9. КОНТРОЛЬ И УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ ПЛАВКИ

При разработке принципов управления процессом определили, какие пара-метры характеризуют процесс в целом и возможно ли их прямое измерение.

Основными параметрами, определяющими состояние шлаковой ванны и, соответственно, протекание основных реакций, являются температура шлака, содержание в шлаке оксидов железа и угольных частиц. Прямой непрерывный контроль этих параметров позволяет осуществлять оптимальное управление процессом, то есть обеспечить такие условия, при которых достигается максимальная производительность при минимальном расходе энергоносителей. Скорость тепломассообменных процессов в печи в значительной степени определяется температурой шлакового расплава в зоне интенсивного барботажа.

Прямое измерение температуры расплава в реакционной зоне на печи РОМЕЛТ в силу ее конструктивных особенностей оказалось достаточно сложным.

Весьма приближенно температуру в зоне барботажа характеризует температура чугуна и шлака на выпуске в желобах и в отстойниках, так как металл и шлак попадают из печи в отстойники со значительным запаздыванием, которое может составлять несколько часов. Измерение температуры шлаковой ванны сверху традиционным погружным термоэлектрическим термометром непосредственно в печи РОМЕЛТ также практически невозможно из-за воздействия высокотемпературного факела дожигания, фонтанирования шлаковой ванны и, по существу, отсутствия сплошного слоя расплава, а также из-за больших ударных динамических нагрузок на термометр.

Был разработан способ ввода термоэлектрического термометра под уровень расплава через боковую стенку печи для прямого измерения температуры шлакового расплава в зоне барботируемого шлака. Измерения проводили через одну из барботажных фурм, как это показано на рис. 97.

Рис. 97 Схема устройства для прямого измерения температуры

шлакового расплава

1 - термопара; 2- защитный колпачок; 3 - водоохлаждаемая головка фурмы; 4 - водоохлаждаемый элемент печи; 5 - стержень с наконечником; 6 - шлаковый гарнисаж

В работающую барботажную фурму подавали сжатый воздух, прекращая подачу кислородного дутья. Около головки фурмы внутри расплава имеется газовая полость. В фурму вводили термометр до упора его конической головки в сопло. Подача воздуха в расплав таким образом прекращалась, термометр соприкасался с расплавом и проводили измерение. Для прекращения замера или для замены термометра при выходе из строя его вынимали из фурмы, возобновляя подачу в расплав воздуха для предотвращения заливания фурмы шлаком. Термометр может быть заменен достаточно быстро, при этом достигается практически непрерывное измерение температуры, что очень важно, поскольку плавка является непрерывной.

Продолжительность разового измерения температуры определяется стойкостью защитного колпачка. Для его изготовления были использованы различные материалы. Наибольшая стойкость (3 часа непрерывной работы) была достигнута при изготовлении защитного колпачка из молибдена длиной 200 мм, подвергнутого вакуумно- дуговому переплаву для увеличения плотности.

Разработанный способ может быть использован для ввода в ванну не только термометров, но и других датчиков, например, датчиков окисленности, электродов,

для измерения электропроводности, электросопротивления и др.

Измерение через фурму не является оптимальным, так как исключается из работы одна фурма.

В связи с тем, что печь имеет водоохлаждаемые кессоны для ведения процесса достаточно измерять температуру шлакового расплава периодически.

Известно, что между температурой расплава и величиной теплового потока через ограждающую стенку существует линейная зависимость в широком интервале температур. Величина теплового потока через водоохлаждаемые элементы в зоне барботируемого шлака может быть достаточно точно определена по разнице температуры воды на входе и выходе охлаждаемого элемента при известном расходе воды. Инерционность системы весьма мала.

На рис. 98 показано изменение температуры шлакового расплава, измеренной термоэлектрическим термометром, установленным в фурме на кампании N13. На рис. 99 показано изменение теплового потока через кессон 1 ряда (ПС-104), в котором установлена фурма, использованная для измерений, в тот же период времени.

Рис. 98 Изменение температуры шлаковой ванны от времени

Рис. 99 Изменение теплового потока в кессон от времени

Проведенные прямые измерения температуры шлакового расплава при основности шлака - 1,0 и содержании в шлаке 2,0 - 2,5% FeO с одновременным определением теплового потока на водоохлаждаемые стены печи позволили получить зависимость, с помощью которой можно контролировать температуру шлаковой ванны в реакционной зоне печи РОМЕЛТ:

_ 0 + 421279

~ 273,7 (9Л)

где V - температура шлака, К, Q - тепловой поток на водоохлаждаемые стены печи, Вт/м2.

Формулу (9.1) можно трансформировать следующим образом:

Q = a(tu,r tj = 273, 7(tm - 1539,2), Вт/м2, (9.2)

где t™ - температура плавления шлака, равная 1539,2 К; а - коэффициент теплоотдачи от жидкого шлака водоохлаждаемому элементу печи, равный 273,7 Вт/м2*К.

Формула (9.2) позволяет рассчитывать температуру шлакового расплава в реакционной зоне печи с точностью + 1 % при известных коэффициенте теплоотдачи, температуре плавления шлака и тепловом потоке на водоохлаждаемые элементы печи.

Поскольку коэффициент теплоотдачи и температура плавления шлака мало из-меняются при работе на однотипном сырье относительно стабильного состава, доста-

точно для каждого конкретного технологического режима провести разовые прямые измерения температуры описанным выше способом, чтобы, используя полученные данные о коэффициенте теплоотдачи и температуре плавления шлака, достаточно точно контролировать температуру в печи по величине тепловых потоков через водоохлаждаемые элементы, расположенные ниже уровня расплава.

Для процесса характерны следующие пределы изменения основных параметров.

Температура шлаковой ванны составляет, как правило, 1350-1550 °С.

Содержание оксидов железа в шлаке, как правило, составляет 2-4 %. При ошибочном дозировании шихтовых материалов и топлива, когда уголь в печь подается в недостаточном количестве, содержание оксидов железа в шлаке может возрасти. Со-держание оксидов железа возрастает также при падении температуры шлака. При содержании оксидов железа 7-9 % возможно обезуглероживание чугуна, накопленного на подине печи. Этот процесс сопровождается интенсивным выделением СО. Обезуг-лероживание металлической ванны может быть настолько интенсивным, что сопровождается вспениванием шлакового расплава и выбросом его из печи. На опытных плавках переокисление шлакового расплава происходило из-за неточностей в дозировании шихтовых материалов, которые приводили к недостаточной загрузке угля в печь. Поэтому в качестве меры, предупреждающей переокисление расплава в печи, уголь в печь часто подавали в количестве, превышающем расчетное. Избыточное количество угля в печи предотвращало вскипания, т.е. повышалась устойчивость процесса. Однако дальнейшие исследования показали, что избыточное содержание угольных частиц в шлаке также может привести к нарушениям технологического режима процесса.

При проведении опытных плавок содержание угольных частиц в верхней зоне барботируемого шлака толщиной около -0,2-0,3 м составляло 1-12 % масс, (обычно 310 % масс). При таком содержании угольных частиц в верхней части барботируемого шлака общее количество угольных частиц в печи с площадью рабочего сечения 20 м составляет примерно 750-1200 кг.

составляет примерно 750-1200 кг.

Время запаздывания данных химического анализа проб шлака на содержание в них оксидов железа составляет около 0,5 часа, кроме того эти пробы, как правило, отбираются с периодичностью 1 раз в час, т.е.

На основе опыта эксплуатации установки РОМЕЛТ на НЛМК определены следующие контролируемые параметры, по изменению которых оценивается состояние процесса.

В первую и основную группу можно объединить параметры, характеризующие тепловое состояние печи, котла-охладителя газов и газоотводящего тракта.

На установке измеряются температура воды, подаваемой на охлаждение печи, температура воды на сливе каждого охлаждаемого элемента, температура отходящих газов в нескольких точках газоотводящего тракта, температура металла и шлака на выпускных желобах.

Важнейшими тепловыми параметрами являются тепловые потоки через охлаждаемые элементы печи, которые определяются по разности температуры воды на входе и выходе охлаждаемого элемента, и температура отходящих газов. Как правило, для контроля теплового состояния печи используются данные о тепловых потоках через охлаждаемые элементы, расположенные ниже уровня расплава в печи и в зоне дожигания, т.е. выше уровня шлакового расплава, которые, соответственно, характеризуют температуру шлаковой ванны и зоны дожигания. Точность измерения температуры воды, подаваемой на печь и температуры воды на сливе каждого охлаждаемого элемента печи должна быть на уровне ±0,1 °С. В качестве дополнительных тепло-

вых параметров используются; температура металла и шлака на выпуске из печи, те- плосъем с котла и температура футеровки в различных ее точках.

Измерение тепловых параметров процесса осуществляется наиболее быстро и поэтому управление процессом строится в первую очередь на этих данных.

Во вторую группу параметров входят данные о химическом составе металла и шлака на выпуске из печи, а также шлака отобранного непосредственно из рабочего пространства.

Данные о химическом составе металла мало используются для оперативного управления процессом, так как содержание углерода в металле достаточно стабильно, содержание в нем фосфора, серы, кремния и марганца определяется содержанием этих элементов в шихтовых материалах и температурой в печи, то есть первой группой параметров.

Для управления процессом используются данные об основности шлака (Ca0/Si02) и содержании в нем оксидов железа. Изменение основности шлака медленный процесс. Существенное изменение основности может произойти только в течение нескольких часов. Данные об основности шлака служат для корректировки загрузки флюса. Основность шлака для процесса важна в основном с точки зрения контроля его физических свойств (вязкости, температурного интервала плавления и т. д. Качественный контроль изменения содержания оксидов железа в шлаке может оперативно осуществляться по внешнему виду отобранных из печи проб шлака.

В третью группу параметров процесса объединены данные о химическом составе отходящих газов.

Как правило, анализируется содержание в отходящих из печи газах СО, С02, Н2, N2.h 02. Содержание в отходящих газах Н20 и объем газов в настоящее время не определяются. Данные о составе отходящих газов в настоящее время используются для подтверждения данных о технологическом процессе, полученных на основе изменения теплового состояния печи. Тем не менее, при организации непрерывного измерения объема газов и содержания в них паров воды, в дополнение к измеряемым в настоящее время компонентам, существует реальная возможность контроля и управления процессом путем расчета его параметров на основе данных о составе и объеме отходящих газов.

Важнейшей характеристикой процесса является степень дожигания газов в печи. Под степенью дожигания понимают отношение (С02+Н20)/(С02+Н20+С0+112) в отходящих газах. Чем выше степень дожигания газов в печи, тем эффективнее используется топливо и тем ниже удельные (на тонну чугуна) расходы топлива и кислорода. В реальных условиях в качестве показателя степени дожигания газов используют отношение С02/(С02+С0) в дымоотводящем патрубке печи.

Далее рассмотрим регулируемые параметры, с помощью которых может осу-ществляться управление работой печи. К ним относятся скорость непрерывной загрузки железосодержащего сырья, угля, флюса (т/ч), расход (нм3/ч) и содержание кислорода (об. %) в дутье продувочных фурм, расход (нм3/ч) кислорода на дожигание, разрежение в печи. Частично к этим параметрам можно отнести уровень шлака и металла в печи и основность шлакового расплава. Химический состав шихты при промышленной эксплуатации печи, как правило, изменяется в незначительных пределах, поэтому не рассматривается в качестве возможного управляющего воздействия.

Перечень основных контролируемых и регулируемых параметров, которые необходимы для промышленной эксплуатации печи РОМЕЛТ, приведен в таблице 50. При проведении исследовательских плавок количество контролируемых параметров значительно больше.

Таблица 50

Перечень основных контролируемых н регулируемых параметров процесса РОМЕЛТ Параметры Реком ендуемая точность измерений Периодичность измерений 1 2 3 I. Контролируемые параметры 1.1. Тепловые параметры I. Температура воды, подаваемой на печь (средняя) 0,1 град. Непрерывно 2. Температура воды, отводимой от печи (средняя) 0,1 град. Непрерывно 3. Температура воды на сливе каждого охлаждаемого элемента 0,1 град. Непрерывно 4. Общий расход воды 3 % * Непрерывно 5. Расход воды на каждый охлаждаемый элемент 3 %* При каждом запуске печи 6. Температура отходящих газов 10 град. Непрерывно 7. Тешюсъем с котла-охладителя газов (конкретные измерения - в зависимости от типа котла) 3%* Непрерывно 8. Температура футеровки печи (в 2-3 точках) 10 град. Непрерывно 9. Температура металла на выпуске 10 град. 30 мин 10.Температура шлака на выпуске 10 град. 30 мин.

I г 3 1.2. Жидкие продукты плавки 1. Химический состав шлака: Fe^m, Si02, A12Oj, СаО, MgO, МпО, S, P 5 % * 30-60 мин 2, Содержание оке вдов железа в шлаке 5 % * Непрерывно 3. Масса шлака в чаше 0,05 т Непрерывно 4.Химический состав металла: С, Si, Мп, S, Р 5 %* 30-60 мин 5. Масса чугуна в ковше 0,05 % Непрерывно 1.3. Дымовые газы СО 5%* 1 мин На 5 % * 1 мин о2 5 % * 1 мин С02 5 % * 1 мин N2 5 % * 1 мин нго 5 % * 1 мин Объем дымовых газов 2 % * Непрерывно П. Регулируемые параметры П. 1. Участок шихтоподачи. 1. Расход железорудного сырья 1 %* Непрерывно 2. Расход угля 1 %* Непрерывно 3. Расход флюса 1 %* Непрерывно 4. Масса расходных бункеров 0,05 т Непрерывно П.2. Печь 1. Давление кислорода на ниж. фурмах 2%* Непрерывно 2. Расход кислорода на нижние фурмы 1 %* Непрерьгвно 3. Давление воздуха на нижние фурмы 2 % * Непрерывно 4. Расход воздуха на нижние фурмы 1 %* Непрерьгено 5. Содержание 02 в дутье нижних фурм 2% Непрерывно 6. Давление кислорода на верхних фурмах 2%* Непрерывно 7. Расход 02 на верхние фурмы 1 %* Непрерывно 8. Разрежение в печи 5 % * Непрерывно * - относительные проценты

Рассмотрим влияние единичных (при неизменных других параметрах) управляющих воздействий на важнейшую характеристику процесса - температуру шлаковой ванны: Загрузка Загрузка Расход 02 на Расход 02 на Разрежение в "Управляющее сырья угля нижние фурмы дожигание печи воздействие т 1 т 1 Т 1 4- t I t 4- Температура 4 Т 4- Т t 1 4- t I 4 t "Т" увеличение, "i" уменьшение.

Увеличение температуры, при прочих равных условиях, приводит к снижению содержания в шлаке оксидов железа и угольных частиц и наоборот.

Влияние загрузки сырья на температуру в печи очевидно: при увеличении прихода оксидного сырья в печь увеличиваются затраты тепла на его нагрев, плавление и восстановление, что приводит к снижению температуры. При уменьшении загрузки

восстановление, что приводит к снижению температуры. При уменьшении загрузки сырья температура растет.

Увеличение расхода кислорода на продувку шлака и на дожигание приводит к увеличению тепловыделения в печи и к повышению температуры.

Дожигание газов производят для обеспечения теплом эндотермических процессов в шлаковой ванне. При высоких степенях дожигания газов в печи доля тепла, переданного из зоны дожигания шлаковой ванне, составляет в общем ее тепловом балансе до 90%. Высокую эффективность передачи тепла из зоны дожигания можно обеспечить только при наличии в ней большого количества брызг шлака и интенсивного его наплеска на стены печи. Это обеспечивается интенсивной продувкой шлака дутьем, подаваемым на нижние фурмы. За счет продувки обеспечивается перемешивание шлаковой ванны позволяющее интенсифицировать физико-химические процессы. Неполное сжигание угля в ванне кислородом дутья, как источник тепла, при высоких степенях дожигания газов в печи играет незначительную роль. Однако, чем ниже степень дожигания газов в печи, тем больший вклад в тепловой баланс ванны вносит этот процесс. Как правило, интенсивность продувки шлакового расплава со-

3 2

ставляла около 500 нм /час на 1 м сечения ванны на уровне продувочных фурм. С точки зрения снижения энергозатрат желательно, чтобы содержание кислорода в дутье нижних фурм было минимальным. Первые опыты на печи РОМЕЛТ проводились с использованием для продувки технологического кислорода. В дальнейшем содержание кислорода в дутье, подаваемом на нижние фурмы удалось снизить до 40%. Дальнейшее снижение содержания кислорода в дутье требует дополнительных исследований, однако работа отдельных фурм только на воздушном дутье опробована. На промышленных печах интенсивность планируется увеличить до 1000 нм3/м2*ч.

Увеличение разрежения в печи приводит к увеличению подсосов воздуха в печь. При этом температура в зоне дожигания снижается, факел дожигания удаляется от поверхности шлакового расплава вверх, уменьшается эффективность теплопередачи от факела ванне. При этом уменьшается температура шлаковой ванны. Поэтому целесообразно поддерживать минимальное разрежение в печи.

Такие параметры как загрузка флюса, уровень металла и шлака в печи сказываются на тепловом состоянии существенно слабее.

Влияние основности шлака на рабочий интервал температур в печи рассмотрено в разделе 3. Показано, что при основности шлака 1,1 максимальная температура,

которая может быть достигнута в печи составляет около 1550°С. При снижении основности до 0,5 или при ее увеличении до 1,5 предельный температурный уровень может увеличиваться до 1600-1650°С. Тепловые потери через охлаждаемые элементы печи прямо пропорциональны разнице между температурой расплава и температурой ликвидус шлака. При уменьшении основности ниже 1,1 или при ее увеличении температура ликвидус шлака увеличивается. При одновременном увеличении температуры в печи и температуры ликвидус шлака тепловые потери через охлаждаемые эле-менты изменятся незначительно. То есть существует возможность ведения процесса при более высоких температурах (и с более высокой производительностью) без существенного увеличения тепловых потерь. При переработке материалов с кислой пустой породой (железные руды, концентраты, доменные шламы) целесообразно поддерживать основность шлака на минимально возможном уровне, при котором обеспечивается удовлетворительная текучесть шлаков, а при переработке шихты с основной пустой породой (шламы конверторного производства) - на максимальном.

Влияние скорости загрузки угля на температуру в печи не столь очевидно как влияние других управляющих воздействий. При ее увеличении при неполном дожигании газов, выделение тепла остается неизменным, так как оно определяется подачей кислорода в печь. Тепловыделение может даже снизиться вследствие уменьшения доли углерода, сгоревшего до СОг и увеличении доли углерода, сгоревшего до СО. В то же время возрастает расход тепла на нагрев дополнительного количества угля, удаление их него влаги и летучих. Это приводит к снижению температуры в печи. Неизрасходованные на горение и восстановление угольные частицы накапливаются в шлаковой ванне, увеличивая общую массу ококсованных частиц, единовременно на-ходящихся в печи. При этом увеличивается доля кислорода, подаваемого на верхние фурмы взаимодействующего с угольными частицами, плавающими на поверхности ванны до СО, а не для дожигания СО и Н2, Степень дожигания газов в печи снижается. В результате возрастает количество СО, поступающее в котел-утилизатор. Кроме того, увеличивается приход в котел летучих компонентов угля. В котле осуществляется полное дожигание газов за счет их взаимодействия с кислородом поступающего в котел воздуха. Растет тепловыделение в котле. Таким образом, увеличение загрузки угля при частичном (неполном) дожигании газов в печи и неизменных других параметрах приводит к:

- снижению температуры в печи,

увеличению тепловыделения в котле,

накоплению угольных частиц в шлаке.

Опыт эксплуатации установки РОМЕЛТ показал, что содержание ококсован- ных угольных частиц в шлаковой ванне имеет некоторые оптимальные, хотя и достаточно широкие пределы.

Рассмотрим подробнее поведение печи в критическом режиме - при чрезмерно большом содержании угля в шлаковой ванне, В подобной ситуации, возникавшей на некоторых опытных плавках, управление процессом часто становилось невозможным. Выработка критерия накопления в печи чрезмерно большого содержания угля и способов возвращения установки в нормальный режим работы имеет принципиально важное значение.

Возникновение неопгимальных режимов с избытком ококсованных угольных частиц в шлаке связано с различными причинами - сбоями в работе дозирующих устройств или ошибочными действиями персонала.

Неточность в работе дозирующих устройств (избыточная загрузка угля в печь или недостаток оксидного сырья) может привести к тому, что начиная с некоторого содержания, угольные частицы, которые легче шлака, накапливается на его поверхности начинают подавлять образование брызг и наплесков шлака на стены. Это приводит к ухудшению теплопередачи шлаковой ванне, так как она в значительной степени осуществляется за счет капель шлака и стекающей по стенам в зоне дожигания шлаковой пленки. Кроме того, угольные частицы экранируют поверхность шлаковой ванны, что также ухудшает ее нагрев.

При обнаружении роста содержания оксидов железа в шлаке, оператор может связать это с недостатком угольных частиц в ванне и увеличить расход угля. Однако истинной причиной может быть снижение температуры расплава. Тогда действия оператора приведут к усугублению ситуации - температура еще быстрее будет снижаться, а рост концентрации оксидов железа в шлаке ускорится.

Количество угольных частиц в шлаке должно быть достаточным (они должны иметь достаточную поверхность) для обеспечения необходимых скоростей химических процессов восстановления оксидов железа и горения угольных частиц в кислороде, подаваемом на нижние фурмы. С другой стороны - их избыток приводит к от-рицательным эффектам, описанным выше.

Переход от нормального режима работы в режим с избыточным содержанием угольных частиц в шлаке можно определить по следующим признакам.

Увеличение расхода кислорода на фурмы для дожигания при нормальном режиме работы и частичном дожигании газов в печи приводит к быстрому росту температуры шлаковой ванны. Содержание СО и Нг в отходящих газах уменьшается, температура растет. Тепловыделение в котле снижается. В режиме с избыточным содержанием угольных частиц в шлаке при увеличении расхода кислорода на дожигание возможно протекание следующих процессов. Дополнительно подаваемый для дожигания кислород расходуется не на дожигание выделяющихся из шлакового расплава газов, а на взаимодействие с плавающими на поверхности ванны угольными частицами с образованием СО. При этом тепла выделяется примерно в два раза меньше, чем при дожигании СО до СО2. Кроме этого, возможно развитие эндотермических реакций взаимодействия угольных частиц с продуктами дожигания - СО2 и Н2О. В настоящее время нет данных о преимущественном механизме газификации угольных частиц, избыточно накопленных в печи, однако оба эти механизма не обеспечивают рост температуры шлаковой ванны. Невозможность повышения степени дожигания в печи приводит к росту удельного расхода топлива и кислорода. Не происходит заметного снижения содержания СО и Нг в отходящих газах. Тепловыделение в котле растет.

Если ванна уже содержит избыточное количество угольных частиц, для вывода печи в нормальное состояние можно произвести следующие действия: уменьшить загрузку в печь угля и сырья, увеличить расход кислорода на продувку. Однако наиболее простым решением является временное уменьшение подачи угля в печь. Как показано ранее (раздел 3), время существования даже относительно крупных угольных частиц в шлаковой ванне печи РОМЕЛТ составляет около 8-12 минут, поэтому процесс выжигания избыточного угля из шлаковой ванны протекает достаточно быстро. Контроль за ходом этого процесса осуществляют по составу газов и температуре в печи которая будет расти при улучшении теплопередачи от факела дожигания.

Снижение температуры в печи приводит к увеличению содержание оксидов железа в шлаке до уровня, при котором возможно вскипание ванны металла. Рост содержания оксидов железа в первую очередь происходит в зоне барботируемого шлака. Ниже зоны барботируемого шлака расположена зона спокойного шлака, из которой осуществляется вывод шлака при его выпуске из печи. Увеличение содержания

оксидов железа в зоне спокойного шлака происходит путем диффузионного переноса через спокойный шлак и за счет вытеснения низкожелезистого шлака при его выпусках. Толщина зоны спокойного шлака значительна и составляет около 0,5 м. Диффузионный перенос оксидов железа через эту зону требует достаточно большого времени. В течении этого времени необходимо принять меры по снижению содержания оксидов железа в барботируемом шлаке. Если в этот период осуществляется выпуск шлака из печи, обогащенный оксидами железа шлак из барботируемой зоны приблизится к границе раздела шлак-металл и может вызвать вскипание ванны чугуна. Поэтому до снижения содержания оксидов железа в барботаруемом шлаке не рекомендуется производить выпуск шлака из печи. Без выпуска шлака печь может работать достаточное время (при производительности 40 т чугуна в час уровень шлака в печи повысится за 40 минут примерно на 20 см). Такой рост уровня шлака в печи не вызовет серьезных нарушений в технологии процесса.

Наступление режима блокировки поверхности шлака углем зависит не только от количества накопленного в шлаке угля и его фракционного состава, но и от интенсивности турбулентной циркуляции шлака, которая определяет эффективность замешивания угля в объем шлакового расплава. В свою очередь, необходимая интенсивность циркуляции шлака обеспечивается соответствующим подводом внешнего импульса в систему. Для дальнейшего анализа режима блокировки поверхности шлака углем рассмотрим условия перестройки структуры шлакоугольной суспензии в печи РОМЕЛТ с точки зрения энергетики пневматического перемешивания шлаковой ванны.

На основе проведенного выше (раздел 4) анализа энергетики перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны можно качественно оценить величину критического содержания накопленного в шлаке угля, при котором (при заданном в примере режиме продувки) на поверхности шлаковой ванны появляется сплошной слой плавающего угля, блокирующий теплообмен ванны с зоной дожигания. «Сплошной слой» представляет собой неисчезающую динамически устойчивую систему случайным образом агрегирующих и распадающихся скоплений частиц угля в шлаковой ванне с преимущественной концентрацией угля непосредственно на поверхности ванны. В условиях генерации барботажными столбами мощных поверхностных потоков шлака уголь в поверхностном слое ванны оттесняется на периферию у боковых стенок печи, а также сосредотачивается в центрально-осевой области ванны. Верти-

кально-ориентированые контуры турбулентной циркуляции шлака при существовании плавающего на поверхности ванны слоя угля «уходят» под этот слой. Плаванию угля на поверхности ванны без существенного его заглубления в шлак способствует активное агрегирование угольных частиц. При достаточно высоком содержании угля в шлаке, существующего уровня мощности перемешивания может быть не достаточно для разрушения агрегации угля, склонного, в силу высокой лиофобносги быстро объединяться в новые агрегации. Если для заглубления в шлак одиночной частицы угля среднего размера достаточно, чтобы направленная вниз компонента скорости потока шлака в областях поверхностного слоя ванны вне зон выхода газа барботажных столбов была порядка 3—10 мм/с, то для заглубления угольного агрегата с линейным размером ~ 0,1 м эта компонента скорости должна превышать 20 м/с.

Можно предположить, что в условиях непрерывного разрушения и восстановления угольных агрегаций в каждый данный момент времени плавающий на поверхности ванны слой насыщенной шлакоугольной суспензии представляет собой дина-мический угольный «каркас», способный к сопротивлению внешнему воздействию как единое целое. В подобной системе, согласно теории перколяции [141], всегда должно существовать некоторое количество проходящих через весь каркас в любом направлении "путей" (в теории - бесконечных кластеров), образуемых прямым контактом между угольными частицами. Такой каркас может начать формироваться на поверхности шлаковой ванны только при превышении в поверхностном слое перко- ляционного концентрационного предела для содержания в дисперсионной среде частиц любой формы и размеров, равного 15% (объемн.). Однако, при таких содержаниях угля его плавание сплошным слоем еще невозможно.

Для качественной оценки массового содержания угля в поверхностном слое ванны, заведомо обеспечивающего появление плавающего угольного «каркаса» -

sixpiim

^уг. (% (масс.)) проведем анализ диссипативных процессов в слое насыщенной

шлакоугольной суспензии.

В условиях сравнительно высокочастотного силового воздействия на этот слой со стороны потоков шлака из барботажных столбов в нем идет непрерывная случайная перестройка мгновенных контактов, обеспечивающая динамическую устойчивость слоя. Кинетическая энергия потоков шлака, тормозящихся на границах угольного каркаса, разворачивающихся и «уходящих» вглубь шлака, в значительной мере

диссипирует в угольном «каркасе». Пренебрегая диссипацией энергии в барботажных столбах и уходом из системы кинетической энергии выходящего из ванны газа, рассмотрим предельный случай полной диссипации энергии, генерируемой всплывающим газом в барботажных столбах, в плавающем слое угля (гипотетический случай полного подавления движения шлака в угольном слое). Считаем, что суспензия, образующая устойчивый каркас, не достигает уровня концентрированности, обеспечивающей плотную упаковку частиц угля.

В условиях рассмотренного выше примера расчета мощности перемешивания, барботажные столбы генерировали в поверхностный слой поток энергии мощностью N6ap5 - 650 кВт. Вкладом в общую мощность перемешивания газовыделения от восстановления железа пренебрегли (восстановление в рассматриваемых условиях подавлено).

Мощность диссипации энергии ламинарного движения шлака в межчастичном пространстве угольного каркаса при его случайных колебаниях как "единого целого" оценивается по формуле:

v 2

= My) (9.3)

где I - характерный путь смешения, порядка среднего размера угольных частиц в слое; V - характерная максимальная относительная скорость движения шлака в межчастичных промежутках внутри угольного «каркаса»; для оценки сверху, принимаем V равной средней скорости выхода шлака из барботажных столбов.

Тогда объемное содержание угля в слое можно оценить из уравнения энергетического баланса слоя:

?1крит.

Nбарб. = ^слояУсл (\ -ф- jqq )

где (р - газосодержание в плавающем угольном слое (доли единицы); V^,- объем слоя.

Для оценки величины скорости V воспользовались данными [142, 143]. В условиях рассматриваемого примера работы печи, средняя скорость прохода газа в барботажных столбах составляла vg = 5 м/с. Зная vg и скорость проскальзывания пузырей относительно шлака в барботажных столбах Уг можно оценить величину:

V=VV, (9.5)

По [142, 143], в случае пузырей большого размера, можно использовать эмпирическое соотношение для скорости V j :

dg I

(— У _ 2 }

Vi " 1 - ф <9-6) 1 Фбар5

где Фбауб - среднее газосодержание в барботажном столбе, в расчетах приняли

Фбарб =0,6; d - средний диаметр пузыря в барботажном столбе, определяемый по эмпирической формуле (5.7) Сано и Мори (см. раздел 5):

I

d = 0,91(—)2 (loot/)0,44 (5 7)

где СТ =0,3 Н/м и Р =2650 кг/м3- соответственно, поверхностное натяжение и плотность шлака; U ~3 м/с- приведенная скорость газа в выходном сечении барботажного столба (газовая нагрузка).

Расчет по этим эмпирическим формулам дал оценку скорости V =3,25 м/с.

Проведем также простую теоретическую оценку величины v. Известные модели «вертикального» участка струи при боковой струйной продувке [42, 144-149] основаны на анализе перераспределения кинетической и потенциальной энергии между газом и жидкостью. Ни одна из этих моделей не проверялась на адекватность по параметру скорости циркуляции жидкой фазы. Все модели используют эмпирические формулы. Учитывая качественный характер оценок, для определения величины скорости шлака на выходе из барботажных столбов разработали простую диссипацион- ную модель.

Считаем, что вся мощность перемешивания, развиваемая в барботажных столбах, переходит в кинетическую энергию движения шлака в барботажных столбах и далее диссипирует в тепло. Как показано в анализе [150], полученная жидкостью кинетическая энергия равна работе сил сопротивления жидкости движению поднимающихся в ней пузырей. Запишем уравнение энергетического баланса в барботажном столбе.

Р + pgh

PVln( -¦ ) = Раяру, (9.7)

P

атм

где

7td2 pv]

FconP. = kn~A Y - (98)

суммарная сила сопротивления движению пузырей в объеме барботалсного столба; к

эффективный коэффициент сопротивления движению пузырей в барботажном столбе (учитывая крупные размеры пузырей и высокий уровень турбулентности в системе в расчетах приняли k=0,5); п - среднее число пузырей (со средним диаметром d), находящееся барботажном столбе в каждый данный момент времени; h - высота осветленного слоя над барботажной фурмой, в расчетах приняли h-0,8 м; V - расход дутья на барботажную фурму (с учетом термического расширения газа и удвоения его мольного объема).

Левая часть уравнения (9.7) представляет собой оценку мощности пневматического перемешивания в барботажном столбе. Правая часть уравнения описывает мощность работы сил сопротивления жидкости подъему газа в барботажном столбе. Количество пузырей в барботажном столбе можно оценить по формуле:

hSп =

nd3 (9.9)

где S - средняя площадь сечения барботажного столба (в расчетах приняли S=0,6 м2).

Из уравнений (9.7-9.9) получаем:

Р„„и + Pgh dPV\n( атмр ™ ) ,

г ^ атм. ч з

V'=(4 kphS^ >

При принятых числовых значениях параметров модели скорость проскальзывания газа в барботажном столбе составляет -1,9 м/с. Тогда, теоретическая оценка скорости V равна 5,0-1,9=3,1 м/с, что хорошо коррелирует с приведенной выше оценкой по известным эмпирическим зависимостям. В расчете мощности диссипации кинетической энергии в плавающем угольном слое (формула (9.3)) приняли значение V

=3,2 м/с. Величину характерного пути смешения приняли равной I =0,003 м. Вязкость шлака приняли 0,5 Па* с.

Учитывая, что газовыделение в плавающем угольном слое ниже, чем в поверхностном слое при нормальном режиме восстановления, газосодержание в угольном слое приняли ф =0,2 Объем слоя, исходя из геометрии поверхностного слоя барботи-

3 f-iKpum,

руемой ванны, приняли равным VCJ1=3 м . Тогда, из формулы (9.3), получаем уг. — 41,9% (об.). Или, при кажущейся плотности коксового остатка в шлаке рс=900 кг/м1,

qrVc

(%, (масс.)) ^ (Р-Рс) = 2?'2% (маСС')"

j*. 100

Таким образом, при массовых содержаниях угля в поверхностном слое шлаковой ванны печи РОМЕЛТ ~ 20-30% можно ожидать перехода технологического процесса на неблагоприятный режим блокировки углем теплопередачи к ванне из зоны дожигания.

* * *

Можно сформулировать условия, при которых показатели процесса будут наилучшими.

Температура в печи должна обеспечивать необходимую производительность процесса и достаточную текучесть шлака. Поэтому температурный режим выбирается с учетом химического состава образующегося шлака который, в свою очередь, зависит от используемых шихтовых материалов. На выбор температурного режима влияют и требования к качеству чугуна. Чем выше требования по содержанию серы в чугуне, тем более высокую температуру необходимо поддерживать в печи.

Содержание оксидов железа в шлаке должно составлять 2-4%. Это, с одной стороны, обеспечивает незначительные потери железа со шлаком и, с другой стороны, достаточную скорость восстановления. В некоторых случаях, например при переработке фосфористых руд, содержание железа в шлаке целесообразно повысить до 6%.

Содержание угольных частиц в верхней части шлаковой ванны должно составлять 3-10% масс. Такое содержание угля обеспечивает необходимую скорость восста-

новления и не препятствует эффективной теплопередаче из зоны дожигания к шлаковой ванне. Взаимодействие плавающих на поверхности расплава угольных частиц с кислородом, подаваемым на верхние фурмы для дожигания и с продуктами горения восстановительных газов (С02 и Н20) при этом также незначительно.

Интенсивность продувки шлакового расплава должна быть не меньше 450-500

3 2

нм дутья в час на 1 м сечения ванны на уровне продувочных фурм. Верхняя граница интенсивности продувки в настоящее время не установлена, но по оценкам она может быть выше в 2 и более раз.

Степень дожигания газов в печи должна быть максимально возможной.

Накопленный опыт управления процессом РОМЕЛТ является основой для системы автоматического управления процессом. Для улучшения управляемости процесса и повышения точности динамического моделирования, как основы создания АСУ ТП, необходимо использовать существующие и разработать дополнительные технические средства для измерения температуры, содержания оксидов железа в шлаке, содержания Н20 в дымовых газах и определения его объема, обеспечить непрерывное взвешивание шихтовых материалов и выпускаемого из печи металла и шлака. 116.