автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Теплотехническое исследование процесса агломерации и совершенствование технологии и техники для производства агломерата

"Проектно-конструкторское бюро металлургической теплотехники и энерготехнологии цветной металлургии" (ОАО "ПКБ "Энергоцветмет") Всесоюзный научно-исследовательский институт металлургической теплотехники (ОАО "ВНИИМТ")

ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ

ПРОЦЕССА АГЛОМЕРАЦИИ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ И ТЕХНИКИ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА АГЛОМЕРАТА

05.16.02 - Металлургия черных, цветных и редких металлов

На правах рукописи

Фролов Юрий Андреевич

Диссертация

в виде научного доклада на соискание ученой степени доктора технических наук

Екатеринбург - 2005

Официальные оппоненты:

с.н.с, доктор технических наук Боковиков Б.А.

доктор технических наук, профессор Дмитриев А.Н.

доктор технических наук, профессор Лобанов В.И.

Ведущая организация Московский государственный институт

стали и сплавов (технологический университет) (г. Москва)

Защита состоится 20 мая 2005 г. в 15 часов на заседании диссертационного совета Д 212.285.05 при Уральском государственном техническом университете - УПИ по адресу: 620002, г. Екатеринбург, ул. Мира, 19, ауд. I (зал Ученого совета). Тел/факс ученого секретаря совета - 8 (343) 374-38-84.

С диссертацией в виде научного доклада можно ознакомиться в библиотеке Уральского государственного технического университета - УПИ.

Диссертация в виде научного доклада разослана "20" апреля 2005 года.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор

Карелов С.В.

/

ОГЛАВЛЕНИЕ

Общая характеристика работы 4

1. Базовые модели для решения прикладных задач.................7

1 1 Модель тепломассообмена в слое спекаемой шихты 7

1 2 Модель газодинамической работы агломерационной машины 11

2 Загрузка шихты на агломерационную машину 12

3. Внешний нагрев слоя спекаемой шихты 20 3 1 Особенности сушки и конденсации влаги в слое шихты 19 3 2 Зажигание агломерационной шихты 21 3 3 Комбинированный нагрев шихты 26

4. Газодинамическая работа агломерационной машины 30

5. Тепловая стабилизация спека и охлаждение агломерата 35 5 1 Тепловая стабилизация спека 35 5 2 Охлаждение спека на агломашине 36 5 3 Охлаждение агломерата на линейном охладителе 37

6. Тепловая работа паллет агломерационной машины...............38

7. Топливосбережение при агломерации...................40

7 1 Подготовка твердого топлива 40

7 2 Замена коксового топлива тощими углями 41

7 3 Теплотехническая оценка процесса агломерации 43

Заключение 47

Список трудов 47

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность работы. Вследствие своей специфики и массовости способ агломерации железорудных материалов характеризуется большими топливно-энергетическими затратами и выбросами вредных веществ в атмосферу.

Работы ученых Ленинградской, Липецкой, Московской, Сибирской, Украинской и Уральской школ, зарубежных исследователей заложили базовые знания и технологические основы процесса агломерации. На Урале теоретические и практические задачи в этой области решались, наряду с рядом академических, учебных, научно-исследовательских и проектных организаций, во Всесоюзном НИИ металлургической теплотехники, вначале Н.М. Бабушкиным и В.Н. Тимофеевым, а с начала 70-х годов - в лаборатории теплотехники агломерации и смежных лабораториях под руководством автора. К таким задачам относятся формирование слоя шихты на ленте, зажигание шихты и комбинированный нагрев слоя, модернизация площадей спекания аглома-шин и их газоотводящих трактов, модернизация и создание новых нагнетателей, спекание шихты в высоком слое, замена кокса углями, разработка оптимальной конструкции колосниковой решетки, охлаждение агломерата. Задачи, как правило, выполнялись в рамках программ ГКНТ и отраслевых, и в содружестве с предприятиями и институтами "Уралэнергочермет", НИИ-ТЯЖМАШ, Уралмеханобр, Южуралмашзавод.

Значительный цикл прикладных и внедренческих работ был выполнен автором в качестве эксперта в конце 80-х и в 90-х годах в НИЦ Министерства Стали в Индии (RDSIS), где в эти годы бурно развивалась агломерация.

После длительного спада в России и в новых сырьевых и экономических условиях проблемы сокращения расхода топлива и электроэнергии, выбросов вредных веществ, повышения качества агломерата и производительности аг-ломашин вновь стали злободневными. Выполненные автором за последние 13 лет в ПКБ "Энергоцветмет" и RDSIS экспериментальные и теоретические исследования позволили переосмыслить и обобщить накопленный ранее материал и представить его в диссертационной работе в виде научного доклада.

Цель работы: на основе экспериментальных и модельных исследований процесса агломерации, развития теории агломерации и научно-технического обоснования разработать и внедрить в практику исследовательских, проектных, машиностроительных и металлургических предприятий комплекс технических решений, обеспечивающих снижение топливно-энергетических затрат, выбросов вредных веществ в атмосферу, повышение производительности агломерационных машин и качества агломерата.

На защиту вынесены положения диссертационной работы, содержащие результаты исследований технологических и теплотехнических операций агломерационного процесса, начиная от загрузки шихты на агломашины и заканчивая охлаждением агломерата:

• методики расчёта и исследований тепловой и газодинамической работы агломерационных машин (далее и охладителей агломерата;

• результаты экспериментальных и модельных исследований;

• способы, режимы, устройства и технологические схемы, результаты их внедрения.

Научная новизна. Получены следующие основные научные результаты:

• уточнены представления о механизме сушки шихты и конденсации влаги в слое агломерационной шихты;

• дана качественная и количественная оценка влияния количества расплава, интервала температуры плавления шихты, стоков тепла от окислительных реакций и кристаллизации расплава на теплообмен в слое;

• дана комплексная оценка укладки шихты в один и два слоя с учетом сегрегации шихты по крупности, распределения топлива и насыпной массы шихты по высоте слоя, потерь давления газа в слое; обоснованы оптимальное распределение топлива по высоте слоя и предельная высота слоя шихты;

• обоснован тепловой и газодинамический режимы начального периода агломерации с учетом высоты слоя шихты, распределения и расхода твердого топлива, состава газовой среды, усадки слоя, производительности AM;

• дана теплотехническая оценка эффективности замены твердого топлива газообразным и подогретым воздухом;

• разработана методика определения удельного расхода воздуха на процесс спекания и установлена его зависимость от концентрации топлива в слое;

• на основе предложенной классификации агломерационных шихт по их газодинамическому сопротивлению установлено влияние технологических параметров и конструктивных характеристик элементов сети AM на скорость процесса спекания, производительность AM и расход электроэнергии;

• выполнено научно-техническое обоснование замены коксового топлива тощими углями Кузбасса;

• разработан способ тепловой стабилизации спека на ленте, основанный на принципе полного завершения кристаллизации расплава;

• на основе показателя, характеризующего соотношение между временем спекания шихты и охлаждения спека, определены условия его полного охлаждения в зависимости от высоты слоя и скорости фильтрации воздуха;

• разработана тепловая схема и способ охлаждения агломерата без отсева горячего возврата в насыпном слое на линейном охладителе;

• обоснованы теплотехнические принципы рационального конструирования колосниковой решетки AM;

• на основе ступенчатой схемы теплового баланса разработана методика тепловой оценки процесса агломерации и его теплового КПД.

Практическая значимость работы отражена в нормативных документах, технических и технологических заданиях, проектной документации:

• в отраслевую типовую инструкцию включены научно обоснованные требования к системам загрузки шихты, внешнему нагреву слоя, горнам и колосниковой решётке AM, использованию заменителей коксового топлива;

• разработаны отраслевые методические указания по определению нормативов расхода топлива в производстве железорудного агломерата и коэффици-

ентов замены коксового топлива углями при агломерации,

• разработаны исходные данные, технические задания, на устройства для загрузки шихты на AM и агломерата на линейные охладители, горновые и горелочные устройства, системы дросселирования вакуум-камер, конструкцию колосниковой решетки Технические решения использованы при проектировании, реконструкции и строительстве отечественных и зарубежных аг-лофабрик (например, в Индии, Югославии, АРЕ, Венгрии, Иране),

• на П/О "Невский завод" реализованы в рабочем проекте исходные данные на нагнетатель 12000-11-1 и первый отечественный высоконапорный нагнетатель с повышением давления 17,5 кПа,

• ОАО "УИМ" в обосновании инвестиций для проекта реконструкции Лебя-жинской аглофабрики, а институтом "Укргипромез" - в техническом проекте самой мощной агломерационной машины площадью 650 м2 реализована концепция "тепловой стабилизации" агломерационного спека на ленте,

Реализация результатов работы. В практике металлургического производства использованы следующие основные технические решения, разработанные при непосредственном участии автора

• технология и техника для формирования слоя шихты — на аглофабриках (далее АФ) НЛМК, ОХМК, НПО "Тулачермет", Качканарского ГОКа (Кач-ГОК), в Индии - Бхилайского (далее БхМЗ) и Роуркельского (далее РМЗ) мет-заводах В частности, на АФ НЛМК расход топлива снижен на 3 кг/т агломерата, на АФ № 2 БхМЗ и № 1 — РМЗ увеличение производительности AM составило 6,7 и 6,0 % соответственно,

• типовые устройства и режимы для внешнего нагрева агломерационной шихты - на АФ НТМК, КарМК, ЧерМК, ОХМК, ЗСМК, КачГОК, Бакальско-го рудоуправлении (БРУ), Серовского, Коммунарского и Руставского метза-водов, НКГОК, заводов им Дзержинского и Зестафонском, Южуралникель-комбинате (ЮУНК) и др , за рубежом — в Индии, Югославии, ОАР, Венгрии, КНР, Иране и др На АФ МЧМ СССР с годовым производством агломерата 54,9 млн т/г получена экономия твердого топлива в количестве 250 тыс т/т при сокращении выбросов СО и СО2 в атмосферу на 138 и 577 тыс т/г соответственно и содержания фракции 0 - 5 мм в агломерате от 0,5 до 2,0 абс %,

• технические решения по увеличению площадей спекания, высоты слоя, замене нагнетателей, модернизации газоотводящих трактов — на десяти отечественных и двух зарубежных аглофабриках На АФ БРУ впервые в отечественной практике осуществлено спекание шихты в слое высотой 520 мм,

• типовые конструкции массивной самоочищающейся колосниковой решетки, разработанные совместно с П/О "Южуралмашзавод" и П/О "Уралмаш" внедрены на ряде АФ СНГ, конструкция колосниковой решетки, разработанная соискателем - на девяти ЛМ АФ-1 и 2 БхМЗ и на AM N° 1 АФ РМЗ,

• новая схема производства агломерата без отсева горячего возврата - на АФ-2 КарМК, АФ-1 БхМЗ в Индии

• Тощие кузнецкие угли взамен коксового топлива (совместно с институтами ВУХИН и Уралмеханобр) - на АФ Урало-Сибирской зоны и Казахстана с доведением объёмов их использования до 580 тыс. т/год.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены и обсуждены на всесоюзных, республиканских и международных конференциях, совещаниях и семинарах, в частности, на Всесоюзной конференции по подготовке и использованию окускованных материалов в металлургии, Тбилиси, 1910; Всесоюзном научно-техническом семинаре "Интенсификация агломерационного производства и улучшение качества агломерата при спекании тонкоизмель-ченных концентратов" (Липецк, 1915); Всесоюзном совещании доменщиков по повышению технического уровня технологии доменного производства (Липецк, 1982); Всесоюзной научно-технической конференции по совершенствованию теплотехники металлургических процессов и агрегатов (Свердловск, 1983); Всесоюзной научно-технической конференции по теории и технологии подготовки металлургического сырья к доменной плавке (Днепропетровск, 1983); конференции "Новые и усовершенствованные технологии для окускования сырья, производства чугуна и ферросплавов" (Варна, Болгария, 1990); Всесоюзной научно-технической конференции "Теплотехническое обеспечение технологических процессов металлургии" (Свердловск, 1990); конференции "METALLYRGY '92, "Modernization of iron and steel industry and new processes of steel production" (Krakow, Poland, 14-16 October, 1992); International Seminar on pollution control in Steel Industry (Ranchi, India, August 1993); "Technology awareness program on "Raw materials and Sintermaking", Ranchi, India, 1994; 4th Indian Ironmaking Conference (Ranchi, India, May 1996); международной научно-практической конференции ОАО "Уралмаш" (Екатеринбург, 2001). Кроме того, материалы диссертационной работы доложены и обсуждены на 8-и региональных конференциях, на заседаниях секций и Учёного совета ВНИИМТ.

Публикации. Основные материалы диссертации опубликованы в 3-х монографиях, 65 статьях и докладах, защищены 18 авторскими свидетельствами.

1. БАЗОВЫЕ МОДЕЛИ ДЛЯ РЕШЕНИЯ ПРИКЛАДНЫХ ЗАДАЧ

В начальном по времени периоде агломерации в условиях взаимодействия внутреннего и внешнего источников тепла в слое формируется нижняя ступень теплообмена, включающая зоны сушки и нагрева сухой шихты, конденсации влаги, переувлажненной шихты и горения топлива. Определяющими по влиянию на газопроницаемость слоя и скорость процесса спекания являются процессы сушки шихты и конденсации влаги. В основном периоде в слое формируется верхняя ступень теплообмена, представленная зоной охлаждения спека с областью кристаллизации расплава. Скорость фильтрации газа через слой, вертикальная скорость спекания и температура отходящих газов в этом периоде, в отличие от начального, практически постоянные. В заключительном периоде зоны сушки, нагрева сухой шихты и зона горения (далее ЗГ) последовательно пересекают нижнюю границу слоя; непрерывно

изменяются температура, состав и скорость фильтрации газа

11. Модель тепломассообмена в слое спекаемой шихты [1, 4, 53, 66] Задача тепломассообмена и газодинамики слоя в начальном периоде агломерации решена для нагрева шихты "инертным" газом, т к формирующаяся в этот период ЗГ не оказывает существенного влияния на процессы сушки и конденсации влаги, на сопротивление слоя Принятые (обоснованные В И Коротичем) допущения испарение влаги из частиц шихты подчиняется закономерностям испарения влаги со свободной поверхности, тепломассообмен в зоне сушки практически завершенный Тепловой баланс зоны сушки для любого момента времени представлен в виде

где 1 - температура, иС, С - теплоемкость, кДж/(кг °С), Г - влагосодержание, кг Н2О/кг с г и кг/кг с м, г - теплота испарения, кДж/кг Н2О, индексы отнесены к о -начальным условиям г -газу, с г - сухому газу,"нас" - состоянию насыщения, пар -пару, р - точке росы,' - выходу газа из зоны сушки

Зависимость между влагосодержанием газа и температурой, до которой необходимо охладить газ, чтобы содержащийся в нем пар достиг состояния насыщения, описана уравнением, полученная путем обработки литературных экспериментальных данных (при достоверности аппроксимации К =0,995)

^с = 4,825е 0 063 ф [р„Р/Рс г(Р - Р„ас)], (2)

где р - плотность газа, кг/м3, Р - давление, Р„ас = 0,765 5е°0543,р (Я = 0,996)

Система уравнений (1) и (2) решается относительно температуры гр по известной температуре газа , которая определяется из расчета теплообмена в зоне нагрева шихты При совместном решении уравнений материального и теплового балансов зоны конденсации получено выражение для расчета количества конденсирующихся в слое водяных паров

{[(ССг + ^пар^нас)*р ~ (^с г + СпарГнас)1г ^„ас _ fнac)} гкон ~ Сн20*р

где г - теплота конденсации кДж/кг Н7О, индекс (") относится к нижней границе зоны конденсации

Задача теплообмена в слое шихты под горном решена совместно с Ф Р Шкляром и В М Малкиным Сухая шихта, расположенная выше зоны сушки, представлена слоем частиц, через который продувается греющий газ Высота этого слоя изменяется во времени со скоростью и^п, (т), где исуш -линейная скорость перемещения фронта сушки, на котором размещено начало координат "температура - время" Соответственно слой рассматривается как противоточный теплообменник (нестационарный противоток), в который поступает материал с температурой и "нулевой" влажностью Скорость движения сред в теплообменнике переменна во времени и зависит от условий теплообмена Уравнения теплообмена для слоя сухого материала имеют вид

где

Y

(5)

■ без-

размерная высота слоя, Ъ - безразмерное время, у - координата по высоте слоя, м, и -скорость, м/ч, ш - отношение массовых теплоемкостей материала и газа, т - время, ч, оц, - объемный коэффициент теплоотдачи, кД»у/(м" ч °С), лу - скорость фильтрации газа через слой, м/ч, индекс суш относится к сушке, м - к материалу

Для расчета сопротивления зон в слое использованы двучленные уравнения В И Коротича и В П Пузанова Коэффициенты сопротивления зоны переувлажнения заданы с учетом сконденсированной влаги Общее сопротивление слоя в каждый момент времени рассчитывается суммированием потерь давления газа в зонах Расчет выполняется численным методом

Для верхней ступени теплообмена (вторая модель) принят упрощенный подход, предложенный С Г Братчиковым, С В Базилевичем и Ю Г Ярошен-ко, и сочетающий расчет теплообмена в слое с тепловым балансом ЗГ, однако вместо схемы неподвижного слоя теплообмен рассчитывается по схеме противотока Спек, расположенный выше ЗГ, рассматривается как плотный пористый слой, через который просасывается охлаждающий газ Его высота изменяется со скоростью - линейная скорость перемещения

верхней границы ЗГ, на которой размещено начало координат В спек через

верхнюю границу ЗГ поступает материал с температурой , рассчитываемой из теплового баланса ЗГ Верхняя граница ЗГ считается границей раздела областей плавления шихты и кристаллизации расплава Уравнения теплообмена для материала аналогичны выражениям (1) и (2), но имеют противоположный знак Скорость перемещения сред постоянна во времени и не зависит от условий теплообмена Уравнения скорости перемещения ЗГ и отношение массовых теплоемкостей материала и газа имеют вид

Температура материала ^^ определяется из теплового баланса ЗГ

(8)

где р - количество теплоты, кДж/кг, Р - насыпная масса, кг/м3, С - кажущаяся теплоемкость, кДжДкг °С), индексы отнесены к сш - сухой шихте на входе в ЗГ, т - эффективной теплоте сгорания топлива в слое, в - воздуху на входе в ЗГ, и - разложению известняка (карбонатов), пл - плавлению шихты, вое - восстановлению оксидов Ре203 и Ре304 до Бе0, г ух - газам на выходе из ЗГ, сп - спеку

Температуры материала и газа на нижней границе ЗГ считаются постоянными, а температура шихты, поступающей в ЗГ, - равной температуре воспламенения топлива Температура газа, покидающего ЗГ, определяется с учетом затрат тепла на испарение влаги, других превращений и потерь тепла с

уходящими газами. Распределение горючего углерода по высоте слоя задается или рассчитывается по условиям теплообмена Учитывается мощность источников тепла- для окисления БеО - при См > 400 °С, для кристаллизации -при 1м > температуры конца кристаллизации расплава

Для выбора зависимости количества расплава от температуры оценили влияние вида зависимости на результаты расчета теплообмена в слое Отклонение среднего за процесс спекания количества расплава, рассчитанного по линейной зависимости:

ЕР=а(иг-1пл „)-Ь, (9)

(здесь а и Ь - эмпирические коэффициенты, ^,, - текущая температура материала, °С) не превышает 0,8 абс. % по сравнению с принятой в литературе косинусои-дальным выражением. Это обусловлено тем, что рабочая область кривой в интервале плавления шихт близка к прямой линии и позволяет применить уравнение (9) для расчетов.

Количество образующегося БеО в ЗГ определено по эмпирическим уравнениям Л.И. Каплуна в виде функции от содержания горючего углерода. Уравнение для расчета массовой доли БеО в спеке в интервале от максимальной температуры до 400 °С получено с использованием данных того же автора, а также баланса кислорода в слое Уравнение имеет вид:

РеОш =аЛ2М +Ь-РеСМ„ -с-1м + с!Ре0зг +е (10)

где а, Ь,с, ё, е - эмпирические коэффициенты

Для расчета объемного коэффициента теплоотдачи принято экспоненциальное уравнение

(11)

удовлетворяющее условиям охлаждения слоя на ленте как при спекании шихты, так и охлаждении спека.

Результаты адаптации модели представлены на рис. 1.

Рис 1 Распределение по высоте слоя температур материала (1гаах), воздуха (Тщах). количе ства расплава в ЗГ и спеке (Всп)> температуры спека 0СП) и ГеО спека (РеОС11)

Адекватность модели оценена по конечной и максимальной температуре спека, количеству расплава, времени охлаждения и содержанию БеО в спеке Полученные параметры соответствуют представлениям о процессе агло-

0 50 100 150 200 Высота слоя мм + tmax X Тшах Ж ten О g3r ♦ gen Д FeOcn

мерации и исходным данным, что позволяет применить модель для анализа.

1.2. Модель газодинамической работы агломерационной машины [1,2,9,27,34,57,60,64]

Модель является развитием методического подхода к расчету В.И. Коро-тича и В.П. Пузанова и разработана в развитии совместно с Я.Л. Белоцерков-ским и Л. К. Герасимовым. В задачу расчета входит определение производительности АМ в зависимости от площади спекания, высоты и коэффициентов сопротивления слоя спекаемой шихты, конструктивных характеристик уплотнений и элементов газоотводящего тракта, характеристик нагнетателей. Задачей оптимизации газодинамических параметров работы АМ считается достижение ее максимальной производительности при заданном качестве агломерата и минимальных топливно-энергетических затратах.

Уравнения удельной ( ) И общей ( ) производительности АМ:

^ам —Р^и^р Рш )К.Ш

где Б - плошадь спекания, м2, К™д - выход годного агломерата из шихты, кг агл/кг ш; выражение в скобках - производительность АМ по шихте, т/ч.

Разделив выражение для расчета расхода воздуха через площадь спекания АМ (Увоз) на уравнение производительности по шихте, получим выражение для расчета удельного расхода воздуха на спекание шихты

—6*10 ^В03(РСП/Рам)ршивер5 (14)

из которого следует:

и = 6104\у (¥ IV )/уудр - (15)

вер воз V-* сп ам/ возгш \ 1

Площадь спекания Рсп меньше площади Рам на величину периферийной области, в которой спекание завершилось и охлаждается спек. Заменив -В03 в

выражении (14) на \^/Рсп и подставив его в (12), получим:

в = 3,6-103(Vе" /V )КГОД. (16)

аы ' V *воз воз' ш 4 '

Согласно (15), при = сош1 вертикальная скорость спекания линейно

зависит от скорости фильтрации воздуха, а из (16) следует, что производительность АМ при одинаковом выходе годного агломерата определяется только расходом воздуха на спекание шихты в единицу времени.

Величина -В03 является базовым параметром, определяющим скорость процесса спекания и производительность АМ. Она зависит от наличия постели, характеристик слоя (высоты, коэффициента сопротивления, параметров газа в слое), колосников, элементов газоотводящего тракта и нагнетателей, площади спекания АМ, количества подсосов воздуха в газоотводящий тракт, температуры, давления и температуры окружающей среды. Расчёт \увоз основан на совместном решении уравнений потерь давления в элементах сети АМ и повышения давления нагнетателем и дымовой трубой:

ДРН + ДР ^ = АРсл + ДРП0С + ДРК + АРв/к + ДРК0Л + ДРго + ДР ^ , 07)

где ДР — перепад давлений, индексы отнесены к н - нагнетателю, тб - тяге дымовой трубы, сл - слою, пос - постели, к - колосникам, в/к - вакуум-камерам, кол - сборному коллектору, го - газоочистке, тр тб - тракту дымовой трубы

Для описания потерь давления газа в слое шихты и постели используется известное степенное уравнение

ДР (18)

в котором эмпирические коэффициенты и п учитывают сопротивление всего слоя, расположенного в зоне спекания АМ, и средние за процесс параметры газового потока. Уравнение потерь давления газа в колосниковом поле и элементах газоотводящего тракта с учетом подсосов воздуха имеет вид:

АР^р^^О-П,)2, (19)

а газодинамическая характеристика нагнетателя:

ДР„=рг(а + ЬУн+сУя2), (20)

где а, Ь и с - эмпирические коэффициенты, Ун - производительность нагнетателя, м37с. Уравнение КПД нагнетателя:

где а", Ь", с"- эмпирические коэффициенты

Опытами на лабораторной модели установлено, что режим движения газов через продольные уплотнения АМ является турбулентным. Соответственно подсосы воздуха через уплотнения и элементы газоотводящего тракта рассчитываются по уравнению:

^од = Рнп 72ЛРв/кТ0Рбар I ^нДподРо > (22)

где - площадь, - коэффициент сопротивления неплотностей.

В принятой расчетной схеме подсосы воздуха рассчитываются по площади неплотностей и коэффициенту их сопротивления, определенному экспериментально.

Разработаны и реализованы алгоритмы расчета для равномерного и неравномерного распределения воздуха по ширине ленты и газов между параллельно установленными нагнетателями.

2. ЗАГРУЗКА ШИХТЫ НА АГЛОМЕРАЦИОННУЮ МАШИНУ

[15, 16, 21,31, 36, 45, 48, 55, 57, 58, 66, 82, 84]

В цикле работ по технологической операции загрузки шихты исследована эффективность укладки защитной постели, в т.ч. "естественной", выделяемой из шихты. Для грубозернистой шихты (НЛМК) получена зависимость между содержанием массовой доли фракции + 5 мм в шихте ( Фр^ ) и в пограничном с колосниками слое толщиной 40 мм (Фр„5) В пределах 12 % <Фр*5 < 31 % она описывается уравнением (11= 0,911):

<И^5 =1,15-Фрш +6,3, (23)

из которого следует, что качество такой постели крайне неудовлетворительно. Экспериментально установлено, что при спекании шихты на основе тонких концентратов (АФ ЧерМК) постель из агломерата фракции 8 - 12 мм с высотой слоя 25 - 30 мм позволяет снизить запыленность газов в 2,5 раза.

Сформулированы задачи формирования слоя шихты: минимизация дискретности движения потока шихты по элементам узла загрузки; распределение гранулометрического состава шихты и, как следствие, топлива, при котором максимальная температура по высоте слоя распределяется равномерно; выравнивание без переуплотнения насыпной массы шихты по высоте слоя; создание условий для одновременного по ширине слоя подхода ЗГ к колосниковой решетке, стабилизация перечисленных характеристик.

Исследована эффективность разделения ряда шихт по крупности по высоте слоя и его влияние на распределение топлива, объемную плотность и газопроницаемость слоя шихты. Результаты обработки усредненных по 8 опытам данных по распределению фракций шихты НЛМК, загружаемой на АКМ 312 в два слоя (среднее содержание составило, %: 0 - 3 мм - 62,5, 3-5 мм - 17,0, 5 - 8 мм - 13,3 и + 8 мм - 7,2), приведены в табл. 1. Как видно, промежуточная фракция 3 - 5 мм является несегрегирующей, распределяясь по всей высоте слоя равномерно. Наиболее подвержена сегрегации фракция + 8 мм. Фракции 0-Зи5-8мм распределяются примерно одинаково. Уровень сегрегации шихты в нижнем слое выше, чем в верхнем, т.к. загрузочные лотки шихты размещены на одинаковой по высоте отметке. Для шихты КГОЖа, железорудная часть которой представлена только тонким концентратом, величина Ксег находится в пределах 0,063 - 0,130. Меньшему значению Ксег соответствует содержание горючего углерода 3,63 % в верхней и 3,45 % -в нижней трети слоя, а большему - 3,86 и 3,50 % соответственно.

Негативное влияние сегрегации шихты на сопротивление слоя и скорость спекания, отмеченное в некоторых литературных источниках, не выявлено.

Таблица 1

Частные и общие коэффициенты сегрегации* фракций шихты

Слой Коэффициент Фрак- Среднее Пределы

шихты сегрегации ция, мм значение значений

Верхний Средний по всем го- + 8 0,459 0,387-0,617

(165 мм) ризонтам слоя для 5-8 0,128 0,034-0,212

отдельных фракций 3-5 0,053 0,028-0,106

0-3 0,179 0,162-0,204

Общий по слою 0,229 0,161-0,271

Нижний Средний по всем го- + 8 0,638 0,488-0,817

(175 мм) ризонтам слоя для 5-8 0,205 0,160-0,318

отдельных фракций 3-5 0,053 0,043 - 0,194

0-3 0,191 0,168-0,266

Общий по слою 0,309 0,231 -0,375

* Рассчитаны по методике, предложенной А А I отовцевым с соавторами

Так, укладка в агломерационную чашу грубозернистой шихты ОХМК, воспроизводящая ее сегрегацию по крупности на ЛМ, оборудованной типовой системой загрузки, обеспечила увеличение начальной газопроницаемости слоя шихты и скорости процесса спекания на 15 % по сравнению с равномерным распределением фракций. Замена барабанного питателя вибропитателем (АФ "Запорожсталь") существенно повысила степень сегрегации шихты и топлива, при этом скорость фильтрации газа через слой возросла на 18 %. Как следствие, высоту слоя шихты увеличили от 290 до 390 мм практически без потерь производительности ЛМ.

Оценено влияние длины и угла наклона загрузочного лотка на показатели процесса спекания На аглофабрике № 1 БхМЗ барабанный питатель подняли на 500 мм, что позволило увеличить рабочую длину лотка от 650 до 1260 мм "Индекс сегрегации" (Ц) - отношение содержания фракции минус 3 мм в верхнем элементарном слое к ее содержанию в нижнем элементарном слое, увеличился от 1,2 до 2,0, а разница в содержании топлива в шихте вверху и внизу слоя - от 1,3 до 3,7 %. Отличие в величине "холодной прочности" вверху и внизу слоя сократилось от 10,8 до 1,3 %, выход годного агломерата увеличился на 2 %, а скорость процесса спекания не изменилась

На экспериментальной установке, моделирующей промышленное загрузочное устройство (диаметр барабанного питателя - 1200 мм, ширина питателя, загрузочного лотка и подвижных паллет - по 600 мм, высота слоя шихты - 500 мм), проведены опыты для оценки влияния длины (Ь) и угла наклона (а) лотка на сегрегацию шихты. Экспериментальные данные и кривые, описывающие полученную по ним зависимость (Я = 0,995):

представлены на рис 2. Как видно, имеется длина лотка (1200 мм), при которой величина Ис не зависит от угла

Ис = (2,189 - 0,035 а)Ь + 0,041 а- 1,105,

(24)

2,1

его наклона, и имеется угол наклона (~ 60°), при котором Ис не зависит от длины лотка. При длине лотка до 1200 мм увеличение угла его наклона повышает степень сегрегации шихты, а после нее - понижает С этой точки зрения (без учета изменения насыпной массы шихты) при коротком лотке его эффективнее устанавливать под большим углом, а при длинном - под меньшим.

* 0,9

40

50

60

Угол наклона, град Рис 2 Зависимость "индекса сегрегации' шихты от угла наклона и длины лотка (цифры у кривых)

Разделение шихты по крупности, за исключением загрузки шихты в два слоя, является единственным методом регулирования распределения топлива по высоте слоя

Эту задачу можно рассматривать как приоритетную, независимо от изменения газопроницаемости слоя. Закон распределения топлива по высоте слоя может быть представлен в виде:

КС(Ь)= 1 +ДС0(1-УН0), (25)

где - разность содержания углерода на верхней и нижней границах

слоя, Ь, - текущий горизонт слоя шихты; при И, = Н0 Кс = К°с = (1 + ДС0).

Показатель К^ характеризует отношение фактического расхода углерода на любом горизонте слоя к теоретически возможному. Для исследованных шихт величина К°с изменяется от 1,1 до 1,5 при загрузке барабанным питателем и равна 2,3 - при загрузке вибропитателем. Оптимальным можно считать такое распределение топлива, при котором по всей высоте слоя обеспечивается одинаковая заданная максимальная температура материала и соответствующее ей количество расплава. При этом приход тепла в ЗГ по всей высоте слоя равен теоретически необходимому расходу.

Для расчета оптимального распределения топлива в слое разной высоты приняли, что количество расплава на любом горизонте слоя не должно превышать заданные 60 % более чем на 10 % при нижнем пределе 57 %. Это условие обеспечивает и среднее за процесс количество расплава, равное 60 %.

Получено, что даже при времени зажигания шихты 1 мин и "развитой" (базовой) сегрегации топлива (К°с=1,31) заданное количество расплава (60 %) и соответствующая ему максимальная температура материала (1317°С) восстанавливаются после зажигания лишь на глубине слоя 55 мм. Температура воздуха на входе в ЗГ возрастет с атмосферной до 940 °С, а доля тепла подогретого воздуха в тепловом балансе ЗГ - от 0,7 до 28,4 %. При равномерном распределении топлива по высоте слоя горизонт восстановления температуры материала до заданной опускается от 55 до 77 мм.

Чтобы исключить избыток расплава при линейном распределении топлива, сегрегацию топлива по мере увеличения высоты слоя необходимо уменьшать. Однако по мере уменьшения величины падают температуры в верхних элементах слоя, в результате чего отношение высоты верхнего слоя, имеющего дефицит тепла, к общей высоте сохраняется, а теплотехнический эффект от повышения слоя снижается. На практике оптимальное распределение топлива, как правило, не достигается, поэтому по мере увеличения высоты слоя оно лишь приближается к нему. Но ни равномерное, ни линейное распределение топлива не отвечают требованиям процесса. Расчетная взаимосвязь линейного и оптимального распределения топлива и количества расплава по высоте слоя шихты 440 мм показана на рис. 3. Как видно, потребное содержание углерода резко снижается (с ростом температуры воздуха) сверху вниз слоя до горизонта - 70 мм, затем плавно - до 140 мм, и далее - незначительно и практически линейно до нижней границы слоя. Заданное количество расплава восстанавливается уже на глубине слоя 30 мм и далее остается практически постоянным. Это обусловлено тем, что температура воздуха, охлаждающего верхнюю часть спека и затем поступающего в

16

ЗГ, мало зависит от высоты слоя, содержания и распределения углерода шихты: она определяется временем пребывания воздуха в спеке. Глубина слоя, в пределах которой воздух при самом неблагоприятном (равномерном) распределении углерода шихты нагревается до температуры, позволяющей достичь оптимального количества расплава, составляет ~ 70 мм. Распределение температуры воздуха в этой части слоя описывается уравнением

(26)

где Т7о - температура воздуха на входе в ЗГ на горизонте 70 мм, °С

Для базовой шихты температура Т70 = 1120 °С, причем, во всех вариантах расчетов (с разным распределением и содержанием топлива, высотой слоя) она изменяется от 1109 до 1126 °С и зависит только от интервала плавления шихты. Следовательно, оптимальное распределение топлива регламентируется законом распределения температуры воздуха по высоте слоя, являясь его зеркальным отображением. Оно описывается экспоненциальным уравнением Кс = 1 + ДСо е-а1и/Но. (27)

Расчетная экономия топлива за счет оптимизации распределения углерода при линейном распределении топлива находится в пределах от 3,0 до 7,5 % для слоя высотой от 220 до 550 мм, а дополнительная экономия от его распределения по закону (27) равна ~ 2 %. Поэтому главной задачей последнего можно считать повышение качества агломерата.

Количество остаточного расплава в конце процесса спекания составляет 15,1 и 15,7 % для слоя 220 и 550 мм соответственно. Близость значений обусловлена тем, что, несмотря на расширение с 75 до 175 мм высокотемпературной области спека с остаточным расплавом, ее соотношение с высотой слоя сохраняется: 36,2 % для 220 мм и 35,0 % - для 550 мм. Поэтому около 30 % спека в момент окончания горения топлива сходит с ленты с расплавом.

Расчетная экономия топлива за счет повышения уровня регенерации при увеличении высоты слоя по отношению к базовой составляет от 2,4 до 5,9 % для слоя высотой от 330 до 550 мм Дополнительная экономия твердого топлива при увеличении высоты слоя может достигаться только за счет снижения количества возврата. Рост средней за процесс температуры воздуха на

входе в ЗГ прекращается при достижении высоты слоя 600 - 650 мм Доля верхней части слоя, имеющей дефицит тепла, становится пренебрежимо малой, а среднее за процесс количество теплоты регенерации в тепловом балансе ЗГ и расход топлива на спекание полностью стабилизируются Температура спека снижается на 90 С, также стабилизируясь Чем ниже конечная температура спека, тем больше тепла передано в ЗГ с горячим воздухом, т е тем эффективнее теплообмен в верхней ступени Содержание БеО в спеке уменьшается на 1,0 - 1,5 %, также оставаясь далее на одинаковом уровне Данные закономерности имеют общий характер, поэтому с теплотехнической точки зрения высоту слоя шихты 600 - 650 мм можно считать предельной

Рассмотрена комплексная оценка метода двухслойной загрузки шихты на ленту, учитывающая газопроницаемость слоя шихты, скорость спекания, прочность агломерата и расход топлива При исследовании (на АКМ-312 НЛМК) одно- и двухслойной укладки грубозернистой шихты установлено

• переход с двухслойной на однослойную загрузку шихты обеспечивает рост производительности АМ на ~ 10%, что свидетельствует об улучшении газодинамической структуры слоя,

• естественная сегрегация топлива не восполняет снижение содержания горючего углерода в верхней части слоя При одинаковом среднем содержании углерода в исходной шихте переход на однослойную загрузку сопровождался увеличением содержания фракции - 5 мм в скиповом агломерате от 3,6 до 3,8 % Для восстановления прочности агломерата потребовалось увеличить расход твердого топлива на - 3 %,

• среднее за процесс удельное газодинамическое сопротивление нижней трети слоя при двухслойной укладке в ~ 1,8 раза превышает сопротивление средней трети слоя и в ~ 4 раза - верхней, перепад давлений газа в нижнем слое, имеющем одинаковую высоту с верхним, составляет ~ 70 % от общего

перепада давлений Т е пограничный слой, хотя и увеличивает общее сопротивление слоя, но не является лимитирующим

Экспериментальное распределение углерода и рассчитанное по нему количество расплава по высоте слоя при двухслойной укладке шихты показано на рис 4 Так как, согласно расчетам, температура воздуха на входе в ЗГ при переходе границы составляет 1276°С, а в верхнем элементе нижнего слоя, благодаря сегрегации, содержится избыток топлива, то количество расплава в нем

возрастает от 60,2 до 78,6 % Этот фактор и обуславливает повышение газодинамического сопротивления пограничного слоя Другой вероятный фактор - негативное влияние конденсирующейся влаги в верхней части нижнего слоя, представленной мелкой шихтой, находящейся под давлением вышележащего слоя При двухслойной загрузке шихты наиболее эффективно сформировать верхний слой высотой ~ 100 мм с повышенным содержанием топлива и развитой сегрегацией, остальную шихту уложить в нижний слой с минимальной сегрегацией или без нее При этом следует ожидать снижения сопротивления пограничного слоя

Чем мельче шихта, тем хуже она разделяется по крупности и тем ниже степень сегрегации топлива Оптимизировать его распределение по высоте в одном слое невозможно В этих условиях загрузка шихты в два слоя остается весьма эффективным методом

Исследовано распределение по высоте слоя насыпной массы шихты, определяющей, с одной стороны, скорость процесса спекания, с другой - прочность спека Насыпная масса шихты растет сверху вниз слоя Это обусловлено повышенным содержанием влаги, топлива и известняка в мелкой части шихты верхнего слоя, различием в величинах коэффициента внутреннего трения (т) фракций шихты, воздействием динамических и статистических нагрузок Для грубозернистой шихты ОХМК она увеличилась на 170 -260 кг/м3 Для фракций шихты НЛМК О-Зи5-8мм значения т и угла естественного откоса а составили 1,05 и 52°, 0,90 и 35,5° соответственно Как следствие, насыпная масса этих фракций составляет 1470 и 1890 кг/м3 При двухслойной загрузке шихты ее распределение в каждом из слоев аналогично однослойному варианту Разница в насыпной массе по высоте слоев при содержании фракции - 1 мм в шихте, равном 10 %, составила 190 - 340 кг/м3 Частично она обусловлена и одинаковым по высоте размещением загрузочных лотков Сравнение насыпной массы слоев шихты НЛМК при двух- и однослойной загрузке дает следующие результаты слой в целом - 1955 и 1805, нижний слой - 2070 и 1970, верхний - 1840 и 1740 кг/м3 соответственно Следовательно, снижение насыпной массы шихты в основном и обусловило большую скорость спекания при переходе на однослойную загрузку Но такое снижение не может не сопровождаться уменьшением прочности агломерата, т е перераспределение топлива за счет сегрегации шихты имеет и негативный эффект Отсюда вытекает требование обязательного уплотнения верхней части слоя шихты Усилие давления на поверхностный слой должно составлять ~ 150 - 200 кг/м2, что соответствует давлению верхнего элемента слоя высотой ~ 100 мм на нижележащий, имеющий "оптимальную" плотность Переуплотнение же нижней части слоя можно уменьшить за счет подогрева шихты, установки стабилизатора потока шихты (СПШ), оптимизации угла наклона загрузочного лотка и снижения разрежения под слоем при зажигании

При выдаче шихты барабанным питателем нормальная сдвигающая нагрузка в слое на сходе с барабана периодически достигает значений предель-

ного напряжения сдвига, в результате чего происходит обрушение локальных объемов (массивов) шихты С увеличением высоты слоя и аутогезионной способности шихты растет объем массивов и увеличивается их количество Для шихты НЛМК масса массивов достигала 12 - 14 кг Порционно выдаваемая шихта плохо разделяется на лотке, способствует образованию уплотненных объемов и ухудшает распределение топлива в слое Упорядоченное и стабильное распределение шихты по высоте слоя достигается увеличением скорости вращения барабанного питателя, соответствующим уменьшением высоты выходного отверстия бункера шихты, применением "жесткого" шибера над выходным отверстием и СПШ (или вибропитателя), а также установкой нижней кромки загрузочного лотка выше слоя

СПШ представляет собой пластину с регулируемым в пределах 15 - 25° углом наклона, примыкающую к поверхности барабанного питателя Он исключает дискретность истечения шихты из бункера, уменьшает объем и число уплотненных образований, уменьшает высоту падения шихты на лоток и разрушение гранул шихты, увеличивает рабочую длину лотка при той же общей высоте загрузочного устройства. Зависимость высоты слоя шихты на сходе со стабилизатора от угла его наклона (а), начальной высоты слоя (Но) и длины (Ь) описывается эмпирическим уравнением

Нст = Но-ааЬ05+ЬН0аЬ0'5, (28)

где а и Ь - эмпирические коэффициенты (для НЛМК а = 0,0137, Ь = 0,037)

Применение СПШ на АКМ-312 НЛМК обеспечило снижение насыпной массы шихты на 43 - 103 кг/м3 и расхода топлива на 4,0 %, скорость процесса спекания возросла на 4,25 % На АМ КачГОК насыпная масса слоя шихты снизилась на 90 кг/м3, коэффициент сегрегации топлива возрос от 1,05 до 1,10, а скорость паллет - от 2,5 до 2,6 м/мин На ОХМК, кроме того, отмечено снижение на 15 - 20 % содержания СО в уходящих газах, что обусловлено улучшением условий сжигания топлива в слое

При заглублении лотка в слой шихты выше кромки лотка образуется порог, сход материала с которого аналогичен сходу с барабанного питателя (происходит обрушение объемов шихты по откосу слоя). Установка лотка с отрывом от слоя обеспечивает непрерывное движение потока шихты по откосу При этом необходимы установка СПШ и уплотнение верха слоя гладилкой, что способствует также повышению качества зажигания шихты

В результате исследований и анализа сформулированы следующие условия рациональной загрузки шихты 1) шихта в промежуточном бункере должна укладываться с откосами от боковых стенок к центру и от задней по ходу ленты стенки - к передней; 2) скорость вращения барабанного питателя должна быть максимально возможной, но без разрушения гранул шихты, 3) шибер окна бункера должен состоять из независимых секций, перемещающихся строго вертикально, 4) барабанный питатель не должен иметь реборд, 5) узел загрузки шихты должен быть оснащен СПШ, 6) рабочая длина загрузочного лотка должна составлять - 1200 мм с регулируемым в пределах 55 -65° углом наклона, 7) нижняя кромка лотка должна быть размещена над по-

верхностью слоя; 8) профиль слоя по ширине ленты должен обеспечивать одновременный подход ЗГ к постели (колосникам), 9) верхняя часть слоя шихты должна уплотняться секционной гладилкой с регулируемым давлением на слой; 10) при загрузке шихты в два слоя высота верхнего слоя должна быть ~ 100 мм; 11) шихта в нижний слой должна укладываться с минимальной сегрегацией, в верхний - с максимальной.

3. ВНЕШНИЙ НАГРЕВ СЛОЯ СПЕКАЕМОЙ ШИХТЫ 3.1. Особенности сушки и конденсации влаги в слое шихты [1,3-6, 53]

Совместно с В.И. Коротичем и В.П. Пузановым выполнены экспериментальные исследования и анализ процессов сушки шихты и конденсации влаги в слое. Установлено, что конденсация влаги происходит в условиях снижения сверху вниз слоя температуры насыщенного газа от 80 - 85 до 55 - 60 "С. Поэтому количество конденсирующейся влаги (Д!} также уменьшается сверху вниз слоя. По мере падения температуры насыщенного газа происходит подсушка шихты в зоне переувлажнения до влажности, соответствующей стабильному значению температуры

Проведены модельные исследования процессов сушки шихты и конденсации влаги в слое. Показано, что влага, способствуя концентрации высоких температур в узкой зоне, необходимой для процесса спекания, но, повышая теплоемкость шихты, не может ускорять теплообмен в слое. Так, при влажности шихты 5 и 15 % средняя температура материала в зоне нагрева составляет к моменту стабилизации параметров процесса 900 и 1035 °С (рис. 5), текущая скорость фронта сушки - 27,8 и 21,2 мм/мин, средняя скорость - 39,85 и

28,45 мм/мин соответственно. Температура газа растет при этом от 240 до

450, а ^ - от 63,3 до 70 °С. При перепаде давлений газа в слое 10 кПа средняя скорость фронта сушки составляет 40,0 и 30,3 мм/мин, а температура зоны нагрева — 1040 и 960 °С соответственно.

Таблица 2

Результаты расчетов по нагреву слоя шихты "инертным" газом

Характеристики слоя шихты Значение ^суш, мм/мин и Суш, мм/мин 3 наг » °с 1р,°С С, °С

Насыпная масса шихты, кг/м3 900 1400 2200 40,0 30 22 58 48 41 1060 1020 970 65,5 65,8 66,1 310 315 320

Порозность слоя, % 40 50 24,6 24,8 34,5 35,5 1002 977 66,0 66,1 316 319

Диаметр гранул шихты, мм 1 3 22.5 25.6 33,0 36,6 1075 968 65,8 65,2 312 291

Высота слоя, мм 180 260 26,0 23,1 37,2 34,5 998 981 65,8 66,1 317 318

Следовательно, с теплотехнической точки зрения повышенная скорость фильтрации газа под горном при "инертном" зажигании является позитивным фактором Расчетное влияние характеристик слоя шихты на скорость сушки и температуру шихты и газа при перепаде давлений газа в слое 10 кПа и температуре теплоносителя над слоем 1200 °С приведено в табл 2 При температуре шихты 12 °С и указанных выше условиях расчетное количество влаги, конденсирующейся сверху вниз по слою высотой 220 мм, изменяется следующим образом

мм 1 15 35 55 75 115 155 195 % 2,15 1,88 1,70 1,59 1,50 1,43 1,40 1,40

Существенное влияние на количество конденсирующейся в слое влаги (А) оказывает начальная влажность и температура теплоносителя При температуре 1200°С рост влажности теплоносителя от 0 до 18 % сопровождается увеличением А от 3,3 до 3,9 % при температуре шихты 0 °С, от 1,95 до 2,35 % - при 20 °С, и от 0,5 до 0,7 % - при 50 °С При температуре теплоносителя 800 °С величина А в зависимости от той же влажности изменяется от 2,65 до 3,40, от 1,40 до 1,95 и от 0,25 до 0,45 % Поэтому для шихт с устойчивой к конденсации влаги структурой, включая подогретые шихты, следует применять "жесткий" режим зажигания, т е режим с высокой начальной температурой газов, а для шихт с низкой структурной устойчивостью - "мягкий", с плавным повышением температуры газов на стадии начального нагрева слоя

3.2. Зажигание шихты [3, 7, 21, 23-26, 31, 41, 57-59, 63, 65, 67-72, 77, 85]

Задача организации режима "зажигания шихты"1 рассматривается как

Термин "зажигание шихты" сложился исторически, хотя он не соответствует сущности определяемого процесса Под термином подразумевается нагрев и воспламенение топлива шихты с последующим сопровождением его горения внешним источником тепла в течение некоторого времени

создание благоприятных тепловых и газодинамических условий для получения прочного агломерата, высокой скорости процесса спекания и экономного расходования тепла и топлива Зависимость удельного расхода тепла на зажигание шихты (ЯзЖ) от технологических факторов описывается уравнением

Язж =6 104т„да„гТгагСгаг/НвРшк;Г(1-Чв) (29)

Здесь тзж - продолжительность зажигания, мин, у/г„ г = \упр с (1 + П) - скорость фильтрации горновых газов через слой под горном, м^с, П - подсосы воздуха в горн, доли еД, = У„рс (3,6 103 Ргн) - скорость фильтрации продуктов сгорания газа через

слой под горном, м/с, Упрс = Уг [у^ + У°(а-1)]> м3^, У°рс, у° - теоретический объем продуктов сгорания газа и воздуха, м7 м3 газа, V,. - расход газа на отопление горна, м3/ч, а - коэффициент расхода воздуха, дп0Т - потери тепла в окружающее пространство, доли ед ~ 0,06 - 0,10), индекс гн г относится к горновым газам, пр с - к продуктам сгорания газа, гн - к горну

Влияние насыпной массы слоя шихты на удельный расход тепла проявляется в том, что при одинаковых высоте слоя шихты, расходе горновых газов и, как следствие, топлива на внешний нагрев, этими газами в единицу времени обрабатывается разное количество шихты Влияние выхода годного агломерата из шихты аналогично Увеличение высоты слоя шихты при неизменной вертикальной скорости спекания сопровождается снижением скорости ленты, а так как величина тзж должна сохраняться, то уменьшается потребная длина горна, расход горновых газов и, соответственно, топлива

Минимальная продолжительность зажигания шихты, равная 1 мин, обоснована большим числом исследователей и принята для анализа теплообмена в слое По формулировке С Г Братчикова она рассматривается как продолжительность формирования ЗГ в слое на полную высоту Последующий нагрев слоя внешним теплоносителем рассматривается как дополнительный За температуру зажигания принята максимальная температура материала на

поверхности слоя , которой, как и в его глубине, соответствует количе-

ство расплава, необходимое для получения агломерата заданной прочности Эта температура, в отличие от температуры, измеряемой в горне термопарой, адекватно отражает свойства разных шихт, поддается расчету и сравнению Параметром, с помощью которого она устанавливается, является температура горновых газов на входе в слой В свою очередь, горновые газы представлены продуктами сгорания топлива и подсосами воздуха в горн, достигающими на практике 20 % Температура Тгнт рассчитывается по выражению

Здесь - низшая теплота сгорания топлива, кДж/м3 - температура воздуха горения °С, Св иС^с - теплоемкость воздуха горения и воздуха при температуре продуктов сгорания, кДж/Л °С) При П = 0, Тгнг = 1прс, а\уг„г = шпрс

Расчетная зависимость температуры Тгнг от содержания горючего угле-

рода при высоте слоя шихты от 220 до 550 мм и различных вариантах распределения топлива по высоте слоя описывается линейным уравнением (см. рис 6). Как видно, изменяя содержание углерода шихты в верхнем элементе слоя, можно снизить температуру Тгнг и сократить расход газообразного топлива до ~ 15 %.

При одинаковой температуре и снижении теплопотребно-сти шихты, например, за счет частичной или полной замены известняка известью, температура Тг„г остается постоянной, а изменение теплопотребности можно скомпенсировать только углеродом шихты (точечные линии на рис. 6).

Для установления взаимосвязи температур Тга г и заданное количество расплава во всех вариантах расчетов приняли одинаковым (60 %), а интервал плавления базовой шихты (1200 - 1400 °С) изменяли на ± 50 °С. Получено, что указанная зависимость также описывается линейным уравнением. Однако изменение потребности ЗГ в тепле на 70 % автоматически компенсируется теплотой воздуха, нагреваемого в спеке при новой температуре , и лишь на 30 % - за счет углерода шихты.

Для расчетной оценки влияния температуры Тгн на дефицит тепла в верхнем слое после зажигания ее увеличили от 975 до 1075 °С. Температура ^тах возросла от 1317 до 1358 °С, количество расплава - с 60 до, возможно, критической (с точки зрения сохранения жесткого скелета в ЗГ) величины, равной 84,2 % Однако температура спека в верхней части слоя за горном увеличилась всего на 22 °С. Поэтому для восполнения дефицита тепла необходимо увеличивать не температуру , а время внешнего нагрева

В зависимости от вида топлива, сжигаемого в горне, одна и та же температура Тпрсг достигается при разном коэффициенте расхода воздуха и, следовательно, разном содержании кислорода и паров воды в продуктах сгорания Показано, что повышение доли богатого газа в смеси сверх 30 - 35 % мало влияет на теплосодержание продуктов сгорания, их температуру и содержание кислорода С учетом этих факторов и цены на разные виды топлива при-

2,75 3 3,25 3,5 3,75 4

Углерод шихты, %

Рис 6 Зависимость потребной температуры горновых газов от содержания углерода в верхнем элементарном слое шихты

емлемой для внешнего нагрева является смесь доменного (65 - 70 %) и коксового или природного (35 - 30 %) газов с теплотой сгорания 8,3 - 9,1 и 13,3 — 15 МДж/м соответственно

Исследован газодинамический режим зажигания шихт Сформулированы задачи его организации оптимизация величины скорости фильтрации горновых газов через слой, равномерное распределение температуры поверхности слоя по ширине ленты и стабилизация во времени и по площади слоя под горном параметров зажигания Оптимальной можно считать скорость фильтрации газа, при которой минимизируется рассогласование скоростей фронтов теплопередачи и горения топлива в слое под горном Скорость перемещения фронта теплопередачи (изотермы температуры воспламенения топлива) практически линейно зависит от скорости фильтрации газа По 120 экспериментальным точкам из литературных источников и собственных данных получено обобщенное выражение для оценки относительной (к воздуху) скорости перемещения фронта максимальных температур по высоте слоя в зависимости от содержания в газе кислорода и горючего углерода

(31)

Экспериментально установлено, что эффективное и вместе с тем экономичное зажигание шихты обеспечивается при ограничении скорости фильтрации газов под горном, равной 0,15 - 0,20 м/с или 70 - 80 % от скорости фильтрации воздуха в основном периоде процесса агломерации С учетом времени сушки и нагрева до температуры воспламенения топлива шихты (12 - 15 с в слое в течение 1 мин формируется ЗГ топлива толщиной ~ 20 мм

При наладке горнов ВНИИМТ на АФ ЮУНК выполнили настройку режима его работы по показателю max, предложенному А А Го-товцевым с соавторами и равному разности содержания в газе под и над слоем

Скорость фильтрации газа под горном, снизившаяся за счет дросселирования первых двух камер, составила 0,15 м/с, при этом расход природного газа сократили на 40 % Дальнейшее снижение скорости фильтрации привело к резкому ухудшению качества зажигания (рыжей поверхности слоя) Оптимальные параметры дросселирования вакуум-камер AM

0,25 0 5 0,75

Длина горна доли

Рис 7 Изменение скорости фильтрации газа (У) через слой и разрежения (Р) без (1) и с (2) дросселированием первых вакуум-камер

№ 2 БхМЗ показаны на рис. 7 (здесь скорость соответствует разрежению 10 кПа), а результаты его внедрения - в табл. 3.

Таблица 3

Результаты внедрения дросселирования вакуум-камер на БхМЗ

Характеристики Базовый После

период внедрения

Расход газа, м:,/ч 2455 1820

Верхняя треть слоя

Выход агломерата фракции +5 мм, % 91,3 91,7

Прочность агломерата по классу +10 мм, % 85,0 86,6

Разница в выходе фракции +10 мм в центре

и на периферии ленты, % 14,0 8,5

То же, по фракции +5 мм, % 9,6 4,3

Нижняя треть слоя

Выход агломерата фракции + 5 мм, % 91,2 91,7

Холодная прочность по классу +10 мм, % 90,2 92,6

Как видно, наряду с экономией газа существенно уменьшилась неравномерность прочности агломерата по ширине ленты. Температуру, измеряемую под сводом горна термопарой, снизили с 1260 до 1180°С. Это обусловлено сокращением подсосов воздуха в горн. Дросселирование первой вакуум-камеры позволило снизить расход топлива на 15 %, обеих - 25,8 %.

Выполнено комплексное исследование усадки слоя офлюсованных шихт различного состава (рис. 8): 1 - 100% соколовско-сарбайского (с/с) концентрата, 2 - 70 % с/с концентрата и 30 % с/с руды, 3-70 % с/с концентрата и 30 % Михайловской руды КМА, 4-100 % бурого железняка. Опыты провели в прозрачной кварцевой чаше Ф 100 высотой 300 мм. В "холодных" опытах разрежение ступенчато изменяли от 2 до 20 кПа, в опытах с "зажиганием" шихты (без твердого топлива) нагрев осуществляли при разрежении 6 кПа, затем ступенчато увеличивали его до 20 кПа; в "горячих" опытах шихту зажигали при разрежении 6 и спекали при 8 кПа. Усадка "холодной" шихты составила 2 6 - 39 % от общей усадки слоя при спекании, усадка при зажигании возросла для шихт 1 - 3 до 42 - 54 %, при спекании - от 7 до 32 %. Усадка "холодных" шихт преимущественно происходит в нижней половине слоя, при зажигании - в верхней, менее плотной, где к тому же конденсируется больше влаги. Влияние разрежения на усад-

ку холодной шихты и при ее зажигании проявляется до 6 кПа, даль-

2 За 36

Номер шихты Рис 8 Усадка слоя шихт исходной (Иш), при зажигании (Зж) и спекании (Сп), 36 - подогретая шихта

нейшее увеличение до 20 кПа практически не изменяет ее величину Усадка подогретой шихты составила 60 % от усадки холодной шихты, а скорость ее спекания возросла на 30 %

Повышение газопроницаемости слоя шихты в результате уменьшения его усадки за счет дросселирования вакуум-камер должно сопровождаться снижением разрежения в тракте АМ С другой стороны, сокращая подсосы воздуха в тракт и повышая сопротивление системы, дросселирование увеличивает разрежение в ней Результирующее влияние факторов на разрежение в тракте является показателем, позволяющим оценить доминирующий из них Так, на АМ БхМЗ в дросселирование первых двух вакуум-камер обеспечило рост разрежения в коллекторе на 0,6 кПа и производительности АМ на ~ 3 %

Зависимость удельного расхода тепла на зажигание шихты от высоты слоя шихты, рассчитанная по уравнению (30) при условиях тзж = 1 мин,

\угаг = 0,18 м/с, рш= 1800 кг/м3 0,556 кг/кг ш и Тгаг= 1000 и 1250 "С,

представлена на рис. 9 Как видно, при спекании шихты в высоком слое расход тепла в горновом устройстве соответствует значениям, достигнутым на современных зарубежных аглофабриках, в т ч применяющих другие устройства для зажигания, т е он определяется в основном не техническими средствами, а условиями зажигания шихты

В результате обобщения опыта и исследований сформулированы следующие условия, обеспечивающие эффективное зажигание шихты

1) верхний элемент слоя должен иметь повышенную концентрацию топлива,

2) верхний элемент слоя должен быть уплотнен, 3) под горном следует контролировать и поддерживать заданную максимальную температуру поверхности слоя шихты, 4) температура горновых газов в начале зажигания должна соответствовать "мягкому" режиму для шихт с низкой структурной устойчивостью и "жесткому" с высокой, 5) время зажигания шихты должно составлять, по крайней мере, 1 мин, 6) дросселирование вакуум-камер под горном должно обеспечивать скорость фильтрации газа через слой в пределах 0,15 -0,20 м/с, 7) в горне должно поддерживаться давление газа, близкое к нулю

3.3. Комбинированный нагрев слоя

[7, 10, 21, 23 - 26, 31, 41, 57 - 59, 63, 68 - 69, 71, 77, 85, 86] Проанализирован первый опыт применения "комбинированного нагрева шихты" (далее КНШ) в черной металлургии страны и за рубежом Метод, предложенный В И Распоповым, признан эффективным и рекомендован для

Рис 9 Зависимость расхода тепла на зажигание шихты от высоты слоя и температуры горновых газов

применения, что способствовало его директивному внедрению на аглофабри-ках МЧМ СССР Оно осуществлялось на базе типовых режима КНШ и трех-секционных горнов камерного типа1 конструкции ВНИИМТ и ВНИИМТ -Уралэнергочермет, перекрывающих 20 - 30 % длины АМ В горнах совмещаются все операции внешнего нагрева подогрев шихты до температуры воспламенения топлива, собственно зажигание и дополнительный нагрев слоя

Обобщены результаты последующего широкого внедрения КНШ на аг-лофабриках МЧМ СССР Выполнена комплексная оценка КНШ, включающая определение общего расхода тепла газообразного и твердого видов топлива на агломерацию, теплового КПД процесса, оценку его влияния на конечную температуру спека, производительность АМ и качество агломерата Режимы КНШ представлены как "классический" (КНШ1) и "экономичный" (КНШ2), между которыми находятся все промежуточные режимы. Режим КНШ] устанавливается из условия достижения заданной, одинаковой по всей высоте

слоя температуры материала , реализуемой за счет ввода максимально

возможного количества тепла внешнего источника Режим обеспечивает минимально возможное содержание углерода шихты на каждом горизонте слоя Если дополнительно снизить содержание углерода, то, независимо от расхода

тепла на КНШ, температура за пределами горна упадет, а дополнительное тепло КНШ будет расходоваться только на перегрев спека При режиме КНШ2 полностью компенсируется дефицит тепла в верхней части слоя, но образуется избыток расплава, ограничиваемый в расчетах 10 %.

Расчетное оптимальное распределение температуры Ткнш во времени (т) для режима КНШ и слоя базовой шихты высотой 220 - 550 мм описывается линейным уравнением

При т - 0 температура равна температуре горновых газов при зажигании шихты, а в конце КНШ - 650 - 300°С (650 °С для слоя высотой 220 мм и 300°С -для 550 мм) С увеличением высоты слоя от 220 до 550 мм расход тепла на КНШ] снижается от 334 до 187, а на КНШ2 - от 100 до 68 МДж/т агломерата Относительная продолжительность КНШ сокращается соответственно от 39,8 до 21,8 и от 17,0 до 10,0 % Доля затрат тепла на внешний нагрев, включая зажигание, соответственно уменьшается в общих затратах тепла на агломерацию от 33,8 до 17,8 и от 14,3 до 8,3 %

Расчетная зависимость оптимальной относительной продолжительности КНШ от высоты слоя для описывается уравнениями

(32)

тквш 1 ~ 58,7е ^кнш г= 38,1е

-О 0019 Нел

%

(33)

(34)

О 0024НСЛ

1 Первый образец трехсекционного горна предложен работниками ММК

Таблица 4

Результаты испытаний обогащенного кислородом дутья

Показатели Периоды

1 (базовый) 2 3

Среднее содержание кислорода в горновом газе над слоем, % 10,9 14,0 16,5

Содержание горючего углерода в шихте, %*' 5,36 5,06 4,96

Отношение С0"/С02" в газе из-под слоя*" 0,337/0,319 0,252/0,238 0,276/0,291

Полнота использования кислорода ф*" 0,513 0,547 0,597

РеО агломерата, %*4 21,65/17,79 22,13/18,38 21,79/17,52

Остаточный горючий углерод, %*4 0,263/0,234 0,220/0,125 0,162/0,127

Производительность АМ, % 100,0 103,1 104,6

Показатели качества, %*4 X х, 60,3/64,9 н д 62,9/66,8 6,3/5,7 64,3/67,5 6,5/5,8

Без возврата *2> Числитель - под горном, знаменатель - в основном периоде /р ~ (О, О,)/О, Числитель - верхний слой, знаменатель - товарный агломерат

Коэффициент использования тепла КНШ (КИТкнш), характеризующий отношение выведенного из процесса тепла твердого топлива к израсходованному теплу на весь внешний нагрев, растет с увеличением высоты слоя от 220 до 550 мм от 0,48 до 0,56 при режиме КНШ1 и от 0,520 до 0,654 - при КНШ2 Рост величины КИТ с увеличением высоты слоя обусловлен относительным снижением прихода тепла от внешнего источника в общий тепловой баланс процесса спекания

При КНШ1 температура спека растет по сравнению с базовой на 42 и 110 °С, а при КНШ2 - на 17 и 40 °С для слоя 220 и 550 мм соответственно

Увеличение высоты слоя от 220 до 550 мм в сочетании с режимом КНШ1 обеспечивает снижение расхода топлива для базовой шихты на 18,3 % Это максимально возможная экономия твердого топлива Экономия тепла на 1 т спека от КНШ невозможна в принципе, так как часть его расходуется на повышение температуры спека Экономия тепла на 1 т агломерата может быть достигнута только за счет увеличения выхода годного агломерата

При снижении теплопотребности шихты и неизменном температурном интервале плавления шихты распределение температур, продолжительность и расход тепла на КНШ не изменяются Для слоя 440 мм при замене 100 и 200 кг известняка известью расчетный расход твердого топлива при КНШ1 снижается от 55 до 47,8 и 40,6 кг/т агломерата соответственно Относительный расход тепла на внешний нагрев составляет 21,4% при 100 % известняка в шихте и 29,0 % - при полной замене известью

На АКМ-312 КарМК исследовано влияние обогащения кислородом горновых газов на показатели процесса спекания Железорудная часть шихты содержала 72,8 - 77,8 % лисаковского гравитационно-магнитного концентрата Кислород подавали в воздушные коллекторы каждой из трех секций горна

общей длиной 17,4 м. Результаты исследований представлены в табл. 4.

Обработанное по 3 периодам исследований изменение полноты использования кислорода горновых газов в ЗГ во времени описывается (Я = 0,918) уравнением: Ф = 0,1671п(т) +0,443, (35)

где т - время внешнего нагрева, мин.

При зажигании шихты величина ф изменяется от 0,29 до 0,47, что связано с затратами времени на сушку и нагрев верхнего элементарного слоя шихты (12 - 15 с) и несформировавшейся ЗГ; в конце КНШ (4,5 мин) ф = 0,72 - 0,75. Наибольший прирост величины ф происходит между 1-й и 2-й минутами внешнего нагрева (на 0,1 и 0,2 во 2 и 3 периодах исследований), что обусловлено расширением ЗГ. Несмотря на высокий технический эффект, применение кислорода на АФ КарМК даже в ограниченном количестве - 8,9 м3 /т агломерата оказалось неэкономичным Это направление, на наш взгляд, не имеет перспективы.

С использованием уравнения (31) выполнены расчеты по оценке влияния КНШ на время спекания шихты (рис. 10). Как видно, торможение процесса спекания существенно при режиме КНШ1 в значительно меньшей мере - при КНШ2, но в обоих случаях оно стабилизируется по величине при высоте слоя более 400 мм.

Определены условия минимизации продолжительности и расхода тепла на КНШ. Они реализуются при распределении углерода шихты по экспоненциальному закону, рассмотренному выше (27). Для слоя высотой 440 мм и установленной оптимальной разности содержания углерода в нем 1 абс. % продолжительность КНШ ограничивается 1,0 мин, а расход тепла на КНШ, -20 МДж/т агломерата. В общем случае приемлемой можно считать продолжительность КНШ от 1,0 до 1,5 мин.

Сформулированы и реализованы на практике требования к устройству для внешнего нагрева шихты и газоотводящему тракту АМ под ним. Это плотное сопряжение стенок горна с бортами паллет и слоем, дросселирование первых вакуум-камер, распределение без провалов температуры горновых газов по длине горна (за счет рациональной установки и выбора типа горелок), защита воздушной завесой бортов паллет от перегрева под горном, возможность использования горна для контроля газопроницаемости слоя. Размещение горелок в боковых стенках горна рассматривается как приоритетное, прежде всего для мощных АМ.

Так как высота слоя шихты на отечественных АФ существенно меньше, чем на зарубежных, а цена на газ ниже, чем на твердое топливо, возвращение к «короткому» зажиганию шихты по зарубежному опыту ни технически, ни

и

88 К-1-1-1-

0,2 0,3 0,4 0,5 Высота слоя, м

Рис 10. Зависимость относительного времени спекания шихты от высоты слоя

экономически нельзя признать обоснованным Камерные горны рассматриваются как наиболее эффективные устройства для внешнего нагрева слоя

4. ГАЗОДИНАМИЧЕСКАЯ РАБОТА АГЛОМЕРАЦИОННОЙ МАШИНЫ [1, 2, 8, 9, 12, 22, 27, 30, 31, 34, 38, 52, 55, 57, 58, 60, 64]

Совместно с Я Л Белоцерковским и Л К Герасимовым разработаны методики экспериментального определения и расчета газодинамических характеристик слоя и элементов сети АМ Это - скорость фильтрации воздуха через слой, состав, температура, расход и давление газа в элементах сети АМ, приращение объема газа в слое, влагосодержание, плотность и состав газа в элементах сети, удельный расход воздуха на спекание шихты, коэффициенты ¿^л и п уравнения (18) потерь давления газа в слое, подсосы воздуха в тракт, коэффициенты сопротивления уплотнений и элементов тракта, газодинамические характеристики нагнетателей и тракта дымовой трубы - определены при промышленном обследовании 20-и аглофабрик стран СНГ и 4 - Индии

Для расчета параметров газа и производительности АМ используется величина удельного расхода воздуха на спекание 1 т шихты () Его определяли из баланса потоков шихты и воздуха на АМ, а также углерода и серы (8Ш) шихты, горновых газов (С™), агломерата (Саш), возврата (Свз) и уходящих из слоя газов

Увоз = О + ^о]Рпар)[(Сш + 0,3758ш) + 1667УП,СГН(1 + ^ ф)/(РамивРш)-1(Сю + 0,3758.,) -

Накопленные экспериментальные данные позволили разработать методику расчета удельного расхода воздуха и состава газа, не требующую масштабных промышленных измерений Методика основана на следующих предпосылках Кислород воздуха участвует в окислении горючих элементов шихты и БеО Его расход на эти реакции рассчитывается по стехиометриче-ским соотношениям Выражение для расчета расхода воздуха на горение углерода шихты с учетом химической неполноты горения (ус) и избыточного воздуха, не участвующего в реакциях (уиз6), имеет вид

У?д = усгор + уизо = [37,5 + (р - 0,375)02"] Вс/0,375(21- 02")р02 р, м3/м3 ш, (37)

где содержание кислорода в продуктах сгорания углерода шихты, %, - плотность кислорода, кг/м3, Вс - объемная концентрация горючего углерода в слое шихты, кг/м3, Р - стехиометрический фактор, кг С/кг О,, р - 0,75(1 + С0/С02)/(2 +С0/С02) Зависимости содержания кислорода в уходящих из слоя газах и коэффициента его использования в слое от Вс, полученные для 23 промышленных шихт, показаны на рис 11 Они описываются уравнениями (Я = 0,962)

0> = (О2-О2)/О, = 0,491пВс-1,31 (39)

Стехиометрический фактор 6 в интервале Вс = 40 - 70 кг/м3, рассчитанный по среднему за процесс составу уходящего из слоя газа для этих шихт, равен

0,423 ± 0,009 Взаимосвязи между фактором 6 и величиной Вс как и в опытах Н М Бабушкина (р = 0,436 ± 6 %), не выявлено Вместе с тем экспериментальные данные А А Сиго-ва, В А Шурхала, В Г Котова, Л И Каплуна и др исследователей свидетельствуют о наличии взаимосвязи отношения СО/СО2 и содержания горючего углерода в шихте В наших лабораторных опытах с инертным материалом также получено, что фактор 6 в интервале Вс от 19 до 91 кг/м3 растет от 0,448 до 0,473 "Постоянство" же фактора 6, отмеченное Н М Бабушкиным, означает фактическое изменение отношения СО/СО2 от 0,205 до

0,606 Представив для отмеченных выше промышленных данных зависимость содержания С02 в уходящих газах в виде функции от 02

С02 = 16,49 -0,677 02' (40)

(Я = 0,963) и определив из баланса кислорода содержание СО", получили следующие уравнения для расчета состава газа от горения топлива

С02" = 7,00 1п(Вс) - 16,32 (41)

СО =5,51 1п(Вс)- 18,37 (42)

С07С02 = 0,288 1п(Вс) - 0,847 (43)

Р = 0,041 1п(Вс) + 0,261 (44)

Среднее значение стехиометрического фактора, рассчитанное по уравнению (44), не изменилось (0,423), однако выявилась зависимость 6 = £(БС) Отличие от результатов прямой обработки данных обусловлено, вероятно, низким содержанием и погрешностью определения СО в газах

Выражение для расчета удельного расхода воздуха в ЗГ с учетом его избытка после подстановки уравнений (44) и (38) в (37) имеет вид (Я = 0,950)

,уд _

Объемная концентрация топлива, кг/мч

Рис 11 Зависимость содержания кислорода в уходящем из слоя газе и полноты использования кислорода воздуха в слое от объемной концентрации топлива в слое

V" = 1,833ВС + 558,4

(45)

Погрешность расчета удельного расхода воздуха по отношению к величинам, определенным по экспериментальным данным, составляет ± 7 %

Определены и обобщены газодинамические характеристики слоя спекаемых шихт Величины коэффициентов и п уравнения (18) сопротивления слоя оценили путем обработки экспериментальных данных по 37 объектам 20

аглофабрик СНГ в виде зависимости ДР/Нс =

При среднеквадратичном отклонении 7,2 % коэффициент П = 1,59. Погрешность расчета средней скорости фильтрации воздуха в пределах ± 25 % от ее базовой величины не превышает 4,5 %.

В промышленных условиях определены газодинамические характеристики всех типов отечественных нагнетателей. Разработаны исходные данные на нагнетатель 12000-11-1 (с увеличенными от 1260 до 1320 об/мин) и на первый отечественный высоконапорный нагнетатель 13000-11-1 с повышением давления 17,5 кПа.

Экспериментально установлено, что средняя за процесс температура газа под колосниками по оси ленты на момент окончания процесса спекания не превышает 80 - 100 °С. Вместе с тем она равна 180 - 200 °С для всей площади AM и 100 - 150 °С перед нагнетателями, что свидетельствует о существенной неравномерности процесса спекания. Измерениями распределения температур газа под колосниковой решеткой по длине и ширине ленты АКМ-312 ЗСМК выявлено наличие "горизонтальной" скорости спекания (рис. 12). На расстоянии 50 мм от борта паллет спекание шихты завершается на середине ленты, а на 250 мм - на 18-й вакуум-камере из 26. "Горизонтальная" скорость спекания составляет 68,7 мм/мин, ширина периферийной области к концу ленты - 580 мм, а ее площадь - 48 м2. Механизм данного явления объяснен смещением вектора движения воздуха из щели между слоем и бортами паллет к оси ленты и последующим снижением сопротивления слоя в его периферийной области за счет опережающего роста высоты спека.

По величине шихты разбили на 3 группы: с низким (до 150), средним (150 -350) и высоким (более 350) сопротивлением слоя. С использованием этой классификации оценили техническую эффективность увеличения высоты слоя шихты, площади AM и применения высоконапорных нагнетателей Для характеристики герметичности АМ от подсосов воздуха предложен

г-отн

показатель гн , равный отношению площади неплотностей к площади спекания AM (Рн/Рсп). Он позволяет сравнить эксплуатационное состояние AM с одинаковой шириной ленты При ее отличии используются абсолютные значения щелей или площадь неплотностей приводится к одинаковой ширине ленты Лучший показатель для мощных AM составляет 5х 10"3 м2/м2, для

0 —!—I—1—I—I—I—1—I—1—I—I—I—I

0 2 4 6 В 10 12 14 16 18 20 22 24

Номера вакуум-камер

Рис. 12. Распределение температуры газа под колосниковой решеткой паллет: 1 - 50 мм от борта, 2 - 250, 3 - 500 мм

АМ площадью 30-84 м2 -6х10-3 м2/м' Для АМ площадью 50, 75, 90 и 312 М2 на 1 м2 приходится соответственно 1,00, 0,80, 0,67 и 0,50 м продольных уплотнений и 0,08, 0,067, 0,067 и 0,026 м торцевых, т е. АМ с большей шириной ленты имеет очевидные преимущества.

Исследовано влияние площади неплотностей уплотнений и элементов газо-отводящего тракта на работу АМ. Оно проявляется двояко (рис. 13): по мере сокращения площади неплотностей снижаются расход и потери давления газа в тракте, рабочая точка на характеристике нагнетателя перемещается к максимуму. С другой стороны, растет температура и уменьшается плотность газа, что снижает развиваемое нагнетателем давление. При определенных условиях (высоком значении , высоком слое и газоплотном тракте) появляется «оптимальное» количество подсосов воздуха, ниже которого работать недопустимо.

На примере АКМ-312, оснащенной двумя параллельными нагнетателями 9000-11-5, в табл 5 показано влияние высоты слоя и коэффициента ¡;сл на газодинамические характеристики сети, производительность АМ и расход электроэнергии. Расчеты выполнены для вариантов с постоянным и переменным (выделено курсивом) выходом годного агломерата из шихты.

Таблица 5.

Влияние сопротивления и высоты слоя на производительность АМ при постоянном и переменном (*) выходе годного агломерата, т/(м2 ч)

Условия расчета Высота слоя шихты, мм

300 350 400 450 500 550 600 650 700

¿"с =100 1,752 1,669 1,535 1,531 1,473 1,329 1,291

Сел = юо* 1,752 1,768 1,764 1,747 1,722 1,657 1,586

Сел = 250 1,246 1,166 1,099 1,042 0,992 0,948 0,909 0.874

Сел - 250* 1,246 1,236 1,216 1,190 1,160 1,128 1,096 1,065 1,077

Сел = 400 1,006 0,936 0,877 0,827 0,785 0,747 0,714

Сел = 400* 1,006 0,991 0,970 0,944 0,917 0,889 0,901

К™Д(Нел) 0,555 0,589 0,614 0,634 0,649 0,66 0,670 0,677 0.682

Свс,,а, % 30,6 26,4 23,2 20,7 18.8 17,4 16,2 15,4 14,7

Рис 13 Работа параллельных нагнетателей 9000-11-5 агломашины АКМ-312 при различной высоте и коэффициенте сопротивления

Зависимость выхода годного агломерата от высоты слоя принята по уравнением

(46)

Получено, что для сохранения величины скорости фильтрации воздуха через слой (скорости спекания) при увеличении высоты слоя шихты с низким, средним и высоким сопротивлением, необходимо на каждые 100 мм высоты слоя повышать разрежение в вакуум-камерах от 0,72 до 1,36, от 1,4 до 3,5 и от 3,6 до 7,1 кПа соответственно До 40 % от этой величины компенсируется нагнетателями автоматически

Исследовано влияние площади спекания АМ на ее производительность В зависимости от газоплотности элементов сети увеличение на 1 % площади спекания АМ сопровождается ростом ее производительности на 0,3 - 0,7 %, удельный расход электроэнергии сокращается на 0,25 - 0,50 %

На АКМ-312 АФ БМЗ три незадействованные вакуум-камеры зоны охлаждения площадью 36 м2 подсоединили к сборному коллектору, обслуживающему 276 м2 площади спекания АМ Рост производительности составил 5,2 %, что совпало с прогнозными расчетами по рассмотренной выше модели Оценено влияние длины (от 52 до 156 м) и ширины (от 6 до 2 м) АМ площадью спекания 312 м2 на ее производительность При увеличении длины ленты растут отношение площади неплотностей к площади спекания и количество подсосов воздуха, снижаются скорость фильтрации газа через слой и производительность АМ (от 103,6 % при 52 м до 87,5 % при 156 м), удельный расход электроэнергии возрастает от 93,1 до 123,9 %

Исследована эффективность применения высоконапорных нагнетателей Результаты расчетов по замене нагнетателей 9000-11-1 на высоконапорные 13000-11 -1 для шихт с разным сопротивлением слоя представлены в табл 6

Выполнен анализ влияния живого сечения элементов газоотводяшего тракта, охлаждения уходящих газов, теплоизоляции тракта, температуры и давления окружающей среды и неравномерности распределения воздуха по ширине ленты на показатели работы АМ В частности показано, что понижение неравномерности распределения воздуха даже на 20 отн % обеспечивает рост производительности АМ на 8 % при уменьшении удельного расхода электроэнергии на 7,5 %

Дана оценка применения роторов параллельных нагнетателей с неодинаковой степенью износа, неодинаковым сопротивлением и количеством подсосов воздуха в параллельных участках тракта

Созданная база данных и разработанные методики позволяют выполнять газодинамические расчеты и разрабатывать проектные решения, используя оперативные отчетные данные для реконструкции действующих агломерационных фабрик и аналоги - для проектируемых новых

Таблица 6

Эффективность применения высоконапорных нагнетателей

Параметры 100 ^СЛ 400

Нагнетатели

9000-11-1 13000-11-1 9000-11-1 13000-11-1

Высота слоя, мм 300 600 300 600 300 600 300 600

Сопротивление слоя, кПа 6,83 9,40 8,16 11,42 11,58 13,49 14,36 17,06

Температура газа перед

нагнетателем, °С 152 136 153 136 115 97 116 97

Повышение давления

нагнетателем, кПа 10,67 12,39 12,99 15,32 14,08 15,33 17,70 19,58

Производительность

нагнетателя, м3/мин 255,4 236,5 284,4 266,1 215,6 197,6 245,7 228,0

Общие подсосы

воздуха в тракт,% 44,4 52,1 44,2 51,9 60,5 68,6 60,4 68,5

Удельная производитель- 1.751 1,657 1,954 1.870 1,005 0.901 1.151 0.997

ность АМ, т/(м2ч)/% 100 100 111,6 112,9 100 100 114,5 110,7

Удельный расход

электроэнергии, кВт ч/т 11,9 13,23 15,15 16,79 20,21 22,99 28,00 32,30

5. ТЕПЛОВАЯ СТАБИЛИЗАЦИЯ И ОХЛАЖДЕНИЕ АГЛОМЕРАТА 5.1. Тепловая стабилизация спека [42 - 44, 61, 83]

Одной из важных причин пониженного качества агломерата при традиционной технологии агломерации является механическая обработка и последующее охлаждение спека с остаточным (15 - 20 %) расплавом. Разработан способ "тепловой стабилизации", основанный на условии полной кристаллизации расплава на АМ. Предусмотрены два варианта реализации способа:' а) отведение на АМ дополнительной автономной зоны тепловой стабилизации (12 - 15 % сверх площади спекания), оснащенной дымососом, обеспечивающим разрежение под слоем -7,5 кПа;); б) укладка на колосники постели слоем 50 - 60 мм и выделение такой же зоны без автономного тракта с дымососом. В обоих случаях после стабилизации агломерат поступает на дробление и охлаждается в автономном охладителе.

Разработке способа предшествовали испытания на АКМ-312 ЧерМК охлаждения агломерата без отсева горячего возврата1. Из-за повышенной нагрузки на линейный охладитель скорость паллет снизили на 15 %, в результате чего был случайно реализован режим тепловой стабилизация спека. Максимальный размер куска агломерата уменьшился от 140 до 100 мм, содержание фракции + 40 мм в агломерате - на 7,7 абс. %, фракции - 5 мм - на 1,3 %, выход возврата с 462 до 288 кг/т агломерата, а расход твердого топлива снизился на 9,5 %. Температура газа перед нагнетателями возросла до 202 °С.

1 Испытания проведены под руководством Б С Расина.

После этого совместно с Л.И. Каплуном провели 20 серий (по 3-4 спекания) лабораторных опытов с тепловой стабилизацией спека

Таблица 7

Показатели спекания шихты АО "Северсталь"

Номер- Окончание Характеристики Качество агломерата

серии спекания процесса

опытов СО? Т и„ о„„ К7КМ г Х,/Х, Х,/Х4 х</х*

10 9,8 320 15,15 1,040 77,11 0,67 62.70 41.3 21.6

19,90 6,41 8,5 10,2

11 1,0 540 13,66 1,025 85,08 0,15 62.94 40.8 19.3

13,12 6,95 6,7 9,2

11а 1Д 570 12,50 0,938 85.10 0,10 67.70 38,5 21.7

12,32 5,90 10,2 12,4

Условные обозначения Тг - температура уходящего газа в момент прекращения процесса1^; Кг — выход годного агломерата, % фракции >10 мм, Кч — выход мелочи после испытания на сбрасывание, % фракции <5 мм; ХЬ'.Х2 — выход фракций > 5 и < 5 мм после "барабана", %, Х3 и Х4 — содержание фракций > 40 и > 20 мм до "барабана", %, Х5 и Хб — то же, после "барабана", %, Нп - высота слоя постели, мм

Условия и результаты экспериментов представлены на примере шихты "Северсталь" в табл.7.

Высота слоя составляла 300 мм, постели - 20 мм, разрежение - 11 кПа. Десятая серия опытов воспроизводила промышленные условия (недопека-ние), 11-я - тепловую стабилизацию, 11а - дополнительное частичное (10 % по времени) охлаждение спека.

Результаты лабораторных спеканий в целом подтвердили результаты испытаний на ЧерМК. Аналогичные опыты проведены для шихт НТМК и НЛМК, их результаты подтверждают общую эффективность метода..

5.2. Охлаждение спека на агломашине [68]

Значительное число АМ в мире работают с охлаждением агломерата на ленте Для расчетного анализа процесса охлаждения в качестве определяющей характеристики выбрано отношение времени охлаждения спека ко времени спекания шихты (90хл = тс»аАсп )■> являющееся функцией высоты слоя, начальной температуры спека и скорости фильтрации воздуха. Обобщенная зависимость от высоты слоя и скорости фильтрации описана уравнением бохл — а-1пНсл + Ъ1пНслх1п\у-с1п'й' (47)

и показана на рис. 14. (а = 0,248, Ь = 0,114, с = 0,156, с1 - 0,34) По мере увеличения высоты слоя величина 8охл снижается, стабилизируясь при ~ 600 мм. Это обусловлено уменьшением начальной температуры спека, ростом температуры уходящего из спека воздуха и, как следствие, сокращением удельного расхода воздуха на охлаждение Средняя температура воздуха по всему спеку, расположенному в зоне охлаждения АМ, составляет 220 - 230 °С, материала 250 - 275°С, причем меньшее значение температур соответствует большей

высоте слоя При КНШ эти температуры возрастают на ~ 30 °С. При расчете скорости фильтрации воздуха через слой по его средней температуре погрешность расчета составляет 3,0 - 3,5 % в сторону занижения С учетом данной поправки для инженерных расчетов могут использоваться средние температуры воздуха и спека.

Кристаллизация расплава завершается на площади зоны охлаждения AM а 5 от 12 % для слоя 220 мм до 24 % - для 550 мм. При охлаждении спека на ЛМ до максимальной температуры 150 °С его средняя температура составляет ~ 40 °С.

При средней температуре охлажденного спека 100 °С его максимальная температура равна 478 °С для слоя 330 мм и 490 °С - для 440 мм. Поэтому при транспортировке агломерата резиновыми конвейерами спек на ЛМ необходимо охлаждать до максимальной, а не до средней температуры 150 °С.

5.3. Охлаждение агломерата на линейном охладителе [43 - 44, 79, 81]

Типовая схема производства агломерата на агломашинах АКМ-312 включает выделение горячего возврата из спека перед его охлаждением на охладителе. Отсеянный горячий возврат не используется для подогрева шихты, а охлаждается водой в барабанах-охладителях и, совместно с возвратом, выделенным из спека после охладителя, подается в шихту. Технический эффект от операции сводится к снижению нагрузки на охладитель. Наличие узлов выделения и охлаждения горячего возврата связано с большими затратами по обслуживанию и ремонту механических грохотов, барабанных охладителей и транспортерного хозяйства.

Первые испытания производства агломерата без отсева горячего возврата провели на АКМ-312 ЧерМК. Производительность охладителя по спеку упала при испытаниях с 410 до 360 т/ч. Поэтому реализация новой тепловой схемы потребовала интенсификации процесса охлаждения агломерата, которая возможна путем увеличения скорости фильтрации воздуха через слой, высоты слоя, снижения верхнего предела крупности агломерата и рационального распределения фракций по высоте слоя. Указанные задачи впервые решались на АФ № 2 КарМК1. Высоту бортов охладителя ОП-315, оборудованного шестью дутьевыми вентиляторами, увеличили с 600 до 800 мм, применили способ [78] и устройство [83] для "обратной" загрузки агломерата. Распределение температуры воздуха над охладителем при прямой и обратной системах загрузки агломерата показано на рис. 15. При типовой ("прямой")

Высота слоя, м Рис 14. Зависимость относительного времени охлаждения спека на ленте от высоты слоя и скорости фильтрации воздуха

'Испытания проведены под руководством Герасимова Л.К.

системе загрузки крупные куски агломерата с температурой 800 - 1000 °С располагаются в верхней части слоя, охлаждаются в последнюю очередь и практически не продуваются воздухом, охлаждаясь за счет излучения и теплопроводности. Их температура на сходе с охладителя достигает 350 °С. При "обратной" системе загрузки крупные куски в окружении мелкой фракции размещаются в нижней части слоя со стороны входа холодного воздуха, а средняя фракция -вверху слоя. Теплообмен между агломератом и воздухом в обоих случаях завершается практически на 40 % площади охладителя, однако при прямой системе загрузки, в отличие от обратной, температура воздуха над остальной частью охладителя монотонно снижается с 70 - 80 до 30 °С за счет медленного охлаждения крупных кусков агломерата, расположенных в верхней части слоя. С учетом полученных данных провели опыты по определению конечной температуры агломерата при его обратной загрузке с последовательным отключением дутьевых вентиляторов. При начальной температуре спека 540 °С и высоте слоя 800 мм охладитель ОП-315 обеспечил охлаждение 425 т/ч продукта при трех работающих дутьевых вентиляторах. Удельный расход воздуха снизился с 4300 до 2200 м3/т агломерата. Благодаря ликвидации грохота горячего агломерата и соответствующего увеличения площади спекания АМ на 24 м2 производительность АФ возросла на 5,2 %.

6. ТЕПЛОВАЯ РАБОТА ПАЛЛЕТ АГЛОМЕРАЦИОННОЙ МАШИНЫ

[39,40,47, 79, 80]

Сформулированы требования к колосниковой решетке (КР) АМ, которая должна обеспечивать низкое газодинамическое сопротивление при равномерном поле скоростей фильтрации газа по ширине паллет и между паллетами, стабильное живое сечение, без перекосов и выпадения колосников; минимальный унос шихты в тракт; высокую термическую стойкость; эффективную тепловую защиту подколосниковых балок, исключающую их прогиб

Решение задачи по совершенствованию конструкции КР осуществлялось совместно с П/О ЮУМЗ и УЗТМ. Испытаны массивные колосники разной формы и массы Установлена их высокая эффективность, с точки зрения самоочистки, термической стойкости и тепловой защиты паллет. Экспериментальные данные использованы для адаптации математической модели теплообмена в паллетах, разработанной во ВНИИМТ под руководством Ф Р Шкляра. На модели исследовали распределение температур в колосниках и подколосниковых балках с оценкой влияния на температурное поле высоты и массы колосников, изготовленных из стали марок 12X17 и Ст 3,

Рис 15 Распределение температуры воздуха над слоем при прямой (1) и обратной (2) загрузке агломерата

степени экранирования подколосни-ковых балок зацепами колосников, высоты спекаемого слоя, укладки защитной постели. Показано, что уменьшение расхода теплоносителя между зацепами колосников (рис. 16) способствует снижению перепада температур в подколосниковых балках и соответственно напряжений и величины прогиба. Поэтому конструкция паллет должна предусматривать ^ с плотным контактом между зацепами колосников. С увеличением высоты колосников уровень максимальных температур в них и в балках монотонно снижается. При высоте верхнего зацепа 28 мм и спинки (тела) колосника 50 мм максимальные температуры верха зацепа колосника, его спинки и верха балки составляют 580, 735 и 460 °С соответственно. При увеличении высоты колосника до 120 мм эти температуры снижаются до 460, 570 и 295 °С, причем температура верха балки с увеличением высоты колосника вначале становится равной температуре низа балки, а затем меньше ее. С ростом высоты колосника перепад температур в его теле повышается от 98 до 230 °С. Сопоставление влияния толщины постели и высоты колосников на нагрев колосников и балок показывает, что увеличение высоты колосника на 10 мм эквивалентно укладке постели толщиной 20 мм.

Экспериментально установлено, что температура крайних по длине паллет балок более чем на 200 °С. На модели выявлено, что нагрев балок осуществляется преимущественно путем конвективного теплообмена между газом и их боковыми поверхностями. Чем выше скорость газового потока, тем интенсивнее нагреваются балки и тем выше перепад температур по их высоте. Поэтому уменьшение зазора между паллетами уменьшает их нагрев.

Для предотвращения перегрева крайних балок разработан и на аглома-шинах АФ № 2 БхМЗ установлен несимметричный колосник, верхний удлиненный зацеп которого частично размещается на подколосниковой балке впереди идущей паллеты, перекрывая зазор между паллетами. Колосник выполнен массивным, самоочищающимся, оптимальной, с газодинамической точки зрения, формы. Расход колосников снижен на 80 г/т агломерата, повысилась стойкость паллет.

Согласно расчетами использование Ст. 3 с более высокой теплопроводностью по сравнению со сталью 12X17 обусловливает снижение максимальных температур и их перепада по высоте колосников. При высоте слоя шихты 320 мм температура верха зацепа колосника из Ст. 3 высотой 80 мм на 30 °С

Коэффициент расхода газа

Рис. 16. Зависимость перепада температур по высоте балки от расход газа между головками колосников

А 120 мм —о— 160 мм

ниже, чем у колосника марки 12X17 Температура верха балки наоборот повышается, но всего лишь на 10 - 15 °С

На АМ с зоной охлаждения Зестафонского завода ферросплавов испытана конструкция КР из Ст З1 АМ укомплектовали массивными колосниками 50х70 мм массой по 28 кг с поперечными вертикальными разрезами для предотвращения прогибов Промаркировав десять колосников, измерив массу и геометрические размеры, их установили на две опытные паллеты По истечении 7, 14, и 36 месяцев эксплуатации колосники снимали с паллет, взвешивали, измеряли стрелу их прогиба и снова устанавливали За три года угар металла составил 26,6 г/т агломерата Величина стрелы прогиба колосников составила 2,2 мм, что вполне допустимо Установлено, что высота колосников в ходе их эксплуатации практически не изменялась, т е масса колосников уменьшалась только в результате разгара боковых граней, преимущественно в верхней части колосников Поэтому функцию защиты подколоснико-вых балок от перегрева массивные колосники выполняют и по истечении длительного срока эксплуатации

Полученные в результате экспериментальных и модельных исследований данные позволили оптимизировать конструкцию КР, устанавливаемую на реконструируемых и новых АМ

7. ТОПЛИВОСБЕРЕЖЕНИЕ ПРИ АГЛОМЕРАЦИИ

7.1. Подготовка твердого топлива [65, 74 - 76, 78]

Выполнен анализ методов подготовки твердого топлива к агломерации в четырехвалковых и молотковых дробилках, стержневых мельницах, с отсевом и без отсева фракции 0 - 3 мм перед дроблением Исследована работа грохота нового поколения типа "Флип-флоп" по отсеву фракции 0 - 3 мм перед дроблением При производительности грохота 90 т/ч по входящему продукту, имеющему влажность 6 %, выход подрешетного продукта составил 33,2 т/ч, что соответствует производительности двух 4-хвалковых дробилок

Изучение под микроскопом структуры и текстуры кокса сухого тушения крупностью 2 - 10 мм показало, что ~ 22 % площади аншлифа образцов приходится на располагающиеся между плотными монолитными участками мелкие мостики - связи и участки со сравнительно низкой прочностью Они и являются источником мелких фракций в результате приложения к ним разрушающего воздействия и, по-видимому, характеризуют нижний предел содержания мелкого класса в дробленом топливе Приближение к этому пределу может быть достигнуто при правильной организации разрушений При раздавливании, характерном для валковых дробилок, разрушение частиц происходит преимущественно по мостикам и другим участкам с относительно низкой прочностью, поэтому прирост массовой доли мелкой фракции наименьший В стержневых мельницах и молотковых дробилках велика доля ударного разрушения материала, которое идет как по слабым участкам и мос-

1 Испытания проведены под руководством Сокола А Н

тикам, так и по монолитным прочным областям. На основании экспериментальных данных установлено, что при дроблении топлива в валковых дробилках с предварительным отсевом фракции 0-3 мм содержание класса минус 0,63 мм в готовом продукте находится в пределах 35 %, а без отсева 42 % по сравнению с 50 - 55 % (без отсева) для других дробилок.

В рамках тендера по строительству аглофабрики за рубежом выполнена технико-экономическая оценка подготовки топлива к спеканию на базе стержневых мельниц и валковых дробилок без и с предварительным отсевом фракции 0-3 мм. Учтены капитальные и текущие затраты, производительность дробилок, расход электроэнергии, мелющих элементов и футеровки мельниц, влияние фракционного состава готового топлива на его расход на агломерацию. Экономия затрат на дробление топлива в валковых дробилках с предварительным отсевом фракции 0 - 3 мм по сравнению с дроблением без отсева в валковых и стержневых мельницах составила 138 и 562 тыс. долл США на 1 млн. т агломерата соответственно.

7.2. Замена коксового топлива тощими углями

[17, 24, 28, 31, 32, 35, 50, 74 - 76, 78]

Для замены коксового топлива предложены тощие угли Краснобродско-го (Кб) и Красногорского (Кг) открытых разрезов. Характерными являются их низкая зольность (в среднем 9,1 % для Кб и 14,4 % - для Кг разрезов) и сернистость (0,25 - 0,30 %) при высокой теплоте сгорания (35,2 - 35,6 тыс. кДж/кг) и низком содержании летучих веществ (8,4 % - Кг и 10,5 - Кб). Достоинством тощих углей Кузбасса также является практическое отсутствие смолы в парогазовых продуктах. Дериватографическим методом анализа установлено, что интенсивный пиролиз тощих углей наблюдается при температурах 500 - 750 °С. В составе выделяющихся газов преобладав I водород (70%), метан (12%) и монооксид углерода (9-10 %). Максимум газовыделения наблюдается при температуре 700°С, соответствующей температуре воспламенения коксика шихты. Тощие угли отличаются повышенной термостойкостью. Реакционная способность угля крупностью 3 - 6 мм по отношению к углекислому газу - 3,6 - 3,9 мл/(г-с) выше, чем у кокса. Испытано совместное и раздельное дробление тощих углей с коксовой мелочью в четырехвалковых дробилках. После раздельного дробления образуется близкое по величине содержание фракции 0 - 0,5 мм в обоих видах топлива, но этой фракции в смеси топлив меньше, чем в каждом из них.

Совместно с предприятиями проведена серия лабораторных спеканий шихт аглофабрик регионов Урала, Сибири и Казахстана с заменой коксика углями Установлены пределы замены для каждой шихты. Количество СО в отходящем из слоя газе и степень использования химической энергии топлива СО/(СО+СО2) близки при спекании шихт, содержащих в топливе 100 % коксика и углей. Так, для шихты АФ № 2 КарМК это 2,70 и 0,280 %, и 2,53 % и 0,284 соответственно. Повышенное содержание СО и отношение СО/СО2

От ВНИИМТ - совместно с М С Барановым и Л К Герасимовым

наблюдается при использовании смеси из 50 % угля и кокса (3,53 % и 0,347 для тех же условий), что обусловлено расширением высокотемпературной зоны из-за разной скорости горения топлив

Первые промышленные испытания провели на аглофабрике БРУ, а затем - совместно с институтами Уралмеханобр и ВУХИН - на остальных аглофаб-риках региона. Результаты промышленных испытаний представлены в табл. 8 Как видно, производительность АМ при использовании тощих углей, как правило, не снижается. При работе на смеси топлив содержание СО в уходящих газах и отношение С0/С02 возрастают Наблюдается расширение ЗГ, связанное с разной скоростью горения кокса и углей Вследствие этого происходит снижение максимальных температур в слое и, в отдельных случаях (при замене более 50 % коксовой мелочи), небольшое понижение прочности агломерата. Имеет место некоторое уменьшение содержания БеО в агломерате Для выравнивания скоростей горения предложено укрупнить помол тощих углей до 0 - 5 мм, что закреплено в типовой технологической инструкции.

Таблица 8.

Результаты испытаний тощих углей Кузбасса

Предпр Доля Удельная Содержа- Барабан, % Химический состав

иятие угля в произво- ние мело- агломерата, %

топ- дитель- чи 0-5 мм +5 -5 Fe FeO Основ-

ливе, ность, в агломе- мм мм ность

% т/(м2 ч) рате (CaO/SiOi)

Бакаль 0 1,08 14,4 - - 44,0 14,9 1,00

ское 35 1,28 13,6 - - 42,8 13,0 0,96

РУ 502> 1,19 4,9'> - - 43,6 16,3 1,10

1002) 1,18 3,9'> - 41,7 15,9 0,99

Качка- 0 0,835 10,5 - 25,3 56,2 12,6 1,275

нарский 46 0,893 10,5 - 25,3 56,2 13,3 1,290

ГОК 54 0,864 10,9 - 25,0 56,0 12,2 1,270

ММК 0 1,49 16,2 - - 58,8 10,6 1,46

50 1,50 13,6 - - 59,3 10,5 1,47

100 1,51 17,5 - 58,6 9,1 1,46

КМК 0 1,34 - 49,0 8,6 54,9 12,6 1,05

25 1,37 - 51,6 8,0 54,8 12,1 0,91

252) 1,35 - 52,5 8,2 54,0 12,1 1,26

502> Нд - 52,9 7,8 54,6 11,0 1,24

НТМК 0 1,47 12,4 56,8 7,5 54,4 13,9 0,90

3) 20.7 1,44 12,4 56 7 7,8- 54,5 14,0 0,91

Завод 0 2,32 - 61,0 - 49,1 18,0 1,50

им 30 2,29 - 64,0 - 48,8 16,6 1,53

Серова 70 2,55 - 62,0 - 49,5 17,3 1,52

100 2,53 - 60,0 - 49,3 17,6 1,52

ЗСМК 0 1,15 18,1 65,4 5,6 57,3 15.6 0,94

4) 9,4 1,14 19,1 65,2 5,8 57,2 16,0 0,94

Примечания 1) Характерно для осеннего периода 2) Уголь Кг 3) По данным за 1975 г (кокс) и за 1976 г (20,7 % угля) 4) По данным за 1976 г (кокс) и за 1975 г (9,4 % угля)

При содержании 50 % угля и более в отходящем газе обнаружен свободный водород При использовании 100 % угля в газе содержится метан в количестве до 0,3 % Около 50 % летучих углей в процессе горения не участвуют

Коэффициент замены топлива (Кз) оценен по его эффективной теплоте сгорания

кз = {(1 -0,01а;)[(1 -0,01 АСД1 -0,05У;))} <ук/<5;, (48)

где А и V - содержание золы и летучих в топливе, %, к, у, с, г - отнесено к коксу углю (смеси топлив), сухой и горючей массе, Q - теплота сгорания горючей массы топлива, для тощих углей Кузбасса отношение /<3^ составляет ~ 0,95

Эффективная теплота сгорания смеси топлив в слое, оцененная по данным измерений на девяти АФ, находится в пределах от 22,74 до 24,66 МДж/кг, химический недожог - 8,4 - 16,8 %, механический - 3,0 - 5,4 % Оценка влияния свойств агломерата, полученного с введением в шихту тощих углей, на показатели доменной плавки выполнена на металлургическом заводе им Серова При замене углями до 70 % коксика и 100 % агломерата в доменной шихте изменений показателей плавки не выявлено

7.3. Теплотехническая оценка процесса агломерации [33, 47, 49, 50, 68] Тепловая работа AM не может быть оценена с помощью теплового баланса, отнесенного к слою спекаемой шихты как единому целому, Задача решена совместно с Л И Каплуном на основе ступенчатой тепловой схемы процесса (рис 17) Уравнение теплового баланса ступени 1 (нижней ступени теплообмена)

Индексы отнесены к теплоте м - исходной шихты, в - воздуха, твн и тав - внутреннего и автономного источников тепла (гап - на подогрев шихты), peг - регенерации рцв1 - рециркуляции воздуха из ступени 3, м1 2, - материала из ступени 1 (из ЗГ), фх физико-химических превращений, ух - потерь с газами л - остальных потерь

Рис 17 Ступенчатая тепловая схема аглопроцесса (обозначения в тексте)

Тепловой КПД ступени 1 (включает слой до верхнее границы ЗГ)

кпд, =[(о„2 -<}м1)+дфх1]/[дв1 +от.и +орав1] <зо>

Тепловой баланс ступени 2 (включает спек над ЗГ)

Полезной является теплота регенерации и горячего возврата для подогрева шихты Теплота кристаллизации и окисления БеО частично входит в С?^, а остальная часть расходуется на перегрев спека Тепловой КПД ступени 2'

кпд ,= ((2рег+дрм)/(<зм12+(}в2 +9тав2+Рфх2+РРш,2 +<)рУ*2) (52)

Уравнение теплового баланса ступени 3 - ступени автономного охлаждения агломерата.

<Зм2 3 + <5»3 + (ЗфхЗ = РмЗ +ОухЗ + РпЗ (53)

Полезной является теплота воздуха охлаждения материала, передаваемая в две первые ступени Тепловой КПД ступени 3:

кпДз= (Орвц)/((Зм2 з +<5*3 +<5фх3) (54)

Общий КПД является результатом взаимодействия всех ступеней

КПД = КПД, (КПДг + КПД3) (55)

Для самого простого случая - двухступенчатой схемы без подогрева шихты, без КНШ и рециркуляции газов общий КПД равен-

КПД = (1 + / (Зм1 2 )/{(1 + (Зфх2 / С>м) 2 М1 +(О™ + <2та1 У Орег 3} (56)

Общий КПД процесса по (56) в основном определяется отношением ((^тев "'^та! У^Зрег , что позволяет использовать его для оценки работы АМ, работающих в разных шихтовых условиях

Для базовой шихты при высоте слоя 440 мм приход физического тепла материала из ступени 1 в ступень 2 равен 76,2 %, от кристаллизации расплава - 17,3, от окисления БеО - 6,5% Если исключить из расчета теплообмена теплоту, выделяемую при кристаллизации расплава и окислении БеО, то, например, при высоте слоя 220 мм температура спека упадет с 750 до 600°С.

Тепловой КПД процесса зависит от высоты слоя следующим образом

высота слоя, мм 220 330 440 550 КПД1 0,910 0,911 0,917 0,922

КПД 0,437 0,478 0,495 0,505

КПД 0,398 0,436 0,454 0,466

Использование теплоты горячего возврата повышает КПД2 до 0,6, а общий КПД - до 0,55 Теплообмен в нижней ступени практически завершенный, резервы для его повышения практически отсутствуют Низкие значения КПД верхней ступени обусловлены невысокой эффективной поверхностью спека Расчетное повышение интенсивности теплообмена за счет увеличения поверхности спека в слое 440 мм дает следующие результаты

34,14 68,28" 341,40

1,27 1,18

722

666

1,09 604

1103 1204 1307

10,72 9,84

9,37

27,93 30,62 33,19 63,59 60,02 57,09 45,16 49,52 54,4

коэффициент теплоотдачи а„, МДж/(мч °С) оптимальный коэффициент сегрегации Кс конечная температура спека, °С средняя температура воздуха на входе в ЗГ, °С БеО в спеке в конце спекания, % доля теплоты регенерации в балансе ЗГ, % расход топлива, кг/т агл КПДз, %

Оценен в сравнении удельный расход воздуха на спекание шихты и инертного материала При "спекании" инертного материала (шамотной крошки) удельный расход воздуха уменьшается по мере увеличения объемной концентрации топлива в слое (рис 18) Это обусловлено существенным повышением температур газа в слое материала, имеющего близкую по величине теплоемкость и не образующего расплав, который ограничивает рост температур При спекании реальных шихт рост Вс сопровождается некоторым увеличением удельного расхода воздуха (45) Это объясняется тем, что расход топлива устанавливают на практике в соответствии с теплопотребностью шихт, а максимальная температура в слое регулируется температурой плавления шихт, близкой по величине Поэтому требуется повышенное количество теплоносителя для того, чтобы передать тепло от большего количества топлива к шихте Полнота использования кислорода в ЗГ соответственно растет не прямо пропорционально величине Вс, а с некоторым отставанием (см рис 11) Средний удельный расход воздуха, определенный по результатам рассмотренных выше промышленных измерений, составляет 0,770 м3/м3 шихты или

0,402 м3/кг шихты)

Эффективная теплота сгорания горючего углерода топлива в слое, отнесенная к содержанию СО и СО2 на выходе из слоя, уменьшается с ростом Вс, и с учетом химического недожога и механических потерь она может быть принята для расчетов равной 27,0 ± 0,8 МДж/кг

г Рис 18 Зависимость коэффициента

Факторами, обуславливаю- ^^

щими расширение высокотемпе- расхода воздуха, стехиометрического ратурной области сверху вниз фактора и удельного расхода воздуха слоя, являются стоки тепла при от объемной концентрации углерода в

слое

окислении FeO в спеке и кристаллизации расплава, низкая интенсивность теплообмена между воздухом и спеком по сравнению с шихтой, а для ЗГ -рост крупности зерен шихты из-за ее сегрегации и увеличение объема и теплоемкости газа Обобщенная по экспериментальным данным и расчетам на модели оценка влияния основных технологических и теплотехнических факторов на расход топлива на агломерацию дана в табл. 9

Степень использования тепла спека в технологических целях лимитируется не тем, сколько тепла образуется при охлаждении агломерата (оно избыточно для этих целей), а тем, сколько тепла может «принять» процесс спекания Чем лучше организован процесс, тем меньше тепла агломерата может быть использовано в технологических целях На зажигание шихты можно вернуть от 2,0 до 3,6 % от теплоты спека, на «классический» вариант КНШ1 -от 10 до 16 %, на подогрев шихты горячим возвратом - от 25 до 35 % соответственно для высокого и низкого слоев.

Таблица 9

Влияние основных факторов на расход топлива на агломерацию

Ед. изме- Вели- Рост расхода (+),

Факторы рения чина экономия (-)топлива

фактора кг/т агл %

Зола топлива % + 1 + 1,40

Летучие вещества топлива % + 1 + 0,35

Фракция + 3 мм в топливе % + 1 + 0,55

Фракция - 0,5 мм в топливе % + 1 + 0,34

Возврат кг/т агл. + 10 + 0,2

Известняк* кг/т агл. + 10 + 0,5

Доломит* кг/т агл. + 10 + 0,3

Известь вместо известняка * кг/т агл + 10 -(0,72/0,82)

Серпентин и дунит - заме- кг/т агл + 10 -0,5

нители доломита*

Колошниковая пыль кг/т агл. + 10 -1,0

Окалина кг/т агл. + 10 -1,0

Внешняя влага шихты кг/т агл. + 10 -1,0

Кристаллохимическая влага кг/т агл. + 10 -1,5

Высота слоя шихты** мм + 100 (3,0-1,3)

Начальная температура °С + 10 -0,4

Заданная максимальная °С + 10 + 0,15

температура в слое

Количество расплава % +1 + 0,45

Оптимизация распределения % до - 6

топлива по высоте слоя

Горячий воздух с охладите- °С + 300 -20

ля агломерата (газ)

Примечание * При одинаковой температуре плавления шихты, ** Числитель - без учета, знаменатель - с учетом снижения выхода возврата, 3,0 % относится к повыше-

нию слоя от 220 до 330 мм, 1,3 % - от 440 до 550 мм

Суммарная степень полезного использования тепла спека в технологических целях находится в пределах 40 %

Максимальный тепловой КПД процесса агломерации составляет 55 - 60 % и, в этом отношении, как и по количеству вредных выбросов в атмосферу, он уступает процессу получения окатышей

Заключение

На основе модельных, лабораторных и промышленных исследований, а также развития теории агломерации выполнено научно-техническое обоснование, разработаны и внедрены с существенным технико-экономическим эффектом тепловые схемы, способы и устройства для теплотехнического обеспечения основных технологических операций производства агломерата

Автор благодарен за совместные творческую работу и крупномасштабные промышленные исследования сотрудникам лаборатории теплотехники агломерации ВНИИМТ Л К Герасимову, Б С Расину, Г Г Добрякову, Л Г Журавлевой, А И Ракову, А Ф Мысику, В А Чистополову, коллегам из смежных лабораторий - Л И Алексееву и А А Винтовкину, и других организаций - А А Готовцеву, Г В Дакалову, Л И Каплуну, А А Кауфману, Г И Каморникову, В И Коротичу, В А Морозову, А Н Соколу, Н К Чев-лытко, Ю И Шепелеву, Б К 8 ВИаёопа, Т М 8гш1уа8ап, М Т безвре-

менно ушедшим - С В Базилевичу, М С Баранову, Я Л Белоцерковскому, Ф Р Шкляру, и за помощь, поддержку и консультации - Г Н Бездежскому, Б М Боранбаеву, Г М Майзелю, Л А Смирнову, Ю С Юсфину и Ю Г Яро-шенко

Список трудов

Книги

1 Теплотехнические расчеты агрегатов для окускования железорудных материалов / С В Базилевич, В М Бабошин, Я Л Белоцерковский, Г М Май-зель, А П Буткарев, Р Ф Кузнецов, В Я Рехтер, В А Тверитин, Ф А Круг-лов, Ю А Фролов — М Металлургия, 1979 —208 с (монография)

2 Производство агломерата и окатышей справочник / С В Базилевич, А Г Астахов, Г М Майзель, Ю А Фролов, М А Цейтлин, Ю С Юсфин — М Изд-во «Металлургия», 1984 — 216 с (монография)

3 Коротич В И Агломерация рудных материалов / В И Коротич, Ю А Фролов, Г Н Бездежский — Екатеринбург ГОУ ВПО "УГТУ-УПИ" 2003 — 400 с (монография)

Статьи, доклады

4 Коротич В И Поведение влаги и газодинамика слоя в начальный период процесса агломерации сообщение 1 / В И Коротич, В П Пузанов, Ю А Фролов//Изв вузов Черная металлургия 1968 №10 С 26-30

5 Коротич В И Поведение влаги и газодинамика слоя в начальный период процесса агломерации сообщение 2 / В И Коротич, В П Пузанов, Ю А Фролов//Изв вузов Черная металлургия 1968 №12 С 37-41

6 К расчету зажигательных устройств агломерационных машин конвейерного типа / Ю А Фролов [и др ] // Теплотехника обжиговых и агломерационных машин сб науч тр ВНИИМТ 1969 № 18 С 141 - 150

7 Выбор вида топлива для зажигания и комбинированного нагрева агломерационных шихт / Ю А Фролов [и др ]//Сталь 1970 № 10 С 125-136

8 Определение условных коэффициентов сопротивления элементов сети агломерационных машин / Ю А Фролов [и др ] // Теплотехника процессов окускования и обжига металлургического сырья сб науч тр ВНИИМТ 1971 №25 С 67-78

9 Методика расчета сетей агломерационных машин и выбора эксгаустеров / Ю А Фролов [и др] // Теплотехника процессов окускования и обжига металлургического сырья сб науч тр ВНИИМТ 1971 №25 С 61-67

10 Базилевич С В Комбинированный нагрев шихты при агломерации железных руд / С В Базилевич, Ю А Фролов, Г М Майзель // Информ ЦИ-ИНЧМ Сер 3 Окускование руд 1972 Вып 1 25 с

11 Исследование процесса агломерации с заменой коксового материала углями /MC Баранов Ю А Фролов, А А Кауфман, Т М Лобковская // Металлургическая теплотехника темат отрасл сб М Металлургия, 1974 № 3 С 13-16

12 Фролов Ю А Определение параметров газа в агломерационном процессе / Ю А Фролов, Л К , Герасимов, Г Г Добряков / Металлургическая теплотехника темат отрасл сб М Металлургия, 1974 №ЗС 6-13

13 Исследование сегрегации агломерационных шихт / Ю А Фролов [и др ] // Сталь 1974 №10 С 882-888

14 Фролов Ю А Исследование и анализ гидравлических характеристик агломерационных машин ЗСМЗ / Ю А Фролов, Г Г Добряков, Л К Герасимов // Окускование железных руд и концентратов сб науч тр ин-та УРАЛМЕ-ХАНОБР Свердловск, 1975 № 19 С 31-32

15 Бернштейн Р С Применение вибропитателя для загрузки агломерационной машины /PC Бернштейн, ЮА Фролов // Металлург 1975 №7 С 12-14

16 Результаты реконструкции агломашин на агломерационной фабрике Ба-кальского рудоуправления / Ю А Фролов [и др ] // Бюл ЦНИИЧМ 1975 №19 С 31-32

17 Использование тощих углей Кузнецкого бассейна при агломерации Ба-кальских руд / Ю А Фролов [и др ] // Черная металлургия Бюл ин-та Черме-тинформация 1975 №2 С 36-37

18 Влияние подсосов воздуха в газоотводящий тракт агломашины на показатели процесса спекания / Ю А Фролов [и др ] // Обогащение руд Л ,1976 № 6 С 23-28

19 Берштейн Р С Анализ гидравлических характеристик агломерационных машин завода "Запорожсталь" /PC Берштейн, Ю А Фролов, С В Базилевич //Бюл ЦНИИЧМ 1976 №3 С 19-23

20 Берштейн Р С Оптимальная технология спекания шихты в высоком слое /PC Берштейн, Ю А Фролов//Металлург 1976 №7 С 12-13

21 Опыт работы агломерационной фабрики Бакальского рудоуправления / ГА Пермяков, Б С Гусев, В А Морозов, ЮА Фролов // Металлург 1976 №3 С 19-23

22 Исследование состава газа при агломерации и его использование для анализа процесса агломерации / М С Баранов, Ю А Фролов, Н М Бабушкин, Н Н Харский, Л Г Журавлева, А Ф Мысик // Металлургическая теплотехника сб науч тр ВНИИМТ М Металлургия, 1978 №7 С 10-15

23 Внедрение комбинированного нагрева шихты на Коммунарском металлургическом заводе / Ю А Афанасьев, Ю А Фролов, С Н Петрушов, И М Мищенко, В А Румянцев, А И Капуста, И И Ровенский // Бюл ЦНИ-ИЧМ 1978 №13 С 39-41

24 Фролов Ю А Важнейшие направления повышения экономической эффективности использования топливно-энергетических ресурсов / Ю А Фролов, В П Андреев М Изд-во Всесоюзного НИИ комплексных топливно-энергетических проблем, 1978 С 393 -399

25 Фролов Ю А Применение комбинированного нагрева на агломерационных фабриках / Ю А Фролов, Л И Алексеев, В А Чистополов // Сер Обз информ ЦИИНЧМ Сер Подготовка сырых материалов к металлургическому переделу М,1979 Вып 1 35 с

26 Алексеев Л И Организация сжигания газа в горнах агломерационных машин конвейерного типа / ЛИ Алексеев, Ю А Фролов // Газовая промышленность Сер Использование газа в народном хозяйстве 1979 Вып 7 38 с

27 Пути повышения качества агломерата и производительности агломерационных машин / Ю А Фролов, Л Г Журавлева, Л К Герасимов, Г Г Добря-ков//Эксп - инф ЦНИИЧМ Сер 3 1979 Вып 1 28 с

28 Использование тощих углей Кузнецкого бассейна на аглофабриках Магнитогорского металлургического комбината /АЛ Галатонов [и др ] // Черная металлургия Бюл ин-та Черметинформация 1979 №11 С 31-32

29 Использование тощих углей в агломерационном производстве /МС Баранов, Ю А , Фролов, Н К Чевлытко, В А Яковлев // Обзорная инф ин-та Черметинформация М, 1980 Сер 3,вып 2,38 с

30 Определение газодинамических характеристик агломерационных машин / Л К Герасимов, Ю А Фролов, В И Коротич, Л Г Журавлева, Г Г Добряков // Науч основы построения АСУ ТП окускования сыпучих материалов сб тр Киев Наукова думка, 1980 С 70-83

31 Теплотехнические направления повышения технико-экономических показателей работы агломерационных фабрик / Ю А Фролов [и др ] // Сталь 1980 №3 С 165-168

32 Использование тощих углей Кузбасса на аглофабриках Карагандинского металлургического комбината / В А Мирко [и др ] // Бюл ин-та Черметин-формация 1981 №2 С 40-42

33 Фролов Ю А Нормирование расхода топлива при агломерации / Ю А Фролов // Методические основы нормирования расхода топлива в про изводствах черной металлургии тез докл науч - техн конф ВНИИМТ Свердловск, 1982 С 9-10

34 Герасимов Л К Расчет удельного расхода воздуха при агломерации / Л К Герасимов, Ю А Фролов, В И Коротич // Подготовка шихты для обжига и спекания сб науч тр МЧМ СССР УРАЛМЕХАНОБР Свердловск, 1983 С 35-41

35 Кауфман А А Определение реакционных характеристик агломерационного топлива / А А Кауфман, Л И , Каплун, Ю А Фролов // Производство чугуна межвузовский сб УПИ 1983 С 3 - 6

36 Пермяков Г А Спекание шихты в высоком слое на аглофабрике Бакаль-ского рудоуправления /ГА Пермяков, В А Морозов, Ю А Фролов // Горный журнал 1983 №6 С 49-51

37 Прогнозирование результатов реконструкции агломерационных машин / Ю А Фролов [и др ] // Бюл ЦНИИЧМ 1984 С 33 - 35

38 Газодинамические характеристики агломерационных шихт / Л К Герасимов, Л Г Журавлева, Ю А Фролов, Г Г Добряков // Изв вузов Черная металлургия 1984 №12 С 19-22

39 Новая колосниковая решетка агломерационных машин /АН Сокол, А Ф Мысик, Ю Г Ярошенко, Ю А Фролов // Бюл ин-та Черметинформация 1984 №Ц С 31 -32

40 Анализ теплообмена в спекательных тележках агломерационных машин / А Н Сокол, А Ф Мысик, Ю А Фролов, М В Раева // Библ указатель ВНИИПИдеп науч раб 1985 №5 19 с

41 Обогащение кислородом горновых газов при внешнем нагреве агломерационной шихты / Л К Герасимов, Ю А Фролов, М Ф Витущенко, Г Г Добряков // Режимные и конструктивные параметры тепловых металлургических агрегатов сб М Металлургия, 1986 С 5 - 8

42 Фролов Ю А Рациональная тепловая схема производства агломерата / Ю А Фролов, Б С Расин, Л М Черноскулова // Теплотехника и газодинамика процессов окускования железорудных материалов материалы Республиканского семинара Киев, 1986 С 79-82

43 Рациональная тепловая схема охлаждения агломерата на линейном охладителе / Б С Расин, А И Раков, В Н Бургов, Ю А Фролов // Интенсификация процессов окускования сб науч тр Киев Наукова думка, 1987 С 107-111

44 Новая схема производства агломерата на агломерационных машинах АКМ-312 / Ю А Фролов [и др ] // Техническое перевооружение фабрик окускования сб ин-та УРАЛМЕХАНОБР Свердловск, 1987 С 57-65

45 Перспективы и техническая эффективность оснащения агломерационных фабрик высоконапорными нагнетателями / Ю А Фролов [и др ] // Техническое перевооружение фабрик окускования сб ин-та УРАЛМЕХАНОБР Свердловск, 1987 С 45-57

46 Усовершенствованная система загрузки шихты на агломашину АКМ-312 / ЮА Фролов [и др ] // Черная металлургия Бюл НТИ 1987 № 22 С 30-33

47 Опыт работы спекательных тележек агломерационных машин / ЮА Фролов [и др ]//Ьюл ин-та Черметинформация 1987 №22 С 43-47

48 Нормативная документация на допустимые удельные расходы топлива в производстве агломерата, окатышей и в доменных воздухонагревателях / А А Кузовников, Г А Рубцов, Ю А Фролов, В М Абзалов, П Б Федотов // Сталь 1987 №6 С 103-106

49 Совершенствование процесса спекания шихты на агломашинах Качка-нарского 1 ОКа / Ю А Фролов [и др ] // Исследование основных процессов и агрегатов в основных переделах черной металлургии сб науч тр ВНИИМТ М Металлургия, 1987 С 57-65

50 Методические указания по определению нормативов расхода топлива в производстве железорудного агломерата и коэффициента замены коксового топлива углями при агломерации / В М Бабошин [и др ] // Отраслевой нормативный документ РД-14-25-230-88 МЧМСССР М,1988

51 Планирование и учет теплопотребления при агломерации / Фролов Ю А [и др ] // Сталь 1989 № 5 С 106 - 107

52 Фролов Ю А Основные направления и технические решения по реконструкции старых агломерационных фабрик / Ю А Фролов, Л К Герасимов // Новые и усовершенствованные технологии для окускования сырья и производства чугуна и ферросплавов материалы национальной научно-технической конференции Варна Болгария, 1990 С 4

53 Каплун Л И Физико-химические процессы при агломерации железных руд Текст лекций /ЛИ Каплун, ЮА Фролов Екатеринбург УПИ 1991 64 с

54 Line type sinter cooler thermal work revolution / A I Rakov, В S Rasin,

Y A Frolov, М V Raeva // Modernization of iron and steel industry and new processes of steel production Cracov 1992 14-16 October P 6

55 Анализ газодинамической работы агломашин АКМ-312 Ново-Липецкого металлургического комбината / Ю А Фролов [и др ] // Сталь 1993 № 2 С 5-10

56 Control of toxic emissions in sintering / Y A Frolov, T М Srinivasan, М T Raju, S Kumar // International Seminar on pollution control m Steel Industry Ranchi, India 1993 P 221-237

57 Raju М T Heat and gas dynamic operation of Sinter Machines / М T Raju ,

Y A Frolov//Russian-Indian Symposium Moscow, Sept 1995 P 17-28

58 Тепловые и газодинамические процессы и контроль выделений при агломерации / М T Раджу, Ю А Фролов, А Дас, С К Кумар, С Мондел, Д К С Бхадория // Ресурсосбережение и охрана окружающей среды в черной металлургии VI11 Российско-Индийский симпозиум М 1995 С 11-17

59 Development of optimal ignition technology for Sinter Plants of SAIL / D К S Bhadoria, Y A Frolov, A Das М T Raju, V R Deshmukh, J P Moyalan, N Prasad, S R Mediratta // 4th Indian Ironmakmg Conference Ranchi India 1996 P 199-216

60 Operational features of Sinter Machine with two parallel exhausters / М T Raju, У A Frolov, S Mondel, D К S Bhadona, N Prasad, S R Mediratta // 4-th Indian Ironmaking Conference Ranchi India 1996 P 383-389

61 Каплун Л И Исследование процесса тепловой стабилизации железорудных концентратов /ЛИ Каплун, Ю А Фролов // Изв РАН, Металлы № 4 1997 С 4-7

62 Фролов Ю А Методика оценки тепловой работы агломерационных машин / Ю А Фролов, Л И Каплун, С П Семенин // Изв РАН Металлы 1998 № 6 С 3 - 6

63 Фролов Ю А Теплотехнические принципы зажигания агломерационной шихты / Ю А Фролов // Агломерация тезисы докладов международной научно-практической конференции Екатеринбург, 2001 С 6

64 Фролов Ю А Метод газодинамического расчета сети агломерационной машины для реконструкции и проектирования / Ю А Фролов, Г Н Бездеж-ский, Б М Боранбаев // Цветная металлургия 2002 № 8 - 9 С 59-70

65 Фролов Ю А Подготовка топлива к агломерации руд и концентратов на конвейерных машинах / Ю А Фролов, Г Н Бездежский, А М Малыгин // Цветная металлургия 2002 №8-9 С 10-15

66 Фролов Ю А Теплотехнические аспекты процесса агломерации / ЮА Фролов//Сталь № 12 2003 С 2- 11

67 Фролов Ю А Теплотехнические аспекты начального периода агломерации / Ю А Фролов // Сталь 2004 № 1 С 2 - 10

68 Фролов Ю А Тепловая обработка и охлаждение агломерата на ленте / Ю А Фролов // Сталь 2004 №2 С 2-9

Авторские свидетельства

69 Ас 424882 СССР, МКИ3 С 21 Ь 1/18 Способ зажигания агломерационной шихты / Ю А Фролов [и др] (СССР) № 1821351/22-2, заявл 30 08 72, опубл 25 04 74, Бюл № 15 2 с

70 А с 435274 СССР, МКИ3 С 21 Ь 1/18 Устройство для регулирования давления в горне агломерационной машины / Ю А Фролов [и др ] (СССР) №1889756/22-2, заявл 20 02 734, опубл 05 07 74, Бюл 1974 №25 2 с ил

71 А с 506636 СССР, МКИ3 Б 27 В 21/00 Трехсекционный горн агломерационной машины / ЮА Фролов [и др ] (СССР) №50018/22-2, заявл 26 07 73, опубл 15 03 76, Бюл № 10 3 с ил

72 А с 546657 СССР, МКИ3 С 22 Ь 1/10 Способ зажигания агломерационной шихты / Ю А Фролов [и др ] (СССР) № 2065808/22-02, заявл 10 10 74, опубл 15 02 77, Бюл № 6 2 с

73 А с 615144 Способ агломерации СССР, МКИ3 С 22 Ь 1/20 'Ю А Фролов [и др] (СССР) № 2074629/22-02, заявл 06 1174, опубл 15 07 78, Бюл № 26 2 с

74 А с 624943 СССР, МКИ3 С 22 Ь 1/20 Способ подготовки углей для агломерации / Ю А Фролов [и др ] (СССР) № 467705/22-02, заявл 29 03 77, опубл 25 09 78, Бюл № 35 2 с

75 А с 791782 СССР, МКИ3 С 22 Ь 1/16 С 10Ь 9/10 Способ подготовки агломерационной шихты / ЮА Фролов [и др ] (СССР) № 2713995/22-02, заявл 17 01 79, опубл 30 12 80, Бюл № 48 2 с

76 А с 954460 СССР, МКИ3 С 22 Ь 1/16 Способ производства агломерата / Ю А Фролов [и др ] (СССР) № 3008540/22-02, заявл 04 11 80, опубл 30 08 82, Бюл № 32 2 с

77А с 954461 СССР, МКИ3 С 22 В 1/20 Способ зажигания агломерационной шихты / Ю А Фролов [и др ] (СССР) №2997865/22-02, заявл 22 09 80, опубл 30 02 82, Бюл № 32 4 с

78 А с 956584 СССР, МКИ3 С 22 Ь 1/16 Способ подготовки агломерационной шихты / Ю А Фролов [и др ] (СССР) № 3008540/22-02, заявл 07 09 82, опубл 07 09 82, Бюл № 33 2 с

79 А с 981407 СССР, МКИ3 С 22 В 1/26 Способ загрузки агломерата в охладитель перекрестного тока / Ю А Фролов [и др ] (СССР) №3002181/22-02, заявл 12 1180, опубл 15 12 82, Бюл №46 4 с

80 Ас 911108 СССР, МКИ3 Б 27 В 21/06 Конвейерная машина / Ю А Фролов [и др] (СССР) № 2920185/22-02, заявл 05 05 80, опубл 07 03 82, Бюл № 9 3 с ил

81 А с 1070189 СССР, МКИ3 С 22 В 1 /26, Б 27 В 21 /06 Загрузочное устройство конвейерного охладителя агломерата / Ю А Фролов [и др ] (СССР) № 3503986/22-02, заявл 25 10 82, опубл 30 01 84, Бюл №4 3с ил

82 А с 1125459 СССР, МКИ3 Б 27 В 21/06 Устройство для загрузки шихты на конвейерную агломерационную машину / Ю А Фролов [и др ] (СССР) № 3617397/22-02, заявл 11 07 93, опубл 23 11 84, Бюл № 43 3 с ил

83 Ас 1131228 Способ агломерации / ЮА Фролов [и др ] (СССР) № 3481883/22-02, заявл 17 08 82

84 А с 1638185 СССР, МКИ3 С 22 В 1/20, Б 27 В 21/10 Устройство для загрузки шихты на конвейерную агломерационную машину / Ю А Фролов [и др] (СССР) № 447581/02, заявл 23 08 88, опубл 30 03 91, Бюл № 12 3 с ил

85 А с 1788416 СССР, МКИ3 Б 27 В 21/08 Газоходная камера агломерационной машины / Ю А Фролов [и др ] (СССР) № 4859718/02, заявл 14 08 90, опубл 15 01 93, Бюл № 2 3 с ил

86 А с 1808020 СССР, МКИ3 С 22 В 1/20 Способ охлаждения металлоконструкций агломашины конвейерного типа / Ю А Фролов, Р Ф Кузнецов (СССР) № 4879439/02, заявл 02 11 90, опубл 07 04 93, Бюл № 13 2 с

Подписано в печать 18 04 2005 Формат 60x84 1/16 Бумага типографская Офсетная печать Усл печ Л 3,08 Уч -изд л 3,47_Тираж 140 экз Заказ № 25

Редакционно-издательский отдел ГОУ ВПО УГТУ-УПИ 620002, Екатеринбург, Мира, 19

Ризография НИЧ ГОУ ВПО УГТУ-УПИ

620002, Екатеринбург, Мира, 19

Of. 46

506