Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования 9
1.1. Описание процесса агломерации 9
1.2. Основные процессы и их закономерности 14
1.2.1. Газодинамические закономерности процесса 14
1.2.2. Особенности теплообмена в слое агломерационной шихты 21
1.2.3. Закономерности сушки агломерируемого слоя 24
1.2.4. Горение топлива при агломерации 30
1.2.5. Диссоциация известняка 41
1.3. Математическое моделирование тепло-массообмена в слое 43
1.4. Задачи исследования 50
1.5. Выводы по главе 52
Глава 2. Разработка математической модели процессов тепло-массообмена в агломерируемом слое 54
2.1. Особенности разработки модели системы процессов 54 2.1.1 .Системный подход к решению задачи 54 2.1,2. Особенности тестирования и адаптации 60
2.2. Формулировка математического описания 66
2.2.1. Подмодель процессов газодинамики в слое 66
2.2.2. Подмодель процессов конвективного теплообмена в неподвижном плотном слое 69
2.2.3. Подмодель массообмена при испарении и конденсации влаги 76
2.2.4. Подмодель формирования газовой смеси 77
2.3. Разработка дискретной модели 79
2.3.1, Численное решение задачи газодинамики 79
2.3.2. Дискретная модель конвективного теплообмена 81
2.3.3, Разработка приближенного решения процессов массообмена при сушке агломерируемого слоя 84
2.3.4. Разработка алгоритма расчета процесса горения твердого топлива в слое 87
2.3.5, Разработка алгоритма расчета процесса диссоциации известняка 88
2.3.6. Разработка алгоритма расчета процессов формирования газовой фазы 89
2,4. Выводы по главе 90
Глава 3. Тестирование, проверка адекватности и адаптация модели
3.1. Тестирование модели 91
3.1.1. Тестирование алгоритма расчета процессов конвективного теплообмена в неподвижном плотном слое 91
3.1.2. Уточнение математического описания процесса газодинамики и алгоритма решения 97
3.2. Проверка адекватности модели процесса спекания 104
3.2.1. Установление адекватности процессов газодинамики 104
3.2.2. Проверка адекватности модели тепло-массообменных процессов при агломерации 106
3.2.3. Учет процессов плавления и кристаллизации материалов 113
3.2.4. Проверка адекватности модели агломерационного процесса 115
3.3. Выводы по главе 122
Глава 4. Исследование процесса спекания шихты и разработка рекомендаций по совершенствованию технологии агломерациии 123
4.1. Зажигание агломерационной шихты при разном содержании кислорода в газовой фазе 123
4.2. Влияние высоты спекаемого слоя на показатели процесса агломерации 131
4.3. Исследование спекания при двухслойной загрузке 138
4.4. Влияние порозности слоя на тепло-массообменные процессы при агломерации 143
4.5. Влияние крупности частиц шихты на показатели агломерационного процесса 152
4.6. Разработка рекомендаций по совершенствованию технологии спекания 160
4.7. Выводы по главе 162
Заключение 164
Литература
- Газодинамические закономерности процесса
- Подмодель процессов газодинамики в слое
- Уточнение математического описания процесса газодинамики и алгоритма решения
- Влияние высоты спекаемого слоя на показатели процесса агломерации
Введение к работе
Современные схемы получения черных металлов включают в себя стадию подготовки железной руды и других компонентов металлургической шихты к плавке. Не прошедшая специальных подготовительных операций или, так называемая, «неподготовленная» руда практически не применяется ни в доменном производстве, ни при бездоменном получении металла, ни в сталеплавильном производстве. Подготовка руды включает в себя дробление, сортировку, обогащение, но основным наиболее важным этапом является оку-скование.
Процесс агломерации железорудных материалов является одним из основных способов окускования (наряду с производством окатышей) при подготовке к доменному переделу.
Как известно, агломерация является одним из наиболее сложных металлургических процессов. При спекании шихты в слое протекают взаимосвязанные процессы газодинамики и тепло-массообмена (конвективный теплообмен между материалами агломерируемого слоя и газом, испарение и конденсация влаги, диссоциация гидратов и карбонатов, горение твердого топлива, плавление и кристаллизация материалов, окислительно-восстановительные процессы).
Исследованиям и разработке теории тепломассообменных процессов при агломерации железорудного сырья посвящено большое количество теоретических и экспериментальных исследований. Наибольший вклад в развитие теории и технологии агломерационного процесса внесли работы Бабушкина Н.М., Тимофеева В.Н., Коротича В.И., Пузаиова В.П., Фролова Ю.А., Майзеля Г.М., Братчикова С.Г., Базилевича СВ., Вегмана Е.Ф., Белоцерковского Я.Л., Бабо-шина В.М., Шкляра Ф.Р., Сигова А.А., Шурхала В.А. и др.
При совершенствовании технологии доменной плавки, с целью снижения расхода кокса на процесс, повышаются требования к качеству рудной части шихты доменной печи, в частности, к качеству агломерата.
Качество агломерата на аглофабриках стран СНГ за последние 10 лет если и изменилось, то в худшую сторону. Содержание железа в агломерате на большинства аглофабрик снизилось, содержание мелочи крупностью менее 5 мм в агломерате, за исключением ОАО "Северсталь", по-прежнему остается на уровне 14 - 19 %, хотя реальное количество мелочи в агломерате, загружаемом в доменную печь, гораздо выше вследствие отсутствия на большинстве аглофабрик стадии сортировки и стабилизации гранулометрического состава агломерата. Поэтому в сравнении с лучшими зарубежными аглодоменными производствами, где содержание мелочи в поступающем в доменную печь агломерата не превышает 8 %, аналогичные данные отечественных аглофабрик в 2-3 раза хуже.
Содержание железа в агломерате зарубежных производств также значительно выше (57 - 59 %), чем у нас (в России и других странах СНГ), за исключением ОАО "Северсталь" (58 % при основности 1,56). Основность агломерата на лучших зарубежных образцах составляет 1,8 - 2,0, у нас - в диапазоне 1,0 - 1,7. Более высокое качество зарубежного агломерата достигается лучшей подготовкой и усреднением аглосырья, окомкованием, загрузкой, автоматизацией контроля и управления процессом и т.д.
В связи с этим возникает необходимость в совершенствовании и оптимизации современных технологий процесса агломерации, а также в обосновании новых предложений. Для решения этих задач используются теоретические и экспериментальные методы исследования.
Экспериментальные исследования сопряжены с большими материальными затратами и непредвиденными последствиями. Кроме того, они, как правило, направлены лишь на отдельные стороны процесса агломерации. Изучение процесса по отдельным элементам без учета взаимосвязи вносит значительную погрешность.
В качестве теоретического метода исследования используют, как правило, математическое моделирование. Моделированию тепло-массообменных процессов в слоевых металлургических агрегатах, в частности, процесса
7 агломерации посвящено немало работ. К сожалению, эти модели полностью не приведены, отсутствуют компьютерные модели, следовательно, невозможно их использовать для проведения исследований и совершенствования технологии агломерации в конкретных условиях, а также применять в учебном процессе.
В настоящее время наблюдается тенденция к рассмотрению и изучению сложных технологических процессов с позиций системного подхода. При этом процесс представляется как система, состоящая из связанных и взаимодействующих между собой элементов.
В данной работе представлены результаты разработки комплексной динамической модели процессов газодинамики и тепломассообмена в агломерируемом слое, в которой учтены процессы и закономерности испарения и конденсации влаги, горения твердого топлива, диссоциации известняка, процессы плавления и кристаллизации. При разработке модели применен системный подход. Модель адаптирована с использованием экспериментальных данных, полученных в лабораторных и промышленных условиях. Разработанная модель использована для исследования закономерности процесса и совершенствования технологии спекания агломерата на конвейерных машинах, в частности, агломерационного производства (АГП) ОАО "Северсталь".
Основные результаты доложены на четвертой международной научно-технической конференции, посвященной 120-летию И.П. Бардина (Череповец, ОАО "Северсталь"-ЧГУ, 2003 г.); на международной научно-технической конференции "Моделирование, оптимизация и интенсификация производственных процессов и систем" (Вологда, ВоГТУ, 2004 г.); на международной научно-технической конференции "Информационные технологии в производственных, социальных и экономических процессах" (Череповец, ЧТУ, 2004 г.). По материалам диссертации опубликовано 8 статей.
Настоящая работа содержит 196 страниц печатного текста, включает 79 рисунков, 17 таблиц и список литературы, состоящий из 117 наименований.
8 Автор выражает глубокую благодарность д.т.н., профессору Кабакову З.К. за научное руководство и помощь в написании настоящей работы, за консультации к.т.н. доценту Сумину С.Н., к.т.н., профессору Козлову Г.С. и другим сотрудникам кафедры «Металлургических технологий», а также к.т.н., менеджеру по исследованию сырья АГП ОАО «Северсталь» Детковой Т.В.
Газодинамические закономерности процесса
Зажигание шихты осуществляется с помощью стационарного газового горна 4 (рис. 1.1). Время пребывания паллеты под горном составляет около 1 мин. Теплота зажигания, рассчитанная на 1 м2 поверхности спекаемого слоя, составляет 42 - 50,5 МДж/мин.
Как известно, в первые же секунды от начала процесса спекания в агломерационном слое образуются следующие зоны: готового агломерата, горения твердого топлива и формирования агломерата, интенсивного нагрева, сушки, конденсации и переувлажнения. В течение процесса зоны опускаются почти без изменения размеров, за исключением зоны переувлажнения, которая образуется на всю высоту, а затем уменьшается, и зоны готового агломерата, которая постепенно увеличивается.
Важной особенностью агломерационного процесса является то, что в каждый момент времени топливо горит лишь в узком слое по высоте шихты (обычно не более 40 мм), который называется зоной горения. Все частицы топлива, расположенные в нижележащих слоях, еще не нагреты до температуры начала интенсивного горения (650 - 750 С).
С момента начала зажигания шихты паллета находится над вакуум-камерами, в которых поддерживается разрежение до 20 кПа. Под зажигательным горном зона горения твердого топлива находится в крайнем верхнем положении.
По мере движения паллет зона горения опускается вниз по направлению к колосниковой решетке, проходя весь спекаемый слой за 10 - 15 мин (в зависимости от высоты слоя и вертикальной скорости спекания). В тот момент, когда зона горения достигает слоя постели, паллета входит в закругление разгрузочной части ленты, образуемое ходовым рельсом и контррельсом, опрокидывается, и пирог готового агломерата сбрасывается с паллеты.
В любой, произвольно выбранный момент времени, выше зоны горения находится готовый агломерат, охлаждаемый потоком просасываемого через слой воздуха. Охлаждая агломерат, воздух нагревается, и его тепло используется в зоне горения твердого топлива, повышая в ней температуру. В свою очередь отходящие из зоны горения газы также отдают свое тепло небольшому по высоте слою холодной сырой шихты, быстро нагревая ее. Температура газов отходящих из слоя, отсасываемых эксгаустером, в течение почти всего времени процесса не превышает 50 СС и лишь в последние минуты процесса , когда зона горения приблизилась к колосниковой решетке, повышается до 300 - 400 С. Эти обстоятельства служат критерием окончания процесса спекания в системах автоматического управления агломерационным процессом.
Температура в зоне горения составляет 1200 - 1500 С. С учетом очень низкой температуры отходящих из слоя газов, можно говорить о высокой тепловой эффективности и экономичности агломерационного процесса, что объясняют вышеприведенные данные о расходе твердого топлива на процесс. При агломерации обеспечивается почти полное использование тепла отходящих газов и значительной части тепла готового продукта в полезных целях. Это обстоятельство среди других является одной из причин широкого распространения агломерационного процесса в черной и цветной металлургии и других отраслях промышленности.
Сырая шихта быстро прогревается в прилегающих снизу к зоне горения областях. При этом она теряет сначала гигроскопическую, а затем и гидратную влагу. Водяные пары могут вновь конденсироваться, соприкасаясь с холодной шихтой. Таким образом, создается зона, в которой влажность шихты превышает исходную - зона переувлажнения. В зоне интенсивного нагрева протекают твердофазные химические реакции, разложение карбонатов и гидратов, восстановительно-окислительные процессы.
Несмотря на то, что агломерационный процесс характеризуется избытком воздуха, подаваемым для горения топлива, для микрообъемов шихты вокруг горящих частиц топлива характерна восстановительная атмосфера. В наиболее простом случае, при спекании гематитових руд с кварцевой пустой породой, гематит в зоне горения восстанавливается газообразными продуктами горения топлива до магнетита (Fe O, и вюстита (FeO). Образующиеся оксиды взаимодействуют с кремнеземом шихты еще в твердой фазе. Продукт этого взаимодействия - силикат железа (фаялит) - плавится при 1205 С, т.е при температуре более низкой, чем та, которая преобладает в зоне горения. Образующийся расплав интенсивно растворяет в себе оксиды железа и пустую породу. При нормальном расходе топлива па процесс основная часть шихты проходит через жидкое или тестообразное состояние. После выгорания топлива зона горения перемещается вниз, расплав быстро охлаждается воздухом. Таким образом, готовый агломерат представляет собой продукт кристаллизации расплава. При производстве офлюсованного агломерата в твердофазные реакции вступают оксиды железа, кальция, магния и кремния, источниками образования расплава могут являться ферриты и силикаты кальция. Но подобное усложнение схемы не меняет ее принципиального характера.
Агломерат крупностью более 15 мм считается годным и поставляется доменным цехам. Куски фракции 8 - 15 мм используют в качестве постели, мелкий агломерат ( 8 мм) составляет возврат. Указанные пределы крупности на отдельных аглофабриках могут меняться.
Качество агломерата на аглофабриках стран СНГ за последние 10 лет если и изменилось, то в худшую сторону. Содержание железа в агломерате на большинства аглофабрик снизилось, содержание мелочи крупностью менее 5 мм в агломерате за исключением ОАО "Северсталь" по-прежнему остается на уровне 14 - 19 %, хотя реальное количество мелочи в агломерате, загружаемом в доменную печь, гораздо выше вследствие отсутствия на большинстве аглофабрик стадии сортировки и стабилизации гранулометрического состава агломерата. Поэтому, в сравнении с лучшими зарубежными аглодоменными производствами, где содержание мелочи в поступающем в доменную печь агломерата не превышает 8 %, аналогичные данные отечественных аглофабрик в 2-3 раза хуже.
Подмодель процессов газодинамики в слое
Структура агломерируемого слоя и схема распределения температуры материала и газа по высоте представлена на рис. 1.3.
Подмодель процессов теплообмена в зонах исходной шихты, конденсации, переувлажнения и сушки (то есть при влагосодержании материала отличном от нуля) представлена следующими уравнениями [27]: - уравнение теплового баланса газов: WrPt dt дт ду ду = M -U. (2.12) - уравнение теплового баланса шихты при учете испарения и конденсации влаги: Bt (х — х\ Р,Л\ т)СэН)- = ау 0-гк - -"— . (2.13) от yl + x J
В зонах интенсивного нагрева и формирования агломерата влагообмена между материалом и газом не происходит (материал сухой и его температура выше 100 С), При учете действия источника тепла от горения топлива и стока тепла от разложения известняка уравнения теплового баланса для газа и материала в спекаемом слое имеют следующий вид [20]: - уравнение теплового баланса газов - PiC = a,(frg. (2.14) ду - уравнение теплового баланса шихты: Р. (1 - гп)Сэфф - = a„ {ts -1„) + ДЯлг/ - AW (2-15) Начальные условия: /1( = /; Ь = bu. Граничные условия: іг0 іл ЙІ І, при т т,га,; tl0=tr2 и хй =хг при тіт№, В уравнениях (2.12)-(2.15) приняты обозначения: гги (и - температуры га-за-теплоносителя (или воздуха) и материала; т - время, с; ішг время нагрева слоя под горном агломашины, с; у - координата по глубине слоя, м; Ъ - влагосодержание шихты, кгЩ/кгсш,; х - влагосодержание газа, 1 кг влаги на 1 кг сухого газа; х„ - насыщенное влагосодержание воздуха, кгвл/кгс.г.; Сс_в иСщ- теплоемкости сухого воздуха и водяного пара, Дж/(кгК); Сщо и С3фф теплоемкости воды и эффективная теплоемкость материала, Дж/(кг-К); W-, -скорость (расход) газа, м/с; рм - кажущаяся плотность материала, кг/м ; рг -плотность газа (воздуха), кг/м3; т - порозность слоя; г„ - теплота испарения воды, Дж/кг: ctj/ - объемный коэффициент теплоотдачи, Вт/(м3-К); (3 -поверхностный коэффициент массообмена, кг/(м -с); пс и щ- количество частиц твердого топлива и известняка в единице объема слоя соответственно, м"3(слоя), АНС - теплота горения углерода топлива, Дж/моль; АЯ; - теплота диссоциации известняка, Дж/моль; rj - полная скорость реакции горения кокса, моль/с (определяется в соответствии с (1.8); г( - полная скорость реакции диссоциации известняка, моль/с (определяется в соответствии с (1.21). Величины пс и п/ определены в соответствии со следующими выражениями: 4 4/3 лг/ 4/3 то/ где Vi и Vc - кажущийся объем известняка и кокса в единице объема слоя соответственно: Г =— -_ /Р«-._ е Ме/ре+М1/ р1+(\ Ме М1)/рюЛ,У Mjp Mjp l-M M p Теплота горения углерода топлива определена в зависимости от температуры в соответствии с [93]: ДЯС =-4,187(-94122-0,6- + 0,65-10 -0,22-10-6 ). (2.16)
Значение теплового эффекта реакции разложения известняка в зависимости от температуры в может быть рассчитано по следующей формуле [94]: ,=175850 + 10,6- ,-0,0176 +2,2-105 1. (2.17) Объемный коэффициент теплоотдачи ау определяется следующим образом: а d где d- начальный диаметр шаровой частицы топлива, м. а , =at,- у.Ф(\-т)1d,
где aF - поверхностный коэффициент теплоотдачи, Вт/(м2-К); d - средневзвешенный диаметр куска материала, м; Ф - коэффициент характеризующий форму частицы (равный 6,0 для частиц сферической формы и 7,5 - для частиц неправильной формы).
Для расчета aF использована зависимость, предложенная в [83]: /Vw = 0,i23Rec s-5 , где Re = W1djve, vs - кинематическая вязкость газа, м /с; Nu ardlX - критерий Нуссельта; Хг - коэффициент теплопроводности газа, Вт/(м К). / \0,. W. 2,1 X, а,,, =1165 у2,1 данная формула предложена в [104] для определения объемного коэффициента конвективного теплообмена аглоспека. Здесь К\ и К2 - коэффициенты газодинамического сопротивления агломерируемого слоя.
Формулы для расчета плотности, вязкости, теплопроводности и теплоемкости газовой смеси представлены в приложении 1. Определение теплофизических свойств спекаемых материалов - в приложении 2.
Основным флюсующим компонентом агломерационной шихты является известняк. Исследованиями [1, 4, 7] установлено, что еще в зоне подогрева шихты при температурах 400 - 500 С появляются ферриты кальция. Скорость их образования в твердой фазе чрезвычайно высока. При 1200 С в смеси порошков извести и гематита 74 % всей извести усваивалось в феррит кальция за 1 мин [7, 95]. Это связано с тем, что при протекании твердофазных реакций скорость взаимодействия веществ в большей степени определяется количеством контактов, нежели химическим сродством компонентов смеси. Таким образом, из-за большого числа контактов в смеси, низкой температуры начала реакции и высокой скорости ее протекания в твердой фазе в зоне горения и образования агломерата будут присутствовать ферриты кальция. В этом случае процесс плавления спекаемого материала в наибольшей степени определяется состоянием системы СаО - Fe203.
На рис. 2.10 приведена схема фрагмента (правой части) диаграммы состояния системы СаО - Fe203, рассматриваемой при моделировании процесса плавления материалов агломерируемой шихты в работах [20,23, 24].
Уточнение математического описания процесса газодинамики и алгоритма решения
В ряде работ, посвященных моделированию процесса агломерации и оценке газодинамики слоя материала, значение скорости фильтрации газа принимается постоянным по всей высоте или приводится к нормальным условиям, либо результаты расчета газодинамических характеристик не приводятся. В работах [28,29] выполнен вывод уравнения движения газа в слое и уравнения неразрывности в векторном виде. Полученная модель отличается значительной сложностью: уравнения движения газа в слое лишь немногим проще известных уравнений Навье - Стокса. В работе [29] удалось значительно упростить модель газодинамики за счет допущения о незначительности величин производных по времени в указанных уравнениях. Представляет интерес оценить достоверность данного допущения в условиях агломерируемого слоя.
Для этого с помощью разработанной модели процессов газодинамики (п. 2.1.2. и п. 2.2.1.) исследован процесс установления скорости движения газа и давления в слое и определено время, в течение которого устанавливается стационарный режим в каждой точке слоя, Исходные данные для моделирования приведены в табл. 3.2.
Результаты моделирования представлены на рис. 3,3 в виде распределения скорости (рис. 3.3, а) и давления (рис. 3.3, б) в слое дисперсного материала в различные моменты времени от начала процесса; 0,001; 0,005 и 0,05 с.
На рис. 3.3 приведена динамика развития процессов газодинамики в слое материала при постоянной температуре. При скачкообразном снижении давления на границе у = Н скорость газа в нижней части слоя резко возрастает (рис. 3.3, а, кривая 1), затем происходит постепенное перераспределение давления и скорости по всей высоте (рис. 3.3, кривые 2) до выхода решения системы на стационарный режим, который характеризуется линейным распределением скорости газа и давления по слою (рис. 3.3, линии 3).
Из рис. 3.3 следует, что установление решения на стационарный режим при заданных исходных данных (табл. 3.2) происходит примерно за 0,05 секунды.
Применение явной схемы требует очень больших затрат времени на проведение расчета из-за малой величины шага Ат (в этом случае расчет всего процесса спекания займет более 20 часов). С целью уменьшения машинного времени расчета был разработан алгоритм решения уравнений (2.10) - (2.16) с использованием неявной схемы аппроксимации.
На рис. 3.4 приведены результаты расчета по явной и неявной схемам аппроксимации в виде кривых изменения скорости газа на верхней границе слоя во времени при изотермических условиях (при температуре газа и материала равной 50 С).
Из рис. 3.4 следует, что скорости газа, определенные по явной и неявной схемам расчета, практически совпадают. Значение скорости на поверхности слоя при выходе решения на стационарный режим к моменту времени 0,05 с от начала процесса составляет 0,577 м /(м -с). Продолжительность расчета с применением неявной схемы аппроксимации существенно сократилась (приблизительно в 50 раз).
Таким образом, по результатам моделирования при выбранных исходных данных (табл. 3.2) можно сделать вывод, что в каждой точке и во всем слое быстро устанавливается стационарное состояние (менее, чем за 0,05 с). Это подтверждает обоснованность допущения, принятого в работе [29]. Следовательно, если при решении тепловой задачи в спекаемом слое расчетный шаг по времени будет больше 0,05 с, то для расчета распределения давления и скорости движения газа в слое целесообразно на каждом шаге по времени решать стационарную задачу газодинамики, алгоритм которой приведен в п. 2.2.1.
Во многих работах [3, 24, 28, 29, 97, 104 - 106] приводятся значения коэффициентов газодинамического сопротивления слоя или полуэмпирические зависимости для их определения. В связи с этим возникает задача выбора значений данных коэффициентов при моделировании процесса газодинамики агломерируемого слоя.
Различные варианты коэффициентов газодинамического сопротивления слоя агломерационной шихты представлены в табл. 3.3.
Варианты коэффициентов газодинамического сопротивления 1 и 2 (табл. 3.3) определены в лабораторных условиях для шихт череповецких аглофабрик, различие объясняется разными условиями окомкования. В работах [3, 97] приведены коэффициенты сопротивления отдельных зон спекаемого слоя определенные для данных шихт, которые в настоящей работе представлены в табл. 1.1.
Влияние высоты спекаемого слоя на показатели процесса агломерации
Одной из важнейших задач в агломерационном производстве является повышение качества агломерата, в частности его прочности. Прочность агломерата повышается при увеличении теплового уровня процесса и продолжительности спекания шихты.
Наиболее экономичным способом повышения теплового уровня является спекание шихты в более высоком слое. В [112] указано на то, что увеличение высоты слоя спекаемой шихты обеспечивает повышение прочности агломерата и уменьшение содержания в нем мелких фракций 5 - 0 мм за счет более полного использования регенерированного тепла.
Для условий НЛМК, по данным [112], при увеличении высоты слоя шихты до 500 мм расход кокса на спекание уменьшился на 12 %, содержание в агломерате фракции 5 - 0 мм после испытаний в барабане снизилось на 13,5 %. Повышение высоты слоя с 270 до 570 мм уменьшило выход возврата на 30 %.
На рис. 4.7 приведена зависимость прочности агломерата от высоты слоя, построенная по экспериментальным данным [112]. мм
Однако, возможность значительного повышения высоты спекаемого слоя ограничивается тем, что при этом снижаются скорость спекания шихты и производительность агломашины. Снижение скорости спекания обусловлено увеличением газодинамического сопротивления спекаемого слоя вследствие разрушения гранул шихты.
В работе [113] предложена экспериментальная формула для определения допустимой высоты слоя (Ндоп), при которой начинается разрушение гранул, в зависимости от количества криворожского концентрата в железорудной части шихты (К) и размера гранул (d): Ндт =А + Ве -ск где А = 0,2 м; 5 = 2,17-0,13 , м; С = 0,086 - 0,0016 d, м. На рис. 4.8 представлены зависимости допустимой (критической) высоты слоя от доли криворожского концентрата в железорудной части шихты при разной средней крупности частиц шихты. частиц шихты, мм
Слой подготовленной и уложенной на колосниковую решетку шихты высотой до 0,25 м с некоторыми допущениями можно рассматривать как однородный. Увеличение высоты до 0,4 - 0,6 м и более приводит заметным структурным изменениям, которые необходимо учитывать при изучении процессов, происходящих в слое.
В октябре 2005 г. в агломерационном цехе №3 ОАО «Северсталь» проводились опытно-промышленные испытания по производству агломерата при высоте спекаемого слоя 300 мм [114]. Целью испытаний являлось определение влияния на качество агломерата и показатели агломерационного процесса понижения высоты слоя до 300 мм.
В результате проведения испытаний по производству агломерата при понижении высоты спекаемого слоя (Я) установлены следующие изменения технологических показателей агломерационного процесса.
1. Расчетная производительность агломашин АГЦ-3 в период испытаний (-327 мм) по сравнению с базовым периодом (-351 мм) увеличилась на 6,1 %. Скорости агломашин АГЦ-3 в опытный период возросли на 0,61 м/мин (на -19,2 %). Таким образом, при уменьшении высоты спекаемого слоя (начиная с 350 мм) на каждые 10 мм расчетная производительность агломашин возрастает на 2,6 %.
2. Приведенный удельный расход коксовой мелочи в опытный период (51,6 кг/т) возрос на 2 кг/т (на 4 %) по сравнению с базовым.
3. Массовая доля возврата в период испытаний по сравнению с базовым увеличилась на 1.1 % абс. Данное увеличение произошло в основном за счет увеличением выхода отсева агломерата с доменного цеха (на 1,5 % абс).
4. В период испытаний произошло снижение прочности агломерата по сравнению с базовым периодом на 0,22 % абс. (по ГОСТ 15137-77). Показатель истираемости агломерата не ухудшился.
Из представленных выше данных следует, что влияние высоты слоя на показатели агломерационного процесса весьма противоречиво, и в каждом конкретном случае следует выбирать свое оптимальное значение указанного параметра. В настоящем исследовании поставлена цель - раскрыть закономерности влияния высоты спекаемого слоя на температурный уровень процесса и установить значение данного технологического параметра, до которого целесообразно проводить повышение.
При моделировании приняты следующие исходные данные: продолжительность зажигания - 120 с; температура газа при зажигании - 1200 С; начальная температура шихты - 50 С; разрежение под слоем - 0,1 атм.
По данным, представленным на рис. 4.9, видно, что результаты моделирования соответствуют практическим данным работы агломерационного цеха ОАО «Северсталь». Разработанная модель подчеркивает ранее указанные закономерности влияния высоты спекаемого слоя на скорость спекания.
На рис. 4.10 представлены распределения температуры материала по высоте агломерируемого слоя в моменты времени 160, 450 и 900 с от начала спекания при величине слоя 250, 300 и 400 мм.
Кроме того, при увеличении высоты в верхней части слоя наблюдается снижение уровня максимальных температур (рис. 4.10, в). Данный факт отображен на рис. 4.11, на котором показаны кривые максимальной температуры материала по высоте спека.
Наиболее низкие значения максимальной температуры материала наблюдаются в верхней части спекаемого слоя (рис. 4.11). На глубине более 50 мм от поверхности кривые имеют одинаковый характер, причем максимальные значения температуры у слоев с разной высотой мало различаются. Чем выше спекаемый слой, тем больше зона агломерата, спеченного при равномерном распределении максимальной температуры, и, следовательно, с одинаковыми свойствами.
При увеличении общей высоты толщина слоя с наиболее равномерным распределением температуры материала возрастает (рис. 4.5). Так при высоте слоя h = 250 мм толщина слоя с равномерным распределением температуры составила долю равную приблизительно 60 %, при h - 300 мм - 67 %, при h = 400 мм - 75 %. Увеличение доли толщины с равномерным распределением температуры соответствует данным о зависимости прочностных характеристик агломерата от общей высоты слоя, представленным на рис. 4.7.
Следует отметить, что при увеличении высоты спекаемого слоя растет и его газодинамическое сопротивление, что видно из результатов моделирования, представленных на рис. 4.10, происходит замедление продвижения фронта горения. Как известно, увеличение газодинамического сопротивления слоя ведет к росту доли вредных подсосов в газовый тракт агломерационной машины и повышению нагрузки на эксгаустер.
