышленность 1980 № 3. с. 28-30

78. Weidenmueller Н., Hille Н., Bellaire К. Blast furnace cooling systems // Iron and Steel Engineer 1986. № 4 P. 48-57.

79. Бородулин А.В. Инверсия температурного поля и проблемы устойчивости работы доменной печи / А.В. Бородулин, Н.М. Можаренко, А.П. Пухов // Стань 1993 г. с. 15-20

80. Роземени Д. Влияние загрузки шихты на температурные напряжения в стенах доменной печи. / Д. Роземени // Черные металлы 1976 №. 4

81. Роммани Д. Теория и практика работы доменных печей с плитовыми холодильниками / Д. Роммани Д. Винцер // Iron and Steel Ing. 1979 № 1

82. Стойкость шахт доменных печей / В.А. Улахович, В.И. Солодков, В.А. Шатлов и др. // Сталь 1983 № 8 с. 34

83. Кожух В.Я. Контроль потерь тепла в доменной печи / В.Я. Кожух // Сталь 1965 г. №4 с. 298-301

84. Китаев Б.И. Теплообмен в доменной печи / Б.И. Китаев, Ю.Г. Ярошенко, Лазарев Б.Л. М.: Металлургия 1966 355 с.

85. Разработка и применение математической модели пластичной зоны доменной печи. Inaba Shinichi, Kobayashi Isao, Isobe Mitsutoshi, Takano Sei «Ко- бэ сэйко гихо, Kobe Steel Eng. Repts», 1984, 34 № 4 59-64 (РЖМет 1985 5B 161)

86. Львовский E.H. Статистические методы построения эмпирических формул: Учеб. пособие. / Е.Н. Львовский - М.: Высш. Школа 1982 - 224 с.

87. Современные доменные печи ФРГ Экспресс-информация. Выпуск № 20 1985 г. с. 8-15

88. Теплотехнический анализ оптимального соотношения параметров футеровки и системы охлаждения шахты доменной печи / А.С. Пляшкевич, К.К. Стрелов, А.С. Фрайдерберг, Н.Н. Сорокин // Сталь 1976 № 3 с. 209-213

89. Behavior of cohesive zone in blast furnace. Tashiro K., Kanayama U., Нага Y., Okuno Y„ Fujita K. " HF 80 Congr. Haut. Fourneau, Aries, 1980 Vol 1" S. 1, 1980, III 1Л - Ш 1Л1 (РЖМет 1982 9B 167)

90. Ohno Yotaro e.a. "Tetsu to hagane, J. Iron and Steel Inst. Jap.", 1984, 68, № 4, 112 (РЖМет 1982 1 IB 138)

91. Применение математических методов и ЭВМ для анализа и управления доменным процессом. /И.Г. Товаровский, Е.И. Райх, К.К. Шкодин В.А. Ула- хович - М.: Металлургия 1978 264 с.

92. Рамм А.Н. Современный доменный процесс / А.Н. Рамм М.: Металлургия 1980 304 с.

93. Товаровский И.Г. Доменная плавка. Эволюция, ход процессов, проблемы и перспективы / И.Г. Товаровский Днепропетровск: Пороги 2003 596 с.

94. Повышение производительности доменной печи Экспресс-информация. Выпуск № 20 1985 г.

95. Курунов И.Ф. Расчет потерь тепла в доменных печах при математическом моделировании процесса / И.Ф. Курунов, Лавани, Л.А. Фурсова, А.И. Ис- теев, А.В. Ганчев // Пр-во чугуна: Межвуз. сборник. Магнитогорск. МГМИ 1992 г. с. 35-42

96. Жеребин Б.Н. Неполадки и аварии в работе доменных печей / Б.Н. Жере- бин, А.Е. Пареньков - Новокузнецк 2001 г. с. 276

97. Леонидов Н.К. Газодинамика, профиль и стойкость футеровки доменной печи / Н.К. Леонидов, В.Л. Покрышкин // Пр-во чугуна: Межвуз. Сборник МГМИ - Свердловск: изд. УПИ, 1987 г. с. 53-60

98. Курунов И.Ф. Опыт использования в шихте доменной печи брикетов из железосодержащих шламов / И.Ф. Курунов, В.М. Кукарцев, И.С. Яриков, В.Л. Емельянов, В.Н. Титов // Металлург № 10, 2003 г. с. 36-38

99. Курунов И.Ф. Производственный рециклинг железосодержащих шламов путем их окускования и проплавки в доменной печи (опыт ОАО НЛМК) / / И.Ф. Курунов, В.М. Кукарцев, И.С. Яриков, В.Л. Емельянов, В.Н. Титов // Сталь № 102003г.с. 15-19

100. Курунов И.Ф. Опыт промышленного испытания шунгита при выплавке передельного чугуна в мощной доменной печи / И.Ф. Курунов, И.С. Яриков, С. Ляпин, Д.Д. Иванов, В.Н. Титов, И.И. Туктамышев // Сталь № 7 2003 г. с. 9-13

101. Металлургия чугуна: Учебник для вузов. 3-е изд. перераб. и доп. / под редакцией Ю.С. Юсфина. - М.: ИКЦ «Академкнига», 2004. - 774 с : ил.

102. Титов В.Н. Методика расчета степени прямого восстановления / Титов В.Н., Иноземцев Н.С., Коршиков Г.В. // Теория и технология производства чугуна и стали - сб. научн. трудов. Липецк: ЛЭГИ. 2000 - 259 с.