РОССИЙСКАЯ АКАДЕМИЯ НАУК
УРАЛЬСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
ИНСТИТУТ МЕТАЛЛУРГИИ
А. Н. Дмитриев, Н. С. Шумаков,
Л. И. Леонтьев, О. П. Онорин
основы
ТЕОРИИ И ТЕХНОЛОГИИ
ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
ЕКАТЕРИНБУРГ 2005
УДК 669.162.281
Дмитриев А. Н., Шумаков Н. С., Леонтьев Л. И., Оно-
р и н О. П. Основы теории и технологии доменной плавки. Екатерин-
бург: УрО РАН, 2005. ISBN 5-7691-1588-2.
На основе современных представлений изложены вопросы воз-
никновения и развития металлургии железа и чугуна, приведены ха-
рактеристика современного доменного производства и виды выплав-
ляемых чугунов. Детально рассмотрены теоретические и технологи-
ческие основы доменной плавки. Освещены вопросы восстановления
оксидов, формирования чугуна и шлака, процессы десульфурации, го-
рения топлива и теплообмена в доменной печи, движения материалов
и газа в ней. Изложены основы математического моделирования до-
менного процесса. Приведены расчеты шихты и описаны новые мето-
ды интенсификации доменной плавки.
Рассмотрены технология плавки и эксплуатация доменных печей.
Определены требования к шихтовым материалам и методы контроля
их качества. Представлены технологические параметры нормальной
работы доменной печи с указанием признаков расстройств хода плав-
ки, а также правила их устранения и правила эксплуатации доменных
печей, их обслуживания, пуска и остановки печей, выдувки их для ре-
монтов. Приведены технико-экономические показатели доменного
производства и перспективы его развития.
Книга адресована студентам, обучающимся по специальности ме-
таллургия черных металлов, работникам металлургических предпри-
ятий, соответствующих научно-исследовательских и проектных орга-
низаций.
Издание осуществлено при поддержке Совета по грантам для ве-
дущих научных школ России (№ 1997.2003.3).
Ответственный редактор
доктор технических наук профессор Н. С. Шумаков
Рецензент доктор технических наук профессор Н. А. Спирин
ISBN 5-7691-1588-2
д ПРП-2005-13(05)-156 пв 2005
8116(03)1998
© УрО РАН, 2005 г.
ВВЕДЕНИЕ
Современная доменная печь представляет собой высоко-
механизированный и автоматизированный металлургичес-
кий агрегат, способный выплавлять до 12,5 тыс. т чугуна в
сутки. Для выплавки такого объема перерабатывается до
20 тыс. т железорудного сырья и потребляется при этом
5-6 тыс. т кокса. Кроме того, из печи выпускается до 6 тыс. т
в сутки огненно-жидкого шлака. Эти цифры дают представ-
ление о масштабности доменного производства, важности
четкой его организации и технической грамотности реше-
ний, принимаемых обслуживающим доменную печь персона-
лом. Для успешного управления работой такого агрегата не-
обходимы глубокие знания всего комплекса сложных взаи-
мосвязанных процессов, протекающих в рабочем простран-
стве доменной печи, а также сведения о всей технологии по-
лучения чугуна.
В доменной печи происходят механические, газо- и гидро-
динамические, химические, теплофизические и физико-хими-
ческие процессы, связанные с загрузкой и движением матери-
алов в рабочем пространстве, их нагревом и физико-химичес-
кими превращениями, движением газов и жидких продуктов в
слое кусковых шихтовых материалов, теплообменом между
нагретым потоком газов и опускающимися материалами, вос-
становлением железа и других элементов из их оксидов с обра-
зованием чугуна и шлака, горением топлива у воздушных
фурм и т. п.
Все эти процессы, протекающие в доменной печи, а также
методы управления ходом доменной плавки и всем технологиче-
ским процессом выплавки чугуна являются предметом рассмот-
рения в предлагаемой книге, которая может быть полезна при
подготовке инженеров-металлургов, специализирующихся в об-
ласти металлургии чугуна. Являясь частью металлургии черных
металлов, доменное производство имеет многовековую исто-
рию. Над его созданием и совершенствованием работали уче-
ные и специалисты-практики многих стран, в том числе и СНГ.
Методика изложения материала и содержание основаны на
многолетнем опыте преподавания этой дисциплины на кафедре
металлургии железа и сплавов Уральского государственного
технического университета - УПИ. Авторы с признательностью
примут замечания и пожелания, направленные на совершенство-
вание книги.
Раздел I
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА
ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
ГЛАВА
1
ИСТОРИЯ МЕТАЛЛУРГИИ ЖЕЛЕЗА
1.1.	ЗНАЧЕНИЕ И РОЛЬ ЧЕРНЫХ МЕТАЛЛОВ
Железо часто и совершенно справедливо называют главным
металлом нашего времени. В промышленности и быту оно при-
меняется не в чистом виде, а как различные сплавы с небольшим
количеством углерода и других элементов. Эти сплавы называ-
ют черными металлами. Производство черных металлов в на-
стоящее время составляет около 95 % от общего объема продук-
ции металлургической промышленности. Остальное приходится
на долю цветных металлов.
Наибольшее применение черные металлы находят в виде уг-
леродистых и легированных сталей и сплавов, а также специаль-
ных марок чугунов. В зависимости от назначения и областей
применения в самых разнообразных отраслях народного хозяй-
ства и областях техники различают:
1)	конструкционные стали, предназначенные для строитель-
ства зданий, сооружений, мостов, судов, машин, производства
оружия и т. п.;
2)	инструментальные стали (углеродистые и легированные);
3)	стали с особыми физическими свойствами (нержавеющие,
жаростойкие, коррозионностойкие, электротехнические и др.).
Широкое применение и огромное значение черных металлов
в развитии техники, производительных сил общества и челове-
ческой цивилизации в целом объясняется, с одной стороны, ши-
рокой гаммой полезных свойств железа и сплавов на его основе,
и прежде всего высокой прочностью, твердостью и пластичнос-
тью. Считают, что прогресс земной цивилизации во многом обя-
зан именно этим свойствам железа, особенно его пластичности.
Число сплавов на основе железа в наше время превышает
10 тыс. При легировании и специальной обработке железо изме-
няет свои свойства и приобретает самые разнообразные и полез-
ные качества. С другой стороны, железо является одним из наи-
более распространенных элементов, его содержание в земной
7
коре составляет 4,65 %, и по распространенности оно занимает
четвертое место после кислорода, кремния и алюминия. Причем
большие запасы (скопления) железа сосредоточены в крупных
месторождениях железосодержащих минералов (железных руд),
что позволяет организовать массовую добычу их и крупномас-
штабное производство металла при сравнительно невысокой
стоимости продукции.
Таким образом, железо по праву занимает ведущее место
среди других металлов, а производство черных металлов - чер-
ная металлургия - является базисной отраслью, определяющей
развитие всех других отраслей промышленности, экономичес-
кое могущество той или иной страны в целом.
В последнее время появились и другие конструкционные ма-
териалы, конкурирующие со сталью; это алюминий, магний, ти-
тан и их сплавы, а также пластмассы, железобетон. Однако
опыт показал, что решающее значение черных металлов по-
прежнему сохраняется, так как на их долю в настоящее время
приходится ~ 95 % всего объема потребления конструкционных
материалов отраслями машиностроения, а заменителям железа
остается лишь около 5 %. По прогнозам эта доля и в обозримом
будущем не превысит 7-8 %.
Поэтому, несмотря на успехи цветной металлургии и химии,
определение железа как одного из главных продуктов современ-
ной промышленности, фундамента современной цивилизации
сохраняет справедливость для нашего времени и на значитель-
ный период в будущем.
1.2.	ВОЗНИКНОВЕНИЕ И РАЗВИТИЕ МЕТАЛЛУРГИИ
ЧУГУНА
В периодической системе элементов Д. И. Менделеева желе-
зо занимает место в VIII группе с порядковым номером 26, его
атомная масса составляет 55,847. Как химический элемент оно
хорошо изучено, известны все его физические свойства. Однако
науке неизвестно, когда и кем открыто железо, ясно лишь, что
это было слишком давно. В чистом виде на Земле железо прак-
тически не встречается. Поэтому считают, что первое железо,
попавшее в руки человека, было неземного происхождения и че-
ловек впервые познакомился с метеоритным железом. Из тако-
го железа были изготовлены украшения, обнаруженные в гроб-
ницах египетских фараонов начала IV тыс. до н. э. Украшения и
8
оружие из “небесного” металла (железо, содержащее значитель-
ные примеси никеля и кобальта) были чрезвычайно редкими и
драгоценными. Поэтому такое железо не могло иметь большого
хозяйственного значения в жизни древнего общества.
Начало производства и систематического применения че-
ловеком железа в истории материальной культуры связывают
с открытием сыродутного процесса, при котором железо вос-
станавливалось из оксидов руды при сравнительно низкой тем-
пературе (900-1000 °C) в рабочем пространстве сыродутного
горна. В качестве топлива и восстановителя при этом исполь-
зовался древесный уголь. При таких температурах железо по-
лучалось не в жидком состоянии, а в виде размягченной, плас-
тической (тестообразной) массы - крицы. Шлак, содержащий
много оксидов железа, отделяли от металла при последующей
ковке молотами, выдавливая его из пор губчатого железа
(крицы).
Открытие и освоение сыродутного процесса (начало I тыс.
до н. э.) означают и начало так называемого “железного века” в
истории человечества, когда при изготовлении орудий труда же-
лезо стало вытеснять господствующие ранее камень и бронзу.
До этого железо получали более примитивно: на кострах, в гли-
няных горшках или тиглях и в ямах без искусственной подачи ду-
тья. Согласно археологическим данным, а также сведениям из
древних письменных источников, человек начал получать желе-
зо для изготовления орудий труда, предметов быта и оружия за
1,5-2 тыс. лет до н. э. Ранее других регионов железо появилось
на Ближнем Востоке, в первую очередь в Финикии и Ассирии.
Несколько позже искусством получать и обрабатывать железо
овладели народы Средиземноморья и Центральной Европы. В
X-VI вв. до н. э. железо проникло в Индию, на Дальний Восток,
в Северную Европу и Британию. Последующему его распрост-
ранению на Балканы, в Центральную и Западную Европу спо-
собствовала военная и хозяйственная деятельность Древней Гре-
ции, Карфагена и Рима. На территории бывшего СССР наибо-
лее раннее применение железа отмечено в Армении и греческих
колониях Причерноморья, а на земле Древней Руси его начали
получать в IX-VIII вв. до н. э. В Китае и других странах Юго-Вос-
точной Азии, а также в южных районах Сибири железо начало
вытеснять бронзу во второй половине I тыс. до н. э. В Америке,
Австралии и Океании оно стало известно лишь с приходом евро-
пейцев.
9
Рис. 1.1. Первобытный горн, вырытый в земле
В земной коре железо обычно находится в виде различных
соединений, чаще всего оксидов, смешанных с пустой породой.
Поэтому для получения железа из руд необходимо решить дву-
единую задачу, которая заключается в восстановлении железа
из природных соединений до металлического состояния и отде-
лении металла от пустой породы. Рассмотрим, как выполнялись
эти задачи при получении сыродутного железа.
Сыродутный процесс до ХШ в. был единственным способом,
при помощи которого люди получали железо и сталь для своих
нужд. Этот процесс был довольно широко распространен еще и в
XVIII в., несмотря на появление и развитие доменного производ-
ства. Так, в России в конце XVIII в. работало не менее 300 сыро-
дутных печей, выплавлявших примерно по 0,1 т металла в сутки.
Сыродутный горн (рис. 1.1) выкапывали обычно на склоне
холма, а позднее выкладывали из камня. В такой горн загружа-
ли послойно железную руду и древесный уголь или их смесь. Че-
рез отверстие в нижней части горна (шлаковую летку) поступал
воздух за счет естественной тяги. Высота рабочего пространст-
ва горна первоначально составляла 1,0-1,5 м. Никаких воздухо-
дувных средств для подачи воздуха не применялось, поэтому ко-
личество воздуха, поступающего в горн через шлаковую летку,
было небольшим, а интенсивность плавки невысокой. При горе-
нии угля в нижней части горна развивалась температура до
1200-1250 °C и образовывался монооксид углерода, который,
10
проходя через слой шихты, восстанавливал железо руды. Газо-
образные продукты сгорания угля (СО и N2), двигаясь вверх, при
небольшой высоте рабочего пространства покидали горн с тем-
пературой до 800-900 °C. Слабо использовалась и восстанови-
тельная способность газов; содержание СО2 в отходящих газах
составляло всего несколько процентов. Для сравнения можно
отметить, что в современных доменных печах концентрация
СО2 в колошниковом газе - 16-18 %. Несовершенство тепловой
работы сыродутных горнов приводило к огромному расходу дре-
весного угля, достигающему 4—6 кг на 1 кг получаемого крично-
го железа. В современных доменных печах удельный расход
кокса составляет 0,4-0,5 т/т чугуна.
По мере выгорания древесного угля шихта медленно опуска-
лась в рабочем пространстве горна и сверху последовательно под-
сыпали слои руды и топлива. В верхней части сыродутного горна
протекали процессы испарения влаги шихты, разложения гидра-
тов и карбонатных соединений. Восстановление железа шло во
всем объеме горна, но вследствие низкого температурного уров-
ня процесса эти реакции не завершались. Оставшиеся оксиды же-
леза переходили в силикатный железистый шлак. По данным
А. А. Байкова, состав конечного шлака одного из сыродутных
горнов Якутии, работавших еще в XX в., был следующим, %:
FeO - 48,5, Fe2O3 -14,82 (входит в состав магнетита FeO Fe2O3, пе-
реходящего в шлак), SiO2 - 23,01, А12О3 - 2,67, МпО - 3,48, СаО -
2,84, Р2О5 - 0,87, R2O - 3,78. Конечный шлак современной домен-
ной плавки содержит 0,5-1,0 % FeO, и со шлаком теряется толь-
ко 3-5 кг железа из каждой тонны железа шихты, а остальные
995-997 кг железа переходят в чугун. В сыродутном горне из
каждой тонны железа в металлическую крицу переходило не бо-
лее 600-700 кг, а вся остальная масса (300-400 кг) не восстанав-
ливалась и безвозвратно терялась с вытекающим из горна шла-
ком. Черный железистый фаялитовый шлак (Fe2SiO4), обладая
значительной подвижностью при температурах нижней части
горна (1200-1250 °C), непрерывно вытекал из шлаковой летки
сыродутного горна, скапливаясь в специальной яме перед ним.
В связи с большими потерями железа со шлаком и высоким
удельным расходом топлива сыродутный процесс, по современ-
ным понятиям, обладал весьма низкой экономичностью.
Образование шлака, богатого оксидами железа, является
важнейшей особенностью сыродутного процесса. Состав шлака
определял и состав сыродутного металла. Из этого шлака не
11
могли восстанавливаться и переходить в металл кремний, марга-
нец и фосфор, которые в том или ином количестве всегда при-
сутствуют в доменном чугуне. Эти и другие элементы, восста-
новление которых происходило труднее, чем железа, не образо-
вывались, так как шлаки с очень высоким содержанием железа
являются для них окислительными. По этой же причине сыро-
дутный металл не мог растворять значительного количества уг-
лерода, хотя при температуре около 900 °C (выше точки перехо-
да a-железа в у-железо) науглероживание металла твердым уг-
леродом, и особенно монооксидом углерода, может протекать с
относительно высокой скоростью. Однако при соприкосновении
науглероженного металла с жидким железистым шлаком угле-
род интенсивно окисляется по реакции (FeO) + [С] = [Fe] + СО. В
зависимости от температуры в горне и концентрации оксидов
железа в шлаке содержание углерода в сыродутном металле из-
менялось от следов до 1 %.
Основность (CaO:SiO2) шлаков сыродутных горнов не превы-
шала 0,1-0,3, поэтому реакция обессеривания металла (FeS +
+ СаО = CaS + FeO) практически не протекала и вся сера шихты
переходила в крицу. Качественный металл получали, применяя
малосернистую шихту (древесный уголь и руды с низким содер-
жанием серы, залегавшие чаще всего у поверхности земли), а
также осуществляя предварительный обжиг руды для удаления
из нее серы.
Температура плавления сыродутного металла, почти не со-
держащего примесей, составляла примерно 1400-1500 °C (в за-
висимости от концентрации углерода), т. е. была более высокой,
чем максимальная температура в сыродутном горне. Поэтому
железо получалось в виде твердой губки - крицы - и не могло
вытекать из горна. Нагретые до тестообразного состояния пла-
стичные частицы железа, слипаясь и свариваясь вместе на леща-
ди горна, образовывали крицу - пористую массу губчатого желе-
за, пропитанную железистым шлаком.
Чтобы извлечь накопившийся металл из сыродутной печи,
необходимо было остановить процесс, выломать переднюю стен-
ку горна, вытащить клещами и ломами многопудовую крицу и
вновь восстановить кладку горна. После этого печь вновь разо-
гревалась, и весь цикл производства повторялся. Таким образом,
получение твердого малоуглеродистого и не содержащего при-
месей металла было связано с прерыванием плавки. Это явилось
существенным недостатком сыродутного процесса, обусловив-
12
Рис. 1.2. Каталонский горн
шим низкую производитель-
ность сыродутных горнов. К
важнейшим недостаткам сыро-
дутного процесса относятся
также низкие температура в
зоне горения древесного угля и
степень использования тепло-
вой и химической энергии га-
зов, высокий уровень потерь
железа со шлаком.
Дальнейшее усовершенст-
вование конструкции сыродут-
ных горнов шло по пути увели-
чения высоты рабочего прост-
ранства и принудительной по-
дачи воздуха для горения топ-
лива. Важный шаг в этом на-
правлении был сделан в Каталонии в УШ в. н. э. Каталонский
горн (рис. 1.2) имел раздельную загрузку руды и древесного угля,
специальную фурму для подачи дутья, отдельную шлаковую лет-
ку и наклонную переднюю стенку нижней части рабочего прост-
ранства, что позволяло извлекать готовую крицу клещами без
остановки процесса. Впервые процесс производства кричного
железа стал непрерывным, что резко повысило производитель-
ность горнов. Этот горн широко применялся в ХУП-ХУШ вв. в
Испании и Южной Франции для заводского Производства железа.
Его сооружали ниже поверхности земли в виде наклонной ворон-
ки, округленной внизу и четырехугольной вверху. С VIII в. н. э. в
Штирии (Австрия) для увеличения производства крицы и сниже-
ния расхода топлива начали строить горны высотой 2,5-3,0 м, на-
званные штюкофенами (от слова штюк - крица). Отсюда они
распространились по всей Германии, Франции, Швеции и другим
странам Европы. Вместе с низкими горнами, применявшимися в
Азии и Африке, штюкофены в некоторых регионах продолжали
использовать до конца XIX в. Рабочее пространство штюкофе-
нов имело форму двух усеченных конусов или многогранных пи-
рамид, соединенных широкими основаниями. Профиль печи вы-
кладывался из огнеупорного кирпича, а снаружи она укреплялась
каменной кладкой или деревянным срубом, который заполнялся
землей или глиной.
13
С увеличением высоты сыродутных печей температура в
верхней части рабочего пространства снижалась - более полно
использовалась тепловая энергия газа. В результате повыша-
лось количество железа, восстанавливающегося при умеренных
температурах до перехода его в шлак, и уменьшалась концентра-
ция оксидов железа в первичных шлаках. Это, в свою очередь,
приводило к повышению температуры шлака в нижней части
сыродутных печей. Сильное обеднение шлака оксидами железа
вызвало необходимость вводить в шихту специальную добавку -
флюс, который был нужен для получения жидкого шлака. В ка-
честве флюса стали применять известняк, образующаяся при
разложении которого известь заменила монооксид железа (FeO)
в первичных и конечных шлаках.
Для принудительной подачи дутья использовали меха, приво-
дившиеся в движение первоначально мускульной силой людей, а
затем животных либо с помощью водяного колеса. Это позволи-
ло значительно увеличить количество воздуха, подаваемого в
печь в единицу времени, а следовательно, и количество сжигае-
мого за это время древесного угля. В результате повысилась
температура в нижней части горна и улучшились условия восста-
новления оксидов железа. По мере снижения концентрации ок-
сидов железа в шлаке и повышения температуры в нижней час-
ти печи уменьшалась окислительная способность шлака. Это со-
кращало степень развития реакции (FeO) + С = [Fe] + СО и созда-
вало благоприятные условия для науглероживания металла, а
также восстановления труднее, чем железо, восстанавливаемых
элементов: кремния и марганца. Неизбежным следствием этих
изменений в конструкции сыродутных печей и технологии было
увеличение содержания углерода в готовом продукте и сниже-
ние его температуры плавления. К XI-XII вв. на крупных печах
высотой до 4-5 м впервые в больших масштабах наряду с крицей
начали получать и некоторое количество жидкого чугуна (со-
держание углерода в сплаве 2-4 %), вытекавшего из печи вместе
со шлаком. К этому времени температуры в нижней части горна
достигли 1300-1350 °C, а содержание FeO в шлаке снизилось до
10-15 %. Так сыродутные горны превращались в домницы -
шахтные печи высотой 2,0-4,5 м с формой рабочего пространст-
ва такой же, как у штюкофенов.
Первоначально получение чугуна считалось нежелатель-
ным, так как его образование снижало выход крицы. Кроме то-
го, чугун не куется, и его либо выбрасывали, либо повторно за-
14
гружали в горн вместе с железной рудой. Отсюда, возможно,
происходит английское название чугуна (pig iron - свиное желе-
зо). Но когда было замечено, что жидкий чугун хорошо заполня-
ет формы и может применяться для изготовления литых изделий
(например пушечных ядер), его в домницах стали получать пред-
намеренно.
Со временем металлурги установили, что передел чугуна в
крицу дает гораздо лучшие результаты как по расходу железной
руды, так и по производительности домницы. Так постепенно
одноступенчатый способ получения железа из руды заменялся
двухступенчатым, состоящим из двух стадий: получение чугуна
из руды, а затем передел чугуна в железо. Часто домница рабо-
тала попеременно: то по выплавке чугуна, то по производству в
ней крицы. Позднее для передела чугуна в крицу стали приме-
нять специально изготовленные для этого печи, а конструкция
домницы изменялась в целях лучшего приспособления ее для вы-
плавки чугуна. Таким образом, печь для получения железа -
домница - превратилась в доменную печь для выплавки чугуна.
Размеры первых доменных печей были такими же, как и домниц,
самые крупные из которых имели высоту рабочего пространст-
ва до 4,5 м и самое широкое поперечное сечение 1,5-1,8 м. Тем-
пература в нижней части первых печей составляла 1350-1450 °C,
а содержание FeO в шлаке 3-6 %. В этих условиях выгорание уг-
лерода из железа под шлаком сведено к минимуму и продуктами
плавки стали исключительно чугун и шлак.
Процесс производства стали из чугуна вели в окислительных
кричных горнах, а затем в пудлинговых печах (Г. Корт, 1784 г.),
конвертерах (Г. Бессемер, 1855 г. и С. Томас, 1878 г.), мартенов-
ских печах (Э. и П. Мартены, 1864 г.) и, наконец, в кислородных
конвертерах.
Несмотря на логическую нецелесообразность перехода к
двухступенчатому способу производства стали, он получил по-
всеместное распространение благодаря своей высокой экономи-
ческой эффективности. Расход древесного угля при этом сокра-
тился в 1,5 раза вследствие более полного восстановления желе-
за и снижения потерь его со шлаком в виде невосстановленных
оксидов, резко возросла и производительность агрегата (домен-
ной печи).
Все последующее развитие металлургии проходило как со-
вершенствование этого двухступенчатого способа производства
стали, который и до настоящего времени остается самым эконо-
15
мичным и производительным. Хотя уже давно предпринимаются
попытки и ведется большая работа по созданию способов прямо-
го получения железа (одноступенчатым способом) вне доменной
печи и многое сделано в этом направлении, но двухступенчатый
способ останется наиболее экономичным еще длительное время.
Переход от домниц к доменным печам и совершенствование
последних шли медленно. Сам этот переход относится к
XIII-XIV вв. и стал возможным только при усилении воздуходув-
ных средств. Примерно в XIII в. меха для подачи дутья стали при-
водить в движение с помощью водяного колеса.
Развитие доменной техники, технологии и конструкции са-
мой доменной печи от ее появления и до наших дней шло путем
увеличения ее размеров. Современная доменная печь имеет вы-
соту рабочего пространства более 30 м, а диаметр такой печи со-
ставляет более 15 м.
Одним из крупных усовершенствований технологии домен-
ной плавки явилась замена древесного угля каменноугольным
коксом. В 1735 г. в Англии впервые была успешно проведена
опытная плавка, показавшая бесспорные преимущества работы
доменной печи на коксе. Кокс постепенно вытеснял древесный
уголь и в настоящее время является единственным видом домен-
ного топлива. Однако ввиду дефицитности и дороговизны кокса,
в последние десятилетия его частично удается заменять другими
видами топлива: природным газом, мазутом, угольной пылью,
подаваемыми в доменную печь через фурмы.
Не меньшее значение имела подача в доменную печь нагрето-
го дутья. Уже первые попытки подогрева дутья в 1829 г. до 150 -
300 °C позволили снизить расход топлива на 40 % и резко под-
нять производительность доменных печей. Для подогрева возду-
ха созданы специальные аппараты - регенеративные воздухона-
греватели. Для нагрева насадки стали применять колошниковый
газ, т. е. собственный продукт доменного производства. В насто-
ящее время температура дутья составляет 1100-1200 °C, предпо-
лагается довести ее до 1400 °C. Совершенствовались и воздухо-
дувные средства. В XVIII в. для этих целей стали использовать
паровые машины. Внедрена работа доменных печей с повышен-
ным давлением газа на колошнике и в рабочем пространстве пе-
чи. Разрабатывалось новейшее загрузочное оборудование и обо-
рудование для распределения шихты на колошнике печи, а так-
же для механизации работ на горне печи, для уборки продуктов
плавки, очистки газа и др.
16
Огромное значение для повышения технико-экономических
показателей доменной плавки имела и имеет улучшающаяся
подготовка сырых материалов к плавке, позволившая загружать
в печь материалы со все более высоким содержанием железа в
виде прочных крупных пористых кусков. Этому способствовало
развитие техники обогащения железных руд и окускования по-
лученных концентратов методами агломерации и окомкования
(получение окатышей).
Вплоть до середины XVI в. доменное производство не полу-
чало широкого развития в Западной Европе. Суточная произво-
дительность доменных печей того времени не превышала 2 т.
В 1500 г. производство чугуна в Англии достигало 12 тыс. т - это
суточная производительность одной современной доменной пе-
чи. В XVII в. на первое место по производству чугуна вышла бо-
гатая рудами и лесами Швеция. Рост масштабов доменного про-
изводства сдерживался необходимостью использования древес-
ного угля, для производства которого требовалось много древе-
сины и большие затраты труда.
Переход на использование кокса также происходил медлен-
но. Если первое его применение относится к 1735 г., то большин-
ство доменных печей Западной Европы было переведено на
кокс только во второй половине XIX в. Некоторые доменные
печи работали на древесном угле до самого последнего времени
(на старых уральских заводах).
Увеличение производительности доменных печей до 15 т/сут
стало возможным в конце XVIII в. с применением паровых ма-
шин для подачи дутья в печи. До середины XIX в. увеличение
мощности доменных печей сдерживалось также малой произво-
дительностью пудлинговых печей. После возникновения и раз-
вития высокопроизводительных способов передела чугуна в
сталь (мартеновского, бессемеровского и томасовского) мощно-
сти доменных печей стали быстро увеличиваться. В начале 60-х
годов XIX в. максимальная производительность доменных печей
составляла уже 30-50 т/сут, полезный их объем 100-300 м3. В
конце XIX и начале XX в. суточная производительность домен-
ных печей составляла 400-500 т, а их полезный объем увеличил-
ся до 500-700 м3. В 20-х годах XX в. объем печей достиг 1000 м3;
в 1938 г. в нашей стране были построены две доменные печи,
имеющие полезный объем 1300 м3. В 1967 г. сооружена печь
объемом 2700 м3, а в 1970 г. - 3200 м3. В 1974 г. вводится в строй
печь объемом 5000 м3. В настоящее время на предприятии “Се-
17
Рис. 1.3. Комплекс современной доменной печи объемом 5580 м3
версталь”(г. Череповец) работает самая большая доменная печь
в мире, имеющая полезный объем 5580 м3. Она введена в эксплу-
атацию в 1986 г. и имеет суточную производительность более
12,5 тыс. т. Общий вид комплекса современной доменной печи
представлен на рис. 1.3.
В 1900 г. мировое производство чугуна составило 40,7 млн т,
а в 1913 г. - 79,3 млн т, т. е. за 13 лет оно удвоилось. Последую-
щее удвоение производства чугуна произошло только в 1957 г.
(154,4 млн т). Это замедление темпов в значительной мере объ-
ясняется двумя мировыми войнами и экономическим кризисом в
капиталистических странах, относящимися к этому периоду.
В последующие годы темпы роста производства чугуна зна-
чительно повысились: для двойного увеличения его мирового
объема от 154,4 млн т в 1957 г. до 310,3 млн т в 1965 г. потребо-
валось всего 8 лет. Это обусловлено увеличением в этот период
выплавки металла в быстро развивающихся социалистических
странах, прежде всего в бывшем СССР. Дальнейший рост произ-
водства чугуна в мире характеризовался следующими данными,
млн т: 1970 г. - 405,80; 1980 г. - 507,9; 1985 г. - 499,42; 1990 г. -
531,83; 1991 г. - 507,87; 2000 г. - 530,3. По прогнозу, в 2010 г. в
мире будет произведено 599,9 млн т чугуна.
13. РАЗВИТИЕ ПРОИЗВОДСТВА ЧУГУНА
В НАШЕЙ СТРАНЕ
Кустарное производство железа в сыродутных горнах и в
домницах на территории нашей страны имеет не меньшую дав-
ность, чем в других странах. Следы древней металлургии архео-
логи относят к X в. до н. э. Плавка железных руд в наземных пе-
чах с дутьем ручными мехами появилась на Руси в IX в. н. э. Зна-
чительное количество домниц насчитывалось вокруг Новгоро-
да, Тулы, Каширы, Серпухова, Костромы, Вычегды, Приуралья.
Первый в России металлургический завод с доменными печа-
ми был построен в 1637 г. недалеко от Тулы. Однако объем про-
изводства металла в этом регионе был ограничен недостаточ-
ным количеством леса и низким качеством металла, так как ру-
ды содержали много фосфора. Поэтому Россия ввозила большое
количество металла из Англии и Швеции.
Борьба Петра I за выход к Балтийскому морю и его деятель-
ность по развитию России подразумевали потребность в боль-
шом количестве высококачественного металла. Необходимо
19
было создавать свою мощную металлургическую промышлен-
ность, поскольку снабжение металлом из Англии затруднялось,
а ввоз его из Швеции был невозможен из-за состояния войны
с ней.
Наиболее подходящим районом для развития металлургии
оказался Урал с его большими массивами леса и огромными за-
пасами первоклассных железных руд. Начало выплавки чугуна
на построенных по указам Петра I Невьянском и Каменском за-
водах относится к 1701 и 1702 гг. К середине XVIII в. на Урале
работали уже десятки доменных печей, намного превосходив-
ших западноевропейские как по размерам, так и по производи-
тельности. К этому времени Россия вышла по производству ме-
талла на первое место в мире и стала экспортировать его даже в
такие развитые страны, как Англия.
По мере развития капитализма в западноевропейских стра-
нах феодальные производственные отношения, типичные для
металлургии Урала, стали тормозом в ее совершенствовании, и
в XIX в. Россия постепенно начала утрачивать ведущее положе-
ние в производстве металла. Лишь к концу XIX в. выплавка чу-
гуна в России заметно возросла. Этому способствовало развитие
капитализма в России, а также возникновение нового центра ме-
таллургии на юге Украины на базе криворожских руд и донецко-
го кокса. Первые доменные печи в этом районе начали работать
в 1870 г. В 1900 г. в южной части России выплавлялось больше
чугуна, чем на Урале.
Предприятия южной металлургии принадлежали иностранно-
му капиталу. Металл производился на полуколониальных усло-
виях, механизация труда была относительно низкой, технический
уровень производства был также низким. Все это привело к то-
му, что к началу XX в. Россия оказалась на пятом месте в мире по
производству металла. В 1913 г. доменные печи России выплави-
ли только 4,216 млн т чугуна. После первой мировой и граждан-
ской войн уровень производства металла упал практически до ну-
ля (в 1920 г. выплавка чугуна составила всего 0,116 млн т).
Новое революционное правительство, учитывая определяю-
щую роль металлургии в индустриализации страны, придавало
особое значение ее восстановлению и интенсивному развитию. В
годы первых пятилеток была проведена огромная работа как по
реконструкции старых предприятий, так и по строительству но-
вых современных металлургических заводов и комбинатов. В то
время (1932 г.) построены металлургические комбинаты на Ура-
20
ле (Магнитогорск) и в Сибири (Кузнецк). Создание таких гиган-
тов и развитие металлургии на Урале и в Сибири обеспечило
стратегический выигрыш страны в годы Великой Отечествен-
ной войны. В довоенные же годы были построены и другие
крупные металлургические предприятия: “Азовсталь” и “Запо-
рожсталь” (1933 г.), “Криворожсталь” и Новолипецкий метал-
лургический завод (1934 г.), Новотульский (1935 г.) и Нижнета-
гильский (1940 г.) металлургические заводы. Во время войны по-
строен Челябинский металлургический завод (1944 г.).
В послевоенные годы крупная металлургическая база была
создана в Казахстане - Карагандинский металлургический ком-
бинат (1960 г.), Грузии - Руставский металлургический завод
(1954 г.). В России сооружены такие крупные предприятия, как
Орско-Халиловский (1955 г.), Череповецкий (1955 г.) и Западно-
сибирский (1964 г.) металлургические комбинаты.
Одновременно интенсивно развивалась и рудная база черной
металлургии. В послевоенные годы появился ряд крупных гор-
нообогатительных комбинатов. Так, на базе Криворожского же-
лезорудного бассейна созданы комбинаты Южный (ЮГОК), Но-
вокриворожский (НКГОК), Центральный (ЦГОК), Ингулецкий
(ИнГОК) и Северный (СевГОК). На Урале построен Качканар-
ский, в Казахстане - Соколовско-Сарбайский, Лисаковский и
Канарский, в Сибири - Коршуновский ГОКи. Позже появился
ряд ГОКов на базе месторождений Курской магнитной анома-
лии: Михайловский, Лебединский и др., а также на северо-запа-
де России: Оленегорский, Енско-Ковдорский и Костомукшский.
Одновременно строились аглофабрики и фабрики по производ-
ству окатышей. Все это позволило коренным образом изменить
качество доменной шихты: резко повысить содержание в ней
железа и ввести в нее 90-98 % офлюсованных агломерата и ока-
тышей вместо сырой руды, что привело к значительному повы-
шению технико-экономических показателей доменной плавки.
Развитие выплавки чугуна в бывшем СССР можно охаракте-
ризовать следующими данными, млн т: 1920 г. - 0,116; 1930 г. -
4,964; 1940 г. - 14,902; 1945 г. - 8,803; 1950 г. - 19,175; 1960 г. -
46,757; 1970 г. - 86,000; 1980 г. - 107,225; 1985 г. - 109,911; 1988 г.
- 114,600. В 1970 г. по производству чугуна СССР находился на
первом месте в мире. В 1988 г. объем производства чугуна был
максимальным, после чего началось его снижение, в 1991 г. этот
показатель составил 90,900 млн т. В последующие годы в стра-
нах СНГ в связи с общим спадом промышленного производства
21
объем выплавки чугуна резко сократился и в 1995 г. составил
всего 59,976 млн т. В период перестройки экономики годовая вы-
плавка чугуна заводами России составляла, млн т: 1991 г. -
48,813; 1992 г. -46,602; 1993 г. -40,705; 1994 г. - 36,469; 1995 г. -
39,643; 1999 г. - 40,854; 2000 г. - 46,700. Как видно, со второй по-
ловины 1990-х годов объем производства чугуна в России вновь
стал увеличиваться.
1.4. РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ И ТЕХНОЛОГИИ ДОМЕННОЙ
ПЛАВКИ
Доменное производство возникло более 600 лет назад. Ника-
кой теории доменной плавки в то время не существовало и не
могло существовать. Процессы, совершающиеся в доменной пе-
чи, в основном являются химическими, и для того чтобы в них
разобраться, нужно обладать определенным минимумом знаний
в области химии. Но в XIII-XIV вв., когда зарождался доменный
процесс, химии как науки еще не было. Вопросами превращений
материи в то время занимались алхимики.
В конце XVII и начале XVIII в. была создана теория флогис-
тона, согласно которой все металлы являются сложными тела-
ми, имеющими в своем составе горючую субстанцию - флогис-
тон. Горение считалось процессом разложения, при котором
флогистон удаляется, а оставшееся вещество теряет свойства
металла. Открытие М. В. Ломоносовым закона сохранения ве-
щества и объяснение на его основе процессов горения позволи-
ли покончить с теорией флогистона. С этого момента химия как
наука стала делать большие успехи, на основе которых начала
разрабатываться и теория доменного процесса.
Используя знание химии, металлурги получили возможность
разобраться в составе сырых материалов и продуктов плавки.
Оказалось, что железные руды в основе состоят из оксидов же-
леза, к которым примешано то или иное количество пустой по-
роды. Полная ясность была внесена в вопрос о составе чугуна,
по которому у металлургов в течение многих десятилетий суще-
ствовали самые противоречивые мнения. Установлено, что чу-
гун представляет собой сплав железа с углеродом и некоторыми
другими элементами. При этом углерод в чугуне может нахо-
диться в разных состояниях: быть химически связанным с желе-
зом в соединение Fe3C (карбид железа) и механически смешан-
ным с железом в виде графита.
22
Установлено также, что доменный шлак представляет собой
сплав ряда соединений, образовавшихся из оксидов кремния,
алюминия, кальция, магния, небольших количеств оксидов мар-
ганца и железа, а также сернистого кальция.
Знание о составе сырых материалов и продуктов плавки поз-
волило металлургам понять, что основным процессом, происхо-
дящим в доменной печи, является восстановление оксидов желе-
за. Этим был заложен научный фундамент для создания теории
доменного процесса. В середине XIX в. уже появились работы,
объясняющие более или менее научно (с современных позиций)
отдельные закономерности доменного процесса. Причем иссле-
дования велись как в лабораторных условиях, так и на самих до-
менных печах. Так, во Франции Ж. Эбельманом и Р. Бунзеном
впервые был изучен состав колошникового газа доменных пе-
чей. В России Н. А. Кулибин исследовал процессы восстановле-
ния оксидов железа. Французский инженер Де-Ватер и англий-
ский металлург Л. Белл изучили тепловые балансы доменных
печей и сделали важные (хотя и не совсем верные с современных
позиций) выводы. Эти работы продолжались и развивались во
Франции Л. Грюнером и в Швеции Р. Оккерманом, которые ус-
тановили важнейшие закономерности процессов восстановления
и усвоения тепла в доменной печи.
Однако фактическим создателем теории доменного процесса
является М. А. Павлов - русский инженер, практик, профессор,
а затем академик. Его монографии по металлургии чугуна, пред-
ставляющие для своего времени энциклопедию доменного про-
изводства, были переведены во всех промышленно развитых
странах. На его трудах воспитано современное поколение до-
менщиков. Велика роль М. А. Павлова в определении основной
линии развития металлургии нашей страны в годы первых пяти-
леток - строительства крупных доменных печей.
Академик А. А. Байков, выдающийся и разносторонний уче-
ный, блестяще применил основные закономерности физической
химии к решению многих практических задач металлургии, в ча-
стности к описанию закономерностей процессов восстановле-
ния. А. А. Байков является создателем новой науки - теории ме-
таллургических процессов.
Оригинальные и важные исследования провел профессор
И. А. Соколов, применивший химическую термодинамику к
объяснению доменного процесса. Результаты его исследований
по восстановимости железных руд до сих пор приводятся во всех
23
учебниках по металлургии чугуна. Он является основателем
школы уральских доменщиков.
Велики заслуги в развитии доменного производства в СССР
М. К. Курако - талантливого практика и смелого новатора, ко-
торый оказал большое влияние на техническое развитие домен-
ных цехов на юге России перед революцией. Его смелые техни-
ческие решения не утратили своего значения и в наши дни. Он
был руководителем целой школы доменщиков, сыгравшей
большую роль в восстановлении и развитии советской метал-
лургии.
Академик И. П. Бардин, являясь крупнейшим организатором
и создателем металлургической промышленности, в военные и
послевоенные годы руководил исследовательской работой в об-
ласти черной металлургии, определяя стратегию ее развития, а
также смежных отраслей промышленности (железорудной и
угольной баз металлургии) в нашей стране.
Известны имена доменщиков, внесших существенный вклад
в развитие теории и практики доменного производства: это ака-
демики АН Украины М. В. Луговцов, 3. И. Некрасов; профессо-
ра А. Н. Похвиснев, С. Т. Ростовцев, А. Д. Готлиб, А. Н. Рамм,
А. П. Любан, Б. Н. Жеребин, Б. И. Китаев; академики АН Ка-
захстана В. В. Михайлов, В. К. Грузинов и др. Видными учены-
ми, создателями теории и технологии производства агломерата и
железорудных окатышей, являются А. М. Парфенов, В. Я. Мил-
лер, Д. Г. Хохлов, С. В. Базилевич, Е. Ф. Вегман, В. И. Коротич,
Ю. С. Юсфин и др.
Наряду с теоретическими исследованиями доменного процес-
са совершенствовалась и технология выплавки чугуна, повы-
шался технический уровень доменного производства. Развитие
доменной техники и технологии шло прежде всего в направле-
нии увеличения полезного объема печей, совершенствования их
вспомогательного оборудования, а также интенсификации про-
цесса и сокращения удельного расхода кокса. Большой вклад в
ускорение технического прогресса в области производства чугу-
на внесли отечественные доменщики, опыт которых доказал, в
частности (вопреки распространенной в США практике), воз-
можность повышения интенсивности плавки без увеличения
удельного расхода кокса.
Наиболее быстрое совершенствование технологии доменной
плавки происходило и происходит в послевоенное время. Посто-
янно повышалась температура дутья, достигнув в настоящее
24
время 1100-1200 °C. Уже построены высокотемпературные воз-
духонагреватели, способные поднять температуру горячего ду-
тья до 1400 °C. Разработаны и внедрены такие технологии, как
увлажнение дутья, обогащение дутья кислородом, подача в горн
печи природного газа, мазута и пылеугольного топлива, работа
печи на высоком давлении газа в рабочем пространстве печи. В
настоящее время все более широко применяется автоматизация
управления технологическим процессом с помощью микропро-
цессоров и ЭВМ.
Особенно значительные изменения произошли в послевоен-
ные годы в технологии подготовки железорудного сырья. Бурно
развивалось глубокое обогащение руд с получением богатых
концентратов. Совершенствовались техника и технология окус-
кования железных руд и концентратов с увеличением объема
производства офлюсованных агломерата и окатышей. В настоя-
щее время практически все доменные печи работают на подго-
товленном железорудном сырье. За счет обогащения руд резко
увеличилось содержание железа в доменной шихте и сократился
удельный выход шлака: если в 1920-е годы в СССР он составлял
800-900 кг/т чугуна, то в последнее время снизился до 300-
400 кг/т чугуна. Удельный расход кокса за этот период снизился
с 800-900 до 400-500 кг/т чугуна.
Совершенствование технологии доменной плавки происхо-
дит также быстро, что сопровождается дальнейшим улучшени-
ем технико-экономических показателей доменного процесса.
ГЛАВА
2
I ХАРАКТЕРИСТИКА СОВРЕМЕННОГО
ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
2.1. СХЕМА ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА И ДОМЕННОГО
ПРОИЗВОДСТВА
Доменная плавка осуществляется в рабочем пространстве
доменной печи, которое имеет вытянутый вверх профиль, т. е.
доменная печь относится к типу шахтных печей. Для того чтобы
иметь полное представление о доменном процессе и в целом о
доменном производстве, необходимо первоначально познако-
миться с их общей схемой. Это позволит затем рассматривать
отдельные элементы, имея представление об их месте в общем
комплексе разнообразных процессов, протекающих в доменной
печи, и общей технологической схеме производства чугуна.
Для получения чугуна в доменную печь загружают шихту,
которая состоит из следующих компонентов: железорудные ма-
териалы (руда, агломерат, окатыши, железосодержащие добав-
ки, например скрап, марганцевая руда и т. п.), флюс и кокс. Же-
лезорудные материалы вместе с флюсом называют рудной час-
тью шихты (в отличие от кокса). Шихта в доменную печь загру-
жается через засыпной аппарат, обеспечивающий заданное рас-
пределение ее по сечению печи. Он является также затвором, за-
крывающим выход колошникового газа через колошник в атмо-
сферу. Для выхода доменного газа имеются четыре газоотвода
(восемь газоотводов для печей более 5000 м3), расположенных в
куполе печи.
Загруженные в печь шихтовые материалы, опускаясь вниз,
нагреваются восходящим потоком газа, оксиды железа рудного
сырья восстанавливаются содержащимися в газовом потоке вос-
становителями (СО и Н2). В верхней части печи происходит уда-
ление влаги из шихтовых материалов. Схема процессов, проис-
ходящих в доменной печи, показана на рис. 2.1.
Горновые газы образуются при горении углерода кокса, для
сжигания которого в горн печи через фурмы вдувается необхо-
димое количество нагретого воздуха (4000-5000 м3/мин для до-
26
'= 200...300 °C
Газ
НзОж > НгОдар
ЗРегОз + CO = 2Fe3O4 + CO2
Fe3O4 + CO = 3FeO + CO2
FeO + CO = Fe + CO2
СаСО3 = СаО + СО2
FeO + C = Fe + CO
3Fe + 2СО = Fe3C + СОг
3Fe + С = Fe3C
MnO + C = Mn + CO
SiO2 + 2C = Si + 2CO
P2O5 + 5C = 2P + 5CO
Воздух
2C + (O2 + 3,76N2) = 2CO + 3,76N2
Гд = 1000... 1200 oCjgfflnaK3?|[FeS] + (СаО) + C = (CaS) + [Fe] + {CO}
Лпл —1500 °
t4 = 1400 °C
Рис. 2.1. Общая схема доменного процесса и распределение по высоте печи зон:
1 — твердофазного восстановления; 2 — шлакообразования; 3 — кокса и жидких продуктов плавки;
4 — горения кокса
менной печи объемом 2000 м3). Чтобы образующиеся в горне га-
зы прошли через столб шихтовых материалов, загруженных в
печь, дутье подается под избыточным давлением - до 0,45 МПа
(~ 4,5 ати). Для этого доменные печи оснащаются мощными воз-
духодувными машинами. Чтобы снизить расход дорогого и де-
фицитного кокса, воздух перед подачей его в доменную печь на-
гревается до 1000-1200 °C в специальных воздухонагревателях.
Опускаясь вниз, шихтовые материалы нагреваются. Реак-
ции, протекающие в доменной печи, показаны на рис. 2.1. Вос-
становленное железо науглероживается с образованием жидко-
го чугуна. Пустая порода, расплавляясь, образует жидкий шлак.
Струйки и капли чугуна и шлака стекают в нижнюю часть гор-
на. Вследствие большого различия в плотностях чугуна и шлака
и нерастворимости друг в друге они расслаиваются. Чугун скап-
ливается в самом низу (на лещади) горна и периодически (от 8 до
24 раз в сутки) выпускается через чугунные летки. Шлак выпус-
кается вместе с чугуном через чугунную летку (нижний шлак), а
27
при наличии шлаковой летки, сделанной выше чугунной, и через
шлаковую летку (верхний шлак).
Доменный газ, пройдя через слой шихты, через газоотводы
удаляется из печи. В доменной печи объемом 2000 м3 образуется
5000-6000 м3/мин колошникового газа. Этот газ представляет
собой ценное топливо и после сложной, многоступенчатой очи-
стки идет в качестве топлива во многие цеха завода.
Как видно из рассмотренной схемы, основным принципом
доменного процесса является противоток материалов и газов.
Высокая эффективность доменного процесса обусловливается
рациональной организацией противотока. При опускании вниз
загруженные на колошнике холодные материалы непрерывно
омываются движущимися вверх горячими восстановительными
газами, образующимися в горне при сжигании кокса в кислоро-
де дутья.
Перемещаясь вверх через слой шихтовых материалов, газы
охлаждаются, содержание восстановительных компонентов в
них понижается. Однако при этом они проходят сквозь менее на-
гретые и восстановленные материалы, в результате чего тепло-
та и восстановительная способность (химическая энергия) газов
используются на всем пути их движения снизу вверх.
При движении материалов сверху вниз они встречают все бо-
лее нагретые газы, обладающие большой восстановительной
способностью (концентрацией СО и Н2). Поэтому за время дви-
жения материалов сверху вниз успевают произойти все физико-
химические превращения, обеспечивающие получение чугуна и
шлака.
Из сказанного следует, что доменный процесс протекает тем
эффективнее, чем равномернее по сечению распределены мате-
риалы и газы. Идеальным было бы такое распределение мате-
риалов и газов, при котором в любом сечении печи единица же-
лезорудного материала, подлежащего нагреву и физико-химиче-
ским превращениям, обрабатывалась бы одинаковым количест-
вом газа, обеспечивающего эти превращения. В реальных усло-
виях работы доменной печи можно лишь в определенной степе-
ни приблизиться к такому распределению, причем степень при-
ближения зависит от многих факторов. Для того чтобы домен-
ный процесс шел и доменная печь работала производительно и
экономично, технологам приходится сознательно допускать оп-
ределенную неравномерность в распределении материалов и га-
зов.
28
Изучение этих условий и создание наиболее благоприятных
из них и являются важнейшими задачами теории и практики до-
менного процесса и доменного производства.
Главная задача доменного процесса состоит в получении вы-
сококачественного чугуна (заданного состава с низким содержа-
нием вредных примесей) как можно в большем количестве в еди-
ницу времени, иными словами, при максимальной производи-
тельности доменной печи, с наименьшими затратами, т. е. расхо-
дами рудных материалов, тепла и топлива - кокса, составляюще-
го самую весомую статью расходов в себестоимости чугуна.
Жидкий чугун, выпускаемый из доменной печи, по желобам
заливается в чугуновозные ковши, в которых он перевозится ли-
бо в сталеплавильные цеха для производства стали, либо на раз-
ливочные машины, где разливается в так называемые “чушки”,
которые отправляются другим потребителям.
Вторым продуктом доменной плавки является шлак, выход
которого прежде всего определяется содержанием железа в за-
гружаемых железорудных материалах и обычно составляет
350-400 кг/т чугуна. При работе доменных печей с одной чугун-
ной леткой с большим выходом шлака часть его выпускается че-
рез специальные шлаковые летки (верхний шлак), а оставшийся
в горне (нижний) выпускается вместе с чугуном и отделяется от
него в главном желобе, направляясь по шлаковым желобам в
шлаковозные ковши. При работе печей на богатом железоруд-
ном сырье и при наличии двух и более чугунных леток шлак пол-
ностью выпускается совместно с чугуном через чугунные летки.
Огненно-жидкий шлак в шлаковозах направляется либо на
шлаковый отвал, либо в цех шлакопереработки, где из него про-
изводят различные строительные материалы (гранулированный
шлак, шлаковату, шлаковую пемзу и т. д.). На доменных печах
большого объема (более 3200 м3) имеются установки придомен-
ной грануляции выпускаемого из печи шлака, в которых он под-
вергается грануляции непосредственно на литейном дворе печи.
В некоторых случаях шлак является целевым продуктом домен-
ной плавки, а чугун - побочным. Например, при переработке в
доменной печи железистых бокситов получают высокоглинозе-
мистый шлак, используемый для производства специального вы-
сококачественного цемента.
Очень ценный продукт доменной плавки - доменный газ, вы-
ход которого в 1,3-1,4 раза превышает расход дутья, подаваемого
в доменную печь. Для доменной печи полезным объемом 2000 м3
29
Воздух
Флюс
Концентрат Флюс
Кокс
Рис. 2.2. Схема доменного производства в структуре завода
выход доменного газа составляет 7,5-8,0 млн м3/сут. После не-
скольких стадий очистки доменный газ поступает в газовую сеть
завода. Несмотря на сравнительно низкую калорийность
(3700-4500 кДж/м3), он является ценным и дешевым видом газо-
образного топлива, составляя важную статью топливного балан-
са завода. Около 20-30 % доменного газа возвращается в домен-
ный цех для нагрева воздуха, а остальной потребляется в прокат-
ных цехах, коксохимическом производстве, на аглофабрике и
других цехах завода.
Современное доменное производство практически безотход-
но - все его отходы потребляются либо в доменной печи, либо в
смежных цехах. Так, колошниковая пыль, выносимая из печи га-
зовым потоком, и мелочь железорудных материалов, отсеивае-
мая перед загрузкой их в печь, направляются на аглофабрику и
30
после переработки возвращаются в доменный цех. Коксовая ме-
лочь отгружается в качестве топлива другим потребителям.
Скрап, образующийся в желобах при выпуске чугуна, на разли-
вочных машинах и при ремонтах чугуновозных ковшей, поступа-
ет в доменную шихту в качестве металлодобавок.
На рис. 2.2 представлена структура металлургического пред-
приятия с полным циклом. Как видно, доменный цех своей ос-
новной продукцией связан практически со всеми цехами завода.
В то же время он потребляет продукцию и услуги многих из них.
Главная продукция доменного цеха - чугун - является исходным
сырьем для всех передельных производств, поэтому успешная
работа доменного цеха обеспечивает ритмичную деятельность
всего предприятия и его экономическое благополучие. Этим
обусловлено одно из ведущих мест доменного цеха в структуре
металлургического предприятия.
Основными показателями, характеризующими работу домен-
ной печи, являются ее суточная производительность и удельный
расход кокса. Между собой эти показатели связаны зависимостью
(2.1)
к.
где Р - суточная производительность печи, т/сут; К - суточный
расход кокса, т/сут; к - удельный расход кокса, т/т чугуна.
Чтобы сравнить производительность печей различного по-
лезного объема, ее характеризуют коэффициентом использова-
ния полезного объема печи 	'
КИЛО =	(2.2)
Р
где КИЛО - коэффициент использования полезного объема,
м3/т чугуна в сутки; Vo - полезный объем доменной печи, м3.
Из выражений (2.1) и (2.2) можно получить уравнение
«ИПО-У4.
где / - объемный индекс интенсивности доменной плавки (коли-
чество кокса, сожженного за сутки в 1 м3 полезного объема пе-
чи, т/(м3-сут)):
" v0
(2.4)
31
Из приведенных уравнений видно, что чем больше в печи сго-
рает кокса за сутки, т. е. чем выше интенсивность ее работы и чем
меньше удельный расход кокса, тем выше производительность
печи и ниже КИПО. Объемный индекс интенсивности современ-
ных доменных печей меняется в пределах 0,9-1,3 т/(м3сут),
а КИПО имеет значение от 0,4 до 0,7 м3/т чугуна в сутки.
Удельный расход кокса сам по себе является чрезвычайно важ-
ным показателем. Это связано с тем, что стоимость кокса состав-
ляет около половины себестоимости чугуна, поэтому удельный
расход кокса характеризует экономичность доменной плавки. В
настоящее время удельный расход кокса в зависимости от условий
работы доменной печи изменяется в пределах 0,45-0,6 т/т чугуна.
2.2. ЧУГУНЫ, ВЫПЛАВЛЯЕМЫЕ В ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ
Чугун представляет собой сплав железа с углеродом, содер-
жащий более 2 % углерода. Чугуны, выплавляемые в доменных
печах, являются многокомпонентными системами, содержащи-
ми кроме железа и углерода некоторое количество других эле-
ментов-примесей: кремния, марганца, серы, фосфора, никеля,
хрома, ванадия и др. Содержание некоторых примесей в чугуне
зависит только от их количества, вносимого в печь с шихтой,
других - еще и от режима доменной плавки (температура в печи,
основность шлака). Меняя состав шихты и режим работы печи,
можно обеспечить получение чугунов того или иного состава в
зависимости от назначения.
Выплавляемые в доменных печах чугуны по способу их даль-
нейшего использования делят на три группы: передельные, ли-
тейные и специальные. Чугуны, выплавляемые с применением в
качестве топлива кокса, называются коксовыми, а древесного
угля - древесноугольными. Последние выплавляются в очень не-
больших количествах для получения особо качественного ме-
талла.
Подавляющее количество чугунов, выплавляемых в домен-
ных печах, относится к передельным, т. е. предназначенным для
передела в сталь или переплавки его в литейных цехах для полу-
чения отливок. В зависимости от назначения передельные чугу-
ны выплавляют для сталеплавильного производства - марки П1
и П2, литейного производства — марки ПЛ1 и ПЛ2 (табл. 2.1); они
бывают фосфористыми — марки ПФ1, ПФ2 и ПФЗ (табл. 2.2), вы-
сококачественными - марки ПВК1, ПВК2 и ПВКЗ (табл. 2.3).
32
Таблица 2.1
Чугун передельный (ГОСТ 805-95)
Марка	Массовая доля, %										
	кремния			марганца							
				Группа							
				I		II		III		IV	
П1 П2 ПЛ1 ПЛ2	Св. 0,5 до 0,9 вкл. До 0,5 вкл. Св. 0,9 до 1,2 вкл. Св. 0,5 до 0,9 вкл.			До 0,5 До 0,5 До 0,3 До 0,3	ВКЛ. вкл. вкл. вкл.	Св. 0,5 до 1.0 ВКЛ. Св. 0,5 до 1.0 вкл. Св. 0,3 до 0,5 вкл. Св. 0,3 до 0,5 вкл.		Св. 1,0 до 1,5 вкл. Св. 1,0 до 1,5 вкл. Св. 0,5 до 0.9 вкл. Св. 0,5 до 0,9 вкл.		Св. 0,9 до 1,5 вкл. Св. 0,9 до 1,5 вкл.	
Марка	Массовая доля, %										
	фосфора, не более				серы, не более						
	Класс				Категория						
	д	Б	В		1		2	3	А	I	5
П1 П2 ПЛ1 ПЛ2	0,1 0,1 0,08 0,08	0,2 0,2 0,12 0,12	0,3 0,3 0,3 0,3		0,01 0,01 0,01 0.01		0,02 0,02 0,02 0,02	0,03 0,03 0,03 0,03	0,04 0,04 0,04 0,04		0,05 0,05 0,05 0,05
В соответствии с ГОСТ 805-95 (805-80) устанавливаются неко-
торые дополнительные технические условия, Так, чугун ПЛ1 и
ПЛ2 изготавливают с массовой долей углерода 4,0-4,5 %, в чугуне
всех марок содержание меди не должно превышать 0,3 %. По со-
гласованию с потребителем допускается изготовление передель-
ного и передельного высококачественного чугунов с содержанием
марганца более 1,5 %, а передельного фосфористого - более 2,0 %.
Требования к качеству чугуна со стороны потребителей не-
прерывно повышаются. Поэтому стандарты на чугун, определяю-
щие его качество, периодически изменяются, в них предусматри-
ваются снижение содержания вредных примесей, особенно серы,
и допустимые колебания концентрации отдельных компонентов.
В последнее время сталеплавильщики предъявляют все бо-
лее высокие требования к стабильности всех характеристик чу-
гуна. Это особенно относится к чугунам, поставляемым в кисло-
родно-конвертерные цехи для более полной стандартизации ус-
ловий продувки и большей эффективности автоматизации уп-
равления кислородно-конвертерным процессом.
Таблица 2.2
Чугун передельный (ГОСТ 805-80)
Марка	Массовая доля, %										
	кремния		марганца, не более				серы, не более				
			Группа				Категория				
				I	II	ш	1		2		3
ПФ1 ПФ2 ПФЗ	Св. 0,9 до 1,2 вкл. Св. 0,5 до 0,9 вкл. До 0,5 вкл.		1 1 1	,0 .0 ,0	1,5 1,5 1,5	2,0 2,0 2,0	0,03 0,03 0,03		0,05 0,05 0,05		0,07 0,07 0,07
Марка	Массовая доля, %										
	фосфора	мышьяка, не более		фосфора		мышьяка, не более		фосфора		мышьяка, не более	
	Класс										
	А			Б				В			
ПФ1 ПФ2 ПФЗ	Св. 0,3 до 0,7 вкл. Св. 0,3 до 0,7 вкл. Св. 0,3 до 0,7 вкл.	0,10 0,10 0,10		Св. 0,7 до 1,5 вкл. Св. 0,7 до 1,5 вкл. Св. 0,7 до 1,5 вкл.		0,15 0,15 0,15		Св. 0,7 до 1,5 вкл. Св. 1,5 до 2,0 вкл. Св. 1,5 до 2,0 вкл.		0,20 0,20 0,20	
Таблица 2.3
Чугун передельный высококачественный (ГОСТ 805-80)
Марка	Массовая доля, %							
	кремния		марганца					
			Группа					
			I		11		1П	
ПВК1	Св. 0,9 до 1,2 вкл.		До 0,5 вкл.		Св. 0,5 до 1,0 вкл.		Св. 1,0 до 1,5 вкл.	
ПВК2	Св. 0,5 до 0,9 вкл.		До 0,5 вкл.		Св. ОД до 1,0 вкл.		Св. 1,0 до 1,5 вкл.	
пвкз	До 0,5 вкл.		До 0,5 вкл.		Св. 0,5 до 1,0 вкл.		Св. 1,0 до 1,5 вкл.	
	Массовая доля, %							
	фосфора, не более					серы, не более		
марка	Класс					Категория		
	А	Б	в	Г		1	2	3
ПВК1	0,02	0,03	0,04		0,05	0,015	0,020	0,025
ПВК2	0,02	0,03	0,04		0,05	0,015	0,020	0,025
ПВКЗ	0,02	0,03	0,04		0,05	0,015	0,020	0,025
Улучшение условий и совершенствование технологии домен-
ной плавки позволяют обеспечивать выплавку чугуна, соответ-
ствующего все возрастающим требованиям к его качеству.
Литейные чугуны предназначены для получения чугун-
ных отливок - станин станков и других деталей и изделий, ко-
торые могут выдерживать достаточно большие нагрузки.
Поэтому литейный чугун должен быть достаточно вязким.
Таким чугуном является серый, углерод в котором находится
в виде мелкодисперсных кристалликов графита. Белый чу-
гун, т. е. содержащий углерод в виде цементита (Fe3C), для по-
лучения отливок непригоден, поскольку очень хрупок. Не го-
дится для получения отливок и серый чугун с крупнодисперс-
ными включениями графита. Он недостаточно прочен. Выде-
лению углерода в виде графита способствуют графитообра-
зующие элементы, которые как бы вытесняют железо из его
соединений с углеродом (Fe3C). К таким элементам относит-
ся прежде всего кремний. Он связывает железо в силициды
(Fe3Si, Fe3Si2, FeSi, FeSi2) и препятствует образованию цемен-
тита. Главная особенность литейных чугунов - повышенное
содержание кремния (до 3,6 %). Однако чугун с таким содер-
жанием кремния пригоден для получения тонкостенных от-
ливок, остывающих быстро. При производстве массивных от-
ливок из такого чугуна графит успеет скоагулировать в круп-
ные включения, и прочность отливок снизится. Чтобы замед-
лить коагуляцию кристаллов графита, необходимо умень-
шить скорость его выделения. Поэтому для получения мас-
сивных отливок применяются малокремнистые чугуны (с со-
держанием кремния до 0,81 %). Для того чтобы можно было
подобрать чугун для любых отливок, литейные чугуны де-
лятся на марки в зависимости от содержания кремния от 0,81
до 3,6 % (с интервалом 0,4 %). Согласно ГОСТ 4832—95, в за-
висимости от назначения изготавливают литейный чугун сле-
дующих марок: Л1, Л2, ЛЗ, Л4, Л5 и Л6, химический состав
которых представлен в табл. 2.4.
По этому же стандарту выпускается рафинированный магни-
ем литейный чугун следующих марок: ЛР1, ЛР2, ЛРЗ, ЛР4, ЛР5
и ЛР6 (табл. 2.5).
Марганец является карбидообразующей примесью, т. е.
способствует выделению углерода в виде цементита. Он сам
образует карбид (Мп3С) и не может связать железо и тем са-
мым воспрепятствовать образованию цементита. Поэтому вы-
35
Таблица 2.4
Чугун литейный (ГОСТ 4832-95)
Массовая доля, %
Марка		марганца			
	кремния	Группа			
		1	2	3	4
Л1	Св. 3.2 до 3,6 вкл.	До 0,3 вкл.	Св. 0,3 до 0,5 вкл.	Св. 0,5 до 0,9 вкл.	Св. 0,9 до 1,5 вкл.
Л2	Св. 2,8 до 3,2 вкл.	До 0,3 вкл.	Св. 0,3 до 0,5 вкл.	Св. 0,5 до 0,9 вкл.	Св. 0,9 до 1,5 вкл.
лз	Св. 2,4 до 2,8 вкл.	До 0,3 вкл.	Св. 0,3 до 0,5 вкл.	Св. 0,5 до 0,9 вкл.	Св. 0,9 до 1,5 вкл.
Л4	Св. 2,0 до 2,4 вкл.	До 0,3 вкл.	Св. 0,3 до 0,5 вкл.	Св. 0,5 до 0,9 вкл.	Св. 0,9 до 1,5 вкл.
Л5	Св. 1,6 до 2,0 вкл.	До 0,3 вкл.	Св. 0,3 до 0,5 вкл.	Св. 0,5 до 0,9 вкл.	Св. 0,9 до 1,5 вкл.
Л6	Св. 1,2 до 1,6 вкл.	До 0,3 вкл.	Св. 0,3 до 0,5 вкл.	Св. 0,5 до 0,9 вкл.	Св. 0,9 до 1,5 вкл.
Таблица 2.5
Чугун литейный, рафинированный магнием (ГОСТ 4832-95)
Марка	Массовая доля, %							
	кремния	марганца			фосфора, не более		серы, не более	
		Группа			Класс		Категория	
		1	0 **	3	А	В	1	2
ЛР1 ЛР2 i ЛРЗ ЛР4 ЛП5 ЛП6 ЛП7	Св. 3,2 ДО 3,6 вкл. Св. 2,8 до 3,2 вкл. Св. 2.4 до 2,8 вкл. Св. 2,0 до 2,4 вкл. Св. 1,6 до 2,0 вкл. Св. 1,2 до 1,6 вкл. Св. 0,8 до 1,2 вкл.	До 0,3 вкл. До 0,3 вкл. До 0,3 вкл. До 0,3 вкл. До 0,3 вкл. До 0,3 вкл. До 0,3 вкл.	Св. 0,3 до 0,5 вкл. Св. 0,3 до 0,5 вкл. Св. 0,3 до 0,5 вкл. Св. 0,3 до 0,5 вкл. Св. 0,3 до 0,5 вкл. Св. 0,3 до 0.5 вкл. Св. 0,3 до 0,5 вкл.	Св. 0,5 до 1,0 вкл. Св. 0,5 до 1,0 вкл. Св. 0,5 до 1,0 вкл. Св. 0,5 до 1,0 вкл. Св. 0,5 до 1,0 вкл. Св. 0,5 до 1,0 вкл. Св. 0,5 до 1,0 вкл.	0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08	0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12	0,005 0,005 0,005 0,005 0,005 0,005 0,005	0,010 0,010 0,010 0,010 0,010 0,010 0,010
Таблица 2.6
Химический состав специальных чугунов
Марка	Массовая доля, %			
	кремния	марганца	фосфора	серы
			не б	олее
Ферросилиций доменный (ГОСТ 163-49 и ГОСТ 163-59)				
Си 15	13,10 и более	Не более 3,0	0,20	0,04
Си 10	9,0-13,0	Не более 3,0	0,20	0,04
Чугун зе	жальный (ТУ 14-15-72-78, с изменениями от 01.11.84 г.)			
Зч 1	Не более 2,0	10,0-12,0	0,18	0,03
Зч 2	Не более 2,0	12,1-14,0	0,18	0,03
ЗчЗ	Не более 2,0	14,1-16,0	0,18	1	0,03
Зч4	Не более 2,0	16,1-18,0	0,20	0,03
Зч 5	Не более 2,0	18,1-20,0	0,20	0,03
Зч 6	Не более 2,0	20,1-22,0	0,22	0,03
Зч 7	Не более 2,0	22,1-24,0	0,22	0,03
Зч 8	Не более 2,0	24,1-25,0	0,22	0,03
Ферромарганец доменный (ТУ 15-5-80-77, с изменениями от 01.10.85 г.)				
Группа А				
Мп 5	Не более 1,8	75,1 и более	0,35	0,02
Мп 6	Не более 1,8	70,0-75,0	0,35	0,02
Мп 7	Не более 0,9	70 и более	0,35	0,02
Группа Б				
Мп 5	Не более 1,8	75,1 и более	0,50	0,02
Мп 6	Не более 1,8	70,0-75,0	0,50	0,02
Мп 7	Не более 0,9	70 и более	0,50	0,02
сокое содержание марганца в литейных чугунах не желатель-
но (не более 1,5 %).
Поскольку фосфор способствует повышению хрупкости чу-
гуна, то для получения качественных отливок его содержание в
чугуне должно быть как можно меньше (не более 0,08 %). Одна-
ко фосфор придает металлу высокую жидкоподвижность, бла-
годаря чему фосфористый металл хорошо заполняет форму. В
тех случаях, когда отливка имеет сложную (ажурную) форму и
не несет больших нагрузок, ее можно делать из чугуна с повы-
шенным содержанием фосфора. Для получения художественных
отливок используется чугун, содержащий до 1,2 % фосфора.
Как известно, сера придает металлу красноломкость. Поэто-
му в отливках из сернистого чугуна в местах, где при остывании
37
возникают большие напряжения, могут образовываться трещи-
ны. Чтобы этого не было, литейный чугун должен содержать
как можно меньше серы (не более 0,05 %).
Специальные чугуны, или доменные ферросплавы, к кото-
рым относятся ферросилиций, зеркальный чугун и ферромарга-
нец, предназначены для раскисления металла при сталеварении
или его легирования при производстве отливок. Они отличают-
ся повышенным содержанием таких компонентов, как кремний
в ферросилиции и марганец в зеркальном чугуне и ферромарган-
це (табл. 2.6).
ГЛАВА I ИСПАРЕНИЕ ВЛАГИ ШИХТЫ,
3	| РАЗЛОЖЕНИЕ ГИДРАТОВ И КАРБОНАТОВ
3.1.	ИСПАРЕНИЕ ВЛАГИ ШИХТЫ
Шихтовые материалы часто содержат то или иное количест-
во влаги. Сухим может быть только агломерат, подаваемый в
доменную печь с повышенной температурой (горячий агломе-
рат). Все остальные шихтовые материалы, в том числе и холод-
ный агломерат, после транспортировки и хранения содержат ка-
кое-то количество влаги.
Магнитные и красные железняки обычно содержат около
1-3 % влаги. Примерно такую же влажность имеют агломерат и
окатыши после транспортировки и хранения. Содержание влаги
в коксе определяется условиями его тушения. Обычно в нем со-
держится от 0,5 до 1,0% влаги при сухом тушении и до 2-4 % -
при мокром тушении. Наибольшее количество влаги содержат
бурые железняки (до 8-10, а иногда и до 15-20 %). Столько же
влаги содержат богатые гематитовые и мартитовые руды Кур-
ской магнитной аномалии (КМА), так как их месторождения
сильно обводнены.
Когда шихтовые материалы попадают в доменную печь (на
колошник), начинается их нагрев и происходит испарение влаги.
При небольшом содержании влаги она испаряется, уносится ко-
лошниковым газом в виде паров и не оказывает никакого влия-
ния на расход кокса. Испарение влаги при этом приводит только
к снижению температуры колошникового газа. Большое содер-
жание влаги может вызвать задержку нагрева шихты, а следова-
тельно, и начала процесса восстановления оксидов железа, что
приводит к некоторому увеличению доли железа, восстанавли-
ваемого в области высоких температур, и возрастанию расхода
кокса.
Расход тепла на испарение влаги (как статья теплового ба-
ланса доменной плавки) может быть определен из уравнения
41
где mi - масса i-ro шихтового материала; НгОфщ, - содержание
физической влаги в этом материале; Qmw - тепловой эффект ис-
парения влаги шихты; СН2О - теплоемкость водяных паров; tK -
температура колошникового газа; qmm - тепло, затраченное на
испарение влаги шихты; q'KT - тепло, уносимое парами воды от
испарения влаги шихты.
Итак, испарение влаги не требует дополнительного расхода
горючего, но колебания ее содержания в шихтовых материалах
могут вызвать расстройство хода доменной плавки и получение
некондиционного чугуна. Например, при расходе кокса по расче-
ту шихты, равном 500 кг/т чугуна, изменение содержания влаги
в коксе на 1 % вызовет изменение фактического удельного рас-
хода сухого кокса на 5 кг. Максимальные колебания расхода су-
хого кокса при изменении его влажности от 1,5 до 5 % могут со-
ставлять 17,5 кг/т чугуна. Кокс загружается в доменную печь по
массе, включающей влагу, содержание которой колеблется, а
определяется оно только один раз в смену.
Изменение фактического расхода сухого кокса из-за колеба-
ний влаги вызывает перемену теплового состояния печи, нагре-
ва продуктов плавки, колебания содержания кремния в чугуне.
При обследовании доменного цеха Череповецкого металлурги-
ческого комбината было установлено, что содержание влаги в
коксе изменялось от 2,5 до 8,0 %, а содержание кремния в чугу-
не — от 0,45 до 1,05 %, причем изменение в нагреве чугуна после
изменения влажности кокса наблюдалось со сдвигом во времени
6-7 ч, что соответствовало времени пребывания материалов в
доменной печи.
На новых доменных печах, в том числе объемом 3200-
5000 м3 применяются автоматизированные системы управле-
ния (АСУ) шихтоподачей и шихтовкой, включающие автома-
тическое измерение влажности кокса и корректировку его
массы, подаваемой в печь, в зависимости от его влажности.
Это обеспечивает уменьшение колебания теплового состояния
доменной печи и стабилизацию химического состава продук-
тов плавки.
Аналогично влияет на тепловое состояние процесса плавки и
колебание влажности компонентов рудной части шихты. Только
при увеличении влажности этих компонентов увеличивается
фактический удельный расход кокса на сухую массу железоруд-
ных материалов, а следовательно, и на тонну чугуна, в сравнении
с расчетным.
42
Чтобы ускорить испарение влаги и предотвратить сдержива-
ние начала восстановления оксидов железа, рудные материалы
необходимо дробить до минимально допустимых (с точки зрения
газодинамики) размеров.
В настоящее время большинство доменных печей работает
на агломерате и окатышах, т. е. на рудных материалах, прошед-
ших термическую обработку, и поэтому вопрос испарения влаги
шихты для них не имеет существенного значения.
3.2.	РАЗЛОЖЕНИЕ ГИДРАТОВ И ГИДРАТНОЙ ВЛАГИ
В доменные печи гидраты поступают с рудами. Так, с крас-
ными железняками попадает гидрогематит (Fe2O3nH2O, где
п < 0,5). Содержание гидратной влаги (Н2ОхлМ) в этих рудах со-
ставляет обычно не более 2-3 %.
Бурые железняки вносят ряд гидрооксидов железа: гётит
(Fe2O3H2O) и гидрогётит (3Fe2O3-4H2O). Содержание влаги в гё-
тите составляет 10,11 %. Если руда содержит 50 % железа толь-
ко в виде гётита, то гидратной влаги в ней будет содержаться
8,03 %. Гидратная влага есть и в других гидрооксидах железа (ту-
рьит - 2Fe2O3H2O; лимонит - 2Fe2O3-3H2O и др.). Кроме того, ги-
дратную влагу вносят и минералы пустой породы, например та-
кие как каолинит (2SiO2-Al2O3-2H2O) и др.
Попав в доменную печь, гидраты под воздействием высоких
температур разлагаются. Интенсивное разложение гидрогема-
тита (3.2) и гидрогётита до гётита (3.3) начинается со 120 °C:
РегОз-лНгО =	+ nH2O - Q};	(3.2)
ЗРегОз^О = ЗО’еАЩО) + Н2О - Q2.	(3.3)
Разложение гётита начинается с температуры 260 °C:
Fe2O3H2O = Fe2O3 + Н2О - Q3.	(3.4)
Интенсивное разложение каолинита происходит начиная с
450 °C и развивается при 500-600 °C:
2SiO2Al2O3 2Н2О = 2SiO2Al2O3 + 2Н2О - 04.
(3.5)
Иногда остатки гидратной влаги (в центральной части кусков
руды) удаляются даже при температуре 800-1000 °C (около 5 %
Н2ОХИМ).
Как видно, эти процессы происходят в основном в верхней
части печи, и поэтому затраты тепла на разложение гидратов
(<7рг) на расход кокса влияния практически не оказывают. Они
влияют только на температуру колошникового газа. Часть гид-
ратной влаги разлагается оксидом углерода, другая - углеродом
кокса.
Затраты тепла на разложение гидратов определяются из
уравнения
где £2рг - тепловой эффект разложения гидратов; ХНгО - степень
разложения гидратной влаги СО и С, доли ед.; q'Kr - тепло, уноси-
мое парами воды от разложения гидратов с колошниковым га-
зом; <7рг - тепло, затрачиваемое на разложение гидратов.
Следует подчеркнуть, что пока гидрооксиды железа не раз-
ложатся, процесс восстановления оксидов железа начаться не
может. Кроме того, выделяющиеся из рудных кусков пары воды
затрудняют диффузию восстановительных газов внутрь куска. В
связи с этим задержка разложения гидрооксидов железа приво-
дит к запаздыванию начала восстановительных процессов, при
этом степень развития восстановления оксидов железа в верхней
части печи уменьшается, а в области высоких температур - воз-
растает, что влечет за собой увеличение удельного расхода кок-
са. Кроме того, выделяющаяся при температуре свыше 500 °C
гидратная влага начинает взаимодействовать с СО, разлагаясь
по реакции
Н2Опар + СО = Н2 + СО2 + 25 (05 = 41,324 МДж/моль). (3.7)
Поскольку этот процесс происходит в верхней части печи, то,
как будет показано далее, выделяющееся тепло не вызывает со-
кращения удельного расхода кокса. С учетом этого расход тепла
на разложение гидратной влаги
где 0ргв - тепловой эффект реакции (3.7); сН2, сСО2, ссо - теплоем-
кости соответствующих газов. Как и все процессы, протекаю-
щие в верхней части печи, данный влияет только на температу-
ру колошникового газа.
Если выделение гидратной влаги задерживается до более вы-
соких температур (свыше 1000 °C), то возможно ее разложение
углеродом кокса по реакции
Н2Опар + С = Н2 + СО + & (& = 124,475 МДж/моль) (3.9)
или по реакции
2Н2Опар + С = 2Н2 + СО2 - Qi (Qi = 83,151 МДж/моль). (3.10)
Эти реакции требуют затрат тепла и углерода в количестве
12/18 = 0,67 кг/кг Н2О для реакции (3.9) или 12/36 = 0,34 кг/кг
Н2О для реакции (3.10). Причем затраты тепла покрываются за
счет дополнительного расхода кокса, так как эти процессы идут
уже в нижней зоне доменной печи.
Обычно считают, что от 20 до 50 % гидратной влаги в печи раз-
лагается, причем половина из этого количества разлагается моно-
оксидом углерода (3.7), а половина - углеродом по реакциям (3.9) и
(3.10). Определить это отношение в доменной печи практически не-
возможно. Однако доля гидратной влаги, разлагающаяся СО,
должна возрастать с уменьшением степени разложения (ХН2О), так
как большая часть ее в этом случае выделится при более низких
температурах и удалится в виде паров воды, а меньшая будет разла-
гаться при этих температурах по реакции (3.7). Проф. А. Н. Рамм
считает, что вся влага гидратов разлагается по реакции (3.7),
т. е. взаимодействует с СО. Это объясняется тем, что вероятность
сохранения гидратов до температур 1000 °C и выше, когда их раз-
ложение пойдет по реакциям (3.9) или (3.10), очень мала.
Чтобы снизить затраты тепла на разложение влаги углеро-
дом кокса, необходимо ускорить процесс разложения гидратов.
Для этого нужно куски рудных материалов дробить до оптималь-
ных размеров (с точки зрения восстановимости и газодинамики
столба шихты в печи). В связи с тем что доменные печи в насто-
ящее время работают в основном на агломерате и окатышах,
прошедших термическую обработку, вопрос разложения гидрат-
ных соединений в печи практически потерял свою актуальность.
3.3.	РАЗЛОЖЕНИЕ КАРБОНАТОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
В доменную печь с шихтовыми материалами чаще всего по-
ступает карбонат кальция (СаСО3) - основная составляющая из-
вестняка. Кроме того, в доменную печь иногда попадают и дру-
45
гие карбонаты: железа FeCO3 - сидерит, MgCO3, МпСО3 и
Ca-Mg(CO3)2 - доломит.
При нагревании карбонаты разлагаются (диссоциируют) с
выделением оксида металла и диоксида углерода по схеме
МеСО3 МеО + СО2.
(3.11)
Константа равновесия этой реакции равна К = РСО2 =Д7).
Упругость диссоциации карбоната (FC02) зависит от стан-
дартных изменений энергии Гиббса реакции (3.11):
-AG0 = /гЛпРсог = 4,576Т- IgPco,,	(3.12)
где 4,576 - произведение R на коэффициент перевода In в 1g.
Но AG0 = Д/7° - ГА5°, тогда
1 р - АЯ° А5°
8 002 4,576 Т 4,576
Эмпирические уравнения обычно приводят к аналогичному
виду:
IgK = IgPcoj = -у + в.
(3.13)
Энергия Гиббса, а следовательно, и упругость диссоциации
могут служить мерой химической устойчивости (прочности) кар-
боната при заданной температуре.
Термодинамические характеристики для некоторых из на-
званных карбонатов имеют следующие значения:
СаСО3 = СаО + СО2 - 178,50 МДж; РСОг = -	+ 9,5;
(3.14)
MgCO3 = MgO + СО2 - 109,87 МДж; Р^ = -	+ 10,86; (3.15)
МпСО3 = МпО + СО2 - 96,35 МДж; РС02 = - —+ 11,13; (3.16)
FeCO3 = FeO + СО2 - 104,00 МДж.
(3.17)
Как будет показано ниже, реакция (3.17) идет по более слож-
ной схеме. В представленных уравнениях РС02 - упругость диссо-
циации в килопаскалях (кПа).
46
Поскольку упругость диссоциации однозначно связана с тем-
пературой уравнениями (3.14)-(3.16), то получил распростране-
ние способ оценки химической прочности карбоната по темпера-
туре То, при которой РС02 равно парциальному давлению СО2 в
окружающей газовой среде, и То, при которой РСО2 =100 кПа «
~ 1 ата. То называют температурой начала разложения, а Т '0 -
температурой “химического кипения”, когда Рсо2 равно общему
давлению газа в окружающей атмосфере.
Пример. Найдем температуру начала разложения СаСО3 в ат-
мосфере воздуха, если концентрация СО2 в нем составляет 0,03 %.
При общем давлении 1 ата ~ 100 кПа парциальное давление
СО2(Рсс>2) будет равно 0,03 кПа. Из уравнения типа (3.13) найдем,
что
А
Тогда То =
8885	8885	_	8885
9,5-lgPCO2	9,5-lg0,03 9,5 + l,i
= 806 К =
= 533 °C.
Температура “химического кипения” составит
, _	8885
°" 9,5-lgPCO2
 88^5	= п8885_ = 1185 К = 912 °C.
9,5 - IglOO 9,5 - 2
На рис. 3.1 приведены зависимости Рсо_ =/(/) для карбона-
тов железа, марганца, магния и кальция. Как видно из рисун-
ка, значение Т '0, а следовательно и устойчивость карбонатов,
возрастает в ряду:
МпСО3 (376 °C),
FeCO3 (400 °C),
MgCO3 (665 °C) и
СаСО3 (912 °C).
Рис. 3.1. Зависимость
упругости диссоциации
карбонатов МпСО3 (7),
FeCO3 (2), MgCO3 (3),
СаСО3 (4) от темпера-
туры
47
Рис. 3.2. Схема процесса разложения куска извест-
няка.
1 — газовый поток; 2—ламинарная газовая пленка; 3 — покров-
ный слой СаО; 4 — реакционная зона; 5 — неразложившийся
карбонат
Разложение известняка при нагревании
протекает последовательно с поверхнос-
ти в глубь куска (рис. 3.2). Если при раз-
ложении наружного слоя удаление СО2
как продукта реакции происходит срав-
нительно легко, то удаление СО2 из глубинных зон через поры и
каналы в уже разложившемся материале затрудняется, несмотря
на то что структура образовавшейся пленки извести рыхлая и с
большим количеством трещин. В связи с этим в реакционной зо-
не парциальное давление СО2 возрастает почти до значения уп-
ругости диссоциации.
С повышением температуры упругость диссоциации возра-
стает и при определенной температуре становится больше дав-
ления газов в печи. В результате этого образующаяся СО2 бу-
дет выталкиваться из пор, ускоряя процесс разложения. Эта
температура и называется температурой “химического кипе-
ния”.
Рассмотрим диссоциацию известняка в условиях доменной
печи с учетом реальной печной атмосферы. В доменной печи,
где давление выше атмосферного, а парциальное давление СО2
также значительно выше, чем в атмосферном воздухе, разложе-
ние известняка начинается при более высоких температурах.
Начало разложения можно отнести примерно к 700 °C (рис. 3.3,
точка А), а начало “химического кипения” примерно к 950-
1000 °C (точка Б, рис. 3.3.).
По существу, разложение известняка начинается в нижней
части слоя шихты вблизи границы косвенного (температуры ни-
же 1000 °C) и прямого (температуры выше 1000 °C) восстанов-
ления оксидов железа. В связи с этим затраты тепла на разложе-
ние известняка влияют на расход кокса, они значительны и оп-
ределяются из выражения
<7рк = ИСО2и (0ДИС
^СО2'^к)>
(3.18)
где И - расход известняка; СО2и - содержание в известняке;
Сдис_ тепловой эффект разложения карбоната; tK - температура
колошника; сСО2 - теплоемкость диоксида углерода.
48
О 100	200	300
Давление, кПа
Рис. 3.3. Изменение упругости диссоциации (Ряис), общего и парциально-
го давления (Рсог) по высоте доменной печи
На разложение 1 кг известняка (СаСО3) расходуется 425 ккал,
или 1,785 МДж тепла. Выделившийся при разложении известня-
ка в газ диоксид углерода существенно затрудняет процесс вос-
становления оксидов железа в верхней части печи (косвенное
восстановление). Разложение кусков известняка разной крупно-
сти требует довольно много времени. Это подтверждается дан-
ными рис. 3.4.
Проф. Б. И. Китаев по результатам расчета разложение
известняка в доменной печи представил следующим образом
(табл. 3.1). Глубина горизонта воздушных фурм при выполненных
расчетах составляла 24 м. Приведен-
ные в табл. 3.1 данные показывают,
что, начав разлагаться недалеко от
границы зон косвенного и прямого
восстановления (~ 700 °C), извест-
няк в зоне косвенного восстанов-
ления (до температуры ~ 1000 °C)
успевает разложиться в незначи-
Рис. 3.4. Время полного разложения извест-
няка в кусках разной крупности при различ-
ной температуре
Время, ч
49
Таблица 3.1
Разложение известняка в доменной печи
Время пребывания кусков в печи, ч	Расстояние от уровня засипи, м	Температура на соответствующем горизонте, °C	Диаметр куска известняка, полностью разложившегося на данном горизонте, мм
1	6	700	—
2	12	800	3,0
3	18	900	5,0
3,33	20	1100	10,0
3,5	21	1200	16,0
—	22	—	50,0
тельной степени. Частично разлагаясь в зоне косвенного вос-
становления, известняк выделяет в газовую фазу диоксид угле-
рода (СО2), повышение концентрации которого в газе снижает
его восстановительную способность и скорость развития реак-
ций косвенного восстановления, что сопровождается ростом
удельного расхода кокса. Основная масса известняка разлага-
ется в высокотемпературной зоне печи - зоне прямого восста-
новления оксидов железа. В этом случае процесс диссоциации
известняка сопровождается взаимодействием СО2 с углеродом
кокса:
СаСО3 = СаО + СО2 - 0рк,
СО2 + С = 2СО - С',
(3.19)
СаСО3 + С = СаО + 2СО - (0рк + Q').
Как видно из уравнения (3.19), расход тепла на разложение из-
вестняка в высокотемпературной зоне прямого восстановления
увеличивается за счет теплового эффекта (Q') реакции разложе-
ния СО2 углеродом кокса. Это означает, что в разложении изве-
стняка в высокотемпературной зоне принимает участие углерод
кокса. Считают (А. Н. Рамм), что с углеродом может взаимодей-
ствовать, т. е. разлагаться им, до 65-80 % СО2 карбонатов. Это
приводит к увеличению затрат углерода на прямое восстановле-
ние (Ста), так как взаимодействие углерода с диоксидом углерода
и есть по существу процесс прямого восстановления. Эти затра-
ты довольно значительны и составляют 12/100 = 0,12 кг/кг СаСО3
(здесь 100 - молекулярная масса карбоната кальция). Изменение
50
затрат углерода (Спв), связанное с процессом разложения извест-
няка по реакции (3.19), можно определить из уравнения
ЛСт = ИСО^Х^	(3.20)
z 44
где Хсог - степень разложения диоксида углерода известняка уг-
леродом кокса, доли ед.
Если, к примеру, расход известняка составляет 500 кг/т чугу-
на и 80 % его разлагается в высокотемпературной зоне, то затра-
ты углерода на процесс (3.19) составят 5000,80,12 = 48 кг/т чу-
гуна. В пересчете на кокс (при содержании в нем 87-88 % угле-
рода) это составит примерно 55 кг кокса/т чугуна.
Общие затраты тепла на разложение известняка в доменной
печи как статья теплового баланса определяются из уравнения
ССО^к k»
(3.21)
а изменение расхода кокса, сгорающего у фурм при этом, мож-
но найти из соотношения
АСф — <7рК/(7с>	(3.22)
где qc - тепловой эффект горения углерода кокса у фурм.
В связи со сказанным, каждая тонна загруженного в домен-
ную печь известняка приводит к дополнительному расходу
350-400 кг кокса. Уменьшить это отрицательное действие мож-
но было бы за счет более мелкого дробления в пределах допус-
тимых (с точки зрения газодинамики) размеров куска. Чем мель-
че куски известняка, тем, очевидно, меньше степень разложения
СО2 карбонатов в высокотемпературной зоне печи. Вероятно,
максимально допустимым размером куска известняка следует
считать 20-30 мм вместо 50-70 мм, принятых в настоящее время.
Однако дробление известняка не позволит полностью исклю-
чить его отрицательного влияния на расход кокса. На его разло-
жение все равно придется затрачивать тепло, при этом будет
иметь место выделение диоксида углерода (СО2), значительно
ухудшающее процессы восстановления оксидов железа.
51
Уменьшить затраты тепла по этой статье можно, обогащая
руду и уменьшая основность шлака (в тех пределах, в которых
позволяет содержание серы в шихте).
Для исключения указанного перерасхода кокса были пред-
приняты попытки вместо известняка загружать в доменную печь
известь (СаО). Положительных результатов это не принесло.
Известь имеет низкую прочность и при загрузке в печь разруша-
ется, образуя большое количество мелочи и пыли. Самое же
главное состоит в том, что процесс (3.14) обратим, и при парци-
альном давлении СО2 большем, чем упругость диссоциации кар-
боната кальция, в верхней части печи из загруженной в печь из-
вести образуется кальцит (СаСО3) - СаО + СО2 = СаСО3, кото-
рый при опускании шихты в печи будет вести себя как обычный
известняк.
Таким образом, замена известняка известью сопряжена с до-
полнительными затратами (на обжиг известняка), разрушением
извести при загрузке ее в печь, ухудшением санитарных условий
труда и т. д. Кроме того, не приходится ожидать и снижения рас-
хода кокса.
Весьма эффективным оказалось введение измельченного
до 0-3 мм известняка в агломерационную шихту при получе-
нии офлюсованного агломерата. В процессе агломерации под
воздействием высоких температур известняк разлагается и об-
разовавшийся СаО взаимодействует с кремнеземом, например,
по реакции
СаО + SiO2 = СаО SiO2.
• *
При взаимодействии SiO2 совместно с FeO и СаО образуются
железокальциевые оливины (Fe2_xCaxSiO4) по реакции
(2 - jc)FeO + хСаО + SiO2 = Fe2_xCaxSiO4. (3.23)
Более крупные кусочки известняка для агломерации недопу-
стимы, поскольку не успевают разложиться и провзаимодейст-
вовать с кремнеземом. От этого агломерат получается менее
прочным. “Неусвоенная” известь в доменной печи превращается
в СаСО3, вызывая растрескивание агломерата, и увеличивает
расход углерода кокса на диссоциацию СаСО3 в зоне высоких
температур.
Применение офлюсованного агломерата позволяет полно-
стью исключить и затраты тепла на разложение известняка, что
52
обеспечивает значительную экономию кокса и получение боль-
шого экономического эффекта. В этом и заключается основное
преимущество применения офлюсованного агломерата в домен-
ном производстве. Кроме того, использование офлюсованного
агломерата позволяет повысить восстановимость железорудно-
го материала в доменной печи за счет уменьшения количества
силикатного железа или возможности его образования в процес-
се плавки. По данным А. Н. Рамма, вывод из доменной шихты в
агломерационную 1 кг известняка приносит экономию в домен-
ной печи до 0,35-0,40 кг кокса и соответственно увеличивает
производительность печи.
В доменную печь может поступать и другой карбонат -
MgCO3. Он менее прочен, чем известняк. Затраты тепла на дис-
социацию MgCO3 меньше, чем на диссоциацию СаСО3. “Хими-
ческое кипение” MgCO3 начинается с температуры примерно
665 °C. Поскольку диссоциация MgCO3 начинается при более
низких температурах, чем СаСО3, взаимодействовать с углеро-
дом (разлагаться по реакции (3.19)) будет меньшая часть СО2,
выделяющейся при диссоциации карбоната магния. Однако за-
грузка MgCO3 в доменную печь, хотя и в меньшей степени, чем
известняк, также сопряжена с перерасходом кокса.
Как правило, MgCO3 в доменную печь поступает в неболь-
ших количествах. Чаще попадает доломит (Ca-Mg(CO3)2). Его
диссоциация происходит в две стадии:
|Ca-Mg(CO3)2 = MgO + CaCO3 + СО2 -0,
[СаСО3 = СаО + СО2 - Q2.
Для первой стадии упругость диссоциации достигает 100 кПа
(~ 1 ата) при t - 720-740 °C. Поскольку аналогичная температу-
ра для MgCO3 ниже (665 °C), а для СаСО3 выше (912 °C), чем для
доломита, то по устойчивости Ca-Mg(CO3)2 занимает промежу-
точное положение между СаСО3 и MgCO3.
В уравнении (3.24) Q{ = Qa„c MgCO3 + Q, где Q - тепловой эф-
фект реакции,
Са Mg(CO3)2 = СаСО3 + MgCO3 - Q.
Поскольку при выделении MgO по реакции (3.24) необходи-
мо разрушить связь не только MgO с СО2, но и MgCO3 с СаСО3,
то первая стадия разложения доломита требует больших затрат
53
тепла, чем диссоциация чистого MgCO3, и происходит она при
более высоких температурах. Бурное разложение доломита от-
мечается при температурах 720-740 °C (первая стадия) и 900-
925 °C (вторая стадия). Поэтому использование доломита в до-
менных печах сопряжено с бблыпим перерасходом кокса, чем
чистого MgCO3, но с меньшим, чем известняка (СаСО3).
“Химическое кипение” (РСО2 ~ 100 кПа) для карбоната мар-
ганца (МпСО3) наступает при температуре 376 °C. Следователь-
но, МпСО3 менее прочен, чем MgCO3.
Помимо указанных карбонатов, в доменные печи в довольно
значительных количествах может подаваться сидерит (FeCO3).
“Химическое кипение” этого карбоната начинается при темпе-
ратуре 400 °C. По термодинамическим условиям FeO не может
существовать в атмосфере СО2, поэтому процесс диссоциации
FeCO3 протекает несколько иначе, чем СаСО3 и MgCO3:
3FeCO3 = 3FeO + ЗСО2 - Q,
3FeO + CO2 = FeA + CO + Q',
(3.25)
3FeCO3 = FeA + 2CO2 - CO - (Q - Q'Y
Однако в доменных печах, где в газе содержится довольно
много монооксида углерода (СО), возможен, вероятно, и такой
процесс:
FeCO3 + лСО = FeO + СО2 + иСО - Q. (3.26)
Для восстановления монооксида железа FeO в этом случае
потребуется значительно больше СО, чем обычно. При больших
количествах сидерита в шихте часть СО2, выделяющейся при
диссоциации, может взаимодействовать с углеродом.
Поскольку диссоциация FeCO3 происходит при сравнительно
невысоких температурах, т. е. протекает в верхней части печи,
то затраты тепла на разложение сидерита не должны сказаться
на расходе кокса. Однако при больших расходах карбоната же-
леза его разложение, начавшееся в верхних горизонтах печи, в
значительной части может продолжаться и завершаться в высо-
котемпературных зонах, что неизбежно сопровождается ростом
расхода кокса. Кроме того, из-за снижения температуры в верх-
ней и средней зонах печи (за счет затрат тепла на диссоциацию
54
карбоната железа) и выделения больших количеств СО2 значи-
тельно снижается степень развития косвенного (низкотемпера-
турного) восстановления оксидов железа, что приводит также к
увеличению удельного расхода кокса.
3.4.	ПОВЕДЕНИЕ ЩЕЛОЧНЫХ МЕТАЛЛОВ
В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Калий и натрий обычно попадают в доменную печь с золой
кокса и с рудными материалами, в составе которых они содержат-
'Л
ют как R2O = К2О + Na^. Оксиды калия и натрия входят в состав
сложных минералов пустой породы или находятся в виде карбона-
тов К2СО3 и ЫагСОз. В этом случае СО2 входит в химический со-
став материала как потери массы при прокаливании (п. м. п. п.).
Как сами щелочные металлы, так и их оксиды и карбонаты ле-
тучи, они легко возгоняются и переносятся газовым потоком в
верхние горизонты печи. Часть их выносится с колошниковым га-
зом, а часть конденсируется на поверхности более холодных мате-
риалов, проникает по порам внутрь кусков и пропитывает их.
Сконденсировавшиеся после возгонки в верхних горизонтах
печи соединения щелочных металлов вместе с шихтовыми мате-
риалами вновь опускаются в нижние нагретые до высоких тем-
ператур горизонты, где опять подвергаются возгонке, участвуя
таким образом в непрерывной циркуляции внутри доменной пе-
чи. В этой циркуляции участвуют также соединения щелочных
металлов, отложившиеся в гарниссаже на стенках шахты. Время
от времени гарниссаж сходит (обваливается) или оплавляется и
вместе с шихтой опускается в нижние горизонты доменной печи.
Значительная часть карбонатов щелочных металлов, попав в
зону высоких температур, диссоциирует:
К2СО3 = К2О + СО2 - бь
Na2CO3 = Na^ + СО2 - Q2.
(3.27)
Попадая в зону высоких температур (выше 1500 °C), часть
оксидов и карбонатных соединений взаимодействует с углеро-
дом и азотом с образованием синеродистых соединений
К2СО3 + 4С + N2 = 2KCN + ЗСО - О',
Na,CO3 + 4С+N 2 = 2NaCN+ЗСО - б2.
(3.28)
55
К,0 + ЗС + N, = 2KCN + СО,
л»	л*
Na,0 + ЗС + N 2 = 2NaCN + СО.
л*	л»
(3.29)
Такие соединения в значительных количествах обнаружива-
ются в газах при выплавке литейных чугунов. Увлекаясь потоком
газа, синеродистые соединения щелочных металлов частично раз-
лагаются в верхних горизонтах (при температурах ниже 1 000 °C),
окисляются диоксидом углерода или вступают во взаимодействие
с оксидами железа, восстанавливая их. Имеются данные, свиде-
тельствующие о том, что при 440 °C соединение KCN реагирует с
Fe2O3. При 560 °C весь оксид Fe2O3 восстанавливается до Fe3O4, а
при температуре выше 560 °C - до металлического железа.
Содержание RCN в колошниковом газе может достигать
0,02-0,04 г/м3. При выплавке ферромарганца, когда температура
в верхней части печи достигает 450-500 °C и выше (из-за высо-
кого расхода кокса и из-за тепла реакций восстановления выс-
ших оксидов марганца - МпО2, Мп2О3, Мп3О4), содержание RCN
возрастает до 0,07-0,20 г/м3, достигая 1,0 % при неровном ходе
печи. Всего газом уносится до 30-40 % поступивших в печь ще-
лочей как в виде синеродистых соединений, так и в виде карбо-
натов. Остальное количество щелочей (70-60 %) остается в печи
и в конечном счете переходит в шлак. Содержание их в шлаке
может достигать 0,5-2,0 %.
Взаимодействуя с оксидами системы CaO-SiO2-Al2O3, оксиды
щелочных металлов образуют легкоплавкие соединения и эв-
тектики, способствующие процессам спекания и плавления ших-
товых материалов. Однако следует иметь в виду, что К2О и Na2O
в условиях работы доменной печи могут образовывать и туго-
плавкие соединения: калиофилит (K2OAl2O3-2SiO2) и нефелин
(Na2O Al2O3-2SiO2) с температурами плавления соответственно
1700 и 1530 °C. Возникают они при взаимодействии паров соеди-
нений щелочей с шамотной кладкой шахты, горна печи. Они об-
разуются также при использовании в шихте рудных материалов
с глиноземистой пустой породой.
По мнению Н. Л. Гольдштейна, щелочи, циркулирующие в
печи, пропитывают кокс. За счет этого возрастает его реакцион-
ная способность. Поэтому, какой бы ни была исходная реакци-
онная способность кокса, на нижних горизонтах печи реакцион-
ная способность любых коксов одинакова. Ниже будет показа-
но, что применение кокса высокой реакционной способности со-
провождается увеличением его расхода.
ГЛАВА
4
ВОССТАНОВИТЕЛЬНЫЕ ПРОЦЕССЫ
В ДОМЕННОЙ печи
Из сказанного ранее известно, что железорудные материалы
вносят в доменную печь железо в виде оксидов Fe2O3, Fe3O4, гид-
рооксидов Fe2O3nH2O и карбоната FeCO3. Под воздействием вы-
соких температур гидрооксиды и карбонат разлагаются соответ-
ственно на Fe2O3 + Н2О и Fe3O4 + СО2 + СО. Таким образом, всё
поступающее в печь железо в конечном счете оказывается в ви-
де оксидов Fe2O3 и Fe3O4.
Другие металлы, содержащиеся в поступающих в доменную
печь шихтовых материалах (Мп, Si, Cr, V и др.), находятся в ос-
новном также в виде оксидов.
Для получения чистого металла необходимо от оксидов от-
нять кислород. Казалось бы, наиболее простым и естественным
способом удаления кислорода является термическая диссоциация
(разложение) оксида при его нагревании, когда в результате это-
го процесса получаются металл и кислород. Однако практически
все используемые в технике металлы (кроме благородных) име-
ют при реально допустимых температурах (1000-2000 К) очень
низкие значения упругости диссоциации, т. е. по существу не раз-
лагаются. В связи с этим в промышленности металлы (в том чис-
ле и железо) получают из руд путем восстановления, т. е. хими-
ческого взаимодействия оксида с другими веществами - восста-
новителями, обладающими в конкретных условиях процесса
большим сродством к кислороду, чем восстанавливаемый ме-
талл. Сродство к кислороду важнейших элементов, попадающих
в доменную печь, в зависимости от температуры представлено
на рис. 4.1.
Любой процесс восстановления сопровождается процессом
окисления. Если в ходе такого процесса оксид теряет кислород,
т. е. восстанавливается до более низкой валентности или до ме-
талла, то восстановитель при этом присоединяет кислород и,
следовательно, окисляется.
Чем выше сродство элемента к кислороду, т. е. чем более
прочен его оксид, тем более низка упругость его диссоциа-
ции и тем большее отрицательное значение имеет стандарт-
57
>
-209,34
-628,02
-837,36
-1046,70
800	1200	1600	2000	2400	2800
Температура, К
Рис. 4.1. Зависимость химического сродства веществ к кислороду
от температуры
ное изменение энергии Гиббса (AG0) или изобарного потен-
циала (AS0) при образовании оксида из элемента. Для проте-
кания восстановительного процесса необходимо соблюдение
условий:
(?ог)во < (-РОг)мео»
(4.1)
А2во < А^МеО ИЛИ AGbo < AG^eO»
где РО2 ” упругость диссоциации; AZ0 - стандартное изменение
изобарного потенциала; AG0 - то же энергии Гиббса.
В условиях доменной плавки, в которой восстанавливаются
железо, а также в меньших количествах кремний, марганец и не-
которые другие металлы, восстановителем является сравнитель-
но дешевый (в сопоставлении, к примеру, с металлами - кремни-
ем и марганцем, имеющими большее сродство к кислороду и
способными восстанавливать железо), легко получаемый и ши-
роко распространенный углерод (в виде кокса), обладающий до-
статочно высоким сродством к кислороду.
4.1.	ОБЩИЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ВОССТАНОВЛЕНИЯ
ОКСИДОВ ЖЕЛЕЗА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Из термодинамики известно, что прочность оксидов, как и
прочность карбонатов, определяется упругостью их диссоциа-
ции, которая увеличивается с повышением температуры. Для
оксидов железа эту зависимость можно представить из рис. 4.2,
где видно, что прочность оксидов при температуре более 843 К
(570 °C) повышается в обыч-
ной последовательности - от
высших к низшим оксидам:
Fe2O3 -> ГезО4 -> FeO. При тем-
пературе 843 К (точка 0) проч-
ности РезО4 и FeO равны. При
температурах ниже 843 К проч-
ность FeO становится ниже
прочности Fe3O4, т. е. моноок-
Рис. 4.2. Зависимость величины логариф-
ма упругости диссоциации оксидов же-
леза от температуры (Г = 843 К (570 °C),
1g = -26)
59
сид становится термодинамически неустойчивым и распадает-
ся по реакции
4FeO Fe3O4 + Fe.
(4.2)
Поэтому при температуре выше 843 К восстановление идет
по схеме
Fe2O3	Fe3O4 —» FeO —> Fe,
(4.3)
а при температуре, ниже указанной, восстановление происходит
по-другому:
Fe2O3 —> Fe3O4 —» Fe.	(4.4)
Указанные схемы реакций несколько упрощены, так как в
них не учитывается возможность образования при восстановле-
нии некоторых твердых растворов. К примеру, при восстановле-
нии Fe3O4 образуется не FeO, а твердый раствор Fe3O4 в FeO (за-
кисная фаза, или вюстит FeOx+]), содержащий переменное коли-
чество кислорода (в зависимости от температуры). Образование
твердых растворов несколько изменяет упругость диссоциации
оксидов. Однако при дальнейшем рассмотрении восстановления
примем эти упрощенные схемы процесса восстановления, без
учета образования твердых растворов.
В условиях доменной печи восстановление оксидов железа
происходит главным образом по первой схеме, так как восста-
новление магнитного оксида Fe3O4 начинается при температуре
выше 570 °C.	,
Не все железо, переходящее в чугун, восстанавливается из
свободных оксидов. Некоторая часть оксидов связана в химиче-
ские соединения с другими оксидами, например в силикаты, из
которых восстановление железа термодинамически более за-
труднено. Иногда железо в шихтовых материалах находится не в
виде оксидов или карбонатов, а в виде, например, сульфида FeS2.
Однако в результате превращений в печи оно так или иначе пе-
реходит в оксиды, из которых и происходит восстановление.
Основная часть железа восстанавливается из оксидов, нахо-
дящихся в твердом состоянии. Но некоторая часть оксидов, не
успевших восстановиться к началу шлакообразования и плавле-
ния, переходит в жидкий шлак, из которого восстановление про-
исходит более трудно, так как они входят в состав химических
соединений с другими оксидами, например с кремнеземом SiO2.
60
Восстановление монооксидом углерода СО и водородом с об-
разованием соответственно СО2 и Н2О принято называть непря-
мым, или косвенным восстановлением, а восстановление углеро-
дом (точнее, за счет расходования углерода) с образованием про-
дукта восстановления СО - прямым.
4.2.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ ОКСИДОВ ЖЕЛЕЗА
МОНООКСИДОМ УГЛЕРОДА СО
Рассмотрим термодинамические закономерности восстанов-
ления оксидов железа, т. е. определим условия (температуру,
давление, концентрацию компонентов газовой фазы), при кото-
рых возможны восстановительные процессы. В соответствии с
принципом А. А. Байкова, имеем реакции восстановления при
температурах ниже 570 °C:
3Fe2O3 + СО = 2Fe3O4 + СО2 + 37,137 МДж,	(4.5)
Fe3O4 + /СО = 3Fe + {к - 4)СО + 4СО2 +17,166 МДж. (4.6)
> При температуре выше 570 °C:
3Fe2O3 + СО = 2Fe3O4 + СО2 + 37,137 МДж, (4.5)
Fe3O4 + wCO = 3FeO + (т - 1 )СО + СО2 + 20,892 МДж, (4.7)
FeO + иСО = Fe + (л - 1 )СО + СО2 + 13,607 МДж. (4.8)
Оксид железа Fe2O3 - соединение непрочное. Упругость дис-
социации этого оксида весьма высокая и при температуре
1383 °C достигает парциального давления кислорода в атмосфер-
ном воздухе Pqj = 0,206 Па, при давлении 0,981 Па (0,1 мм вод. ст.),
т. е. наступает диссоциация. Поэтому Fe2O3 при нагревании мо-
жет переходить в Fe3O4 и без участия восстановителя (при усло-
вии малого значения парциального давления кислорода в газо-
вой фазе, например в атмосфере СО2 или в вакууме). Термичес-
кая диссоциация идет по реакции
6Fe2O3 = 4Fe3O4 + О2.
(4.9)
Реакция (4.5) идет слева направо при любом содержании в га-
зовой фазе СО и СО2 до полного расходования СО или Fe2O3. Да-
61
же в атмосфере диоксида углерода РвзО4 не окисляется в Fe2O3.
Поэтому для протекания реакции (4.5) избытка монооксида уг-
лерода (СО) в газовой фазе сверх стехиометрического соотно-
шения не нужно. Коэффициент при СО в уравнении (4.5) равен
единице.
Оксид железа РезО4 более прочен. Для его восстановления
необходим избыток монооксида углерода в газовой фазе. В про-
тивном случае СО2 будет окислять FeO до РезО4. Для протекания
реакций (4.6) и (4.7) отношение СО2:СО в газовой фазе должно
быть не больше определенных значений. Это отражается в урав-
нениях реакций коэффициентами кит при СО.
Еще больший избыток СО и меньшее значение отношения
СО2:СО в газовой фазе должны быть для восстановления FeO
по реакции (4.8), так как монооксид железа является самым
прочным из его оксидов. Окисление же Fe в FeO может проис-
ходить при меньших, чем в предыдущей реакции, содержаниях
СО2 в газовой фазе, поэтому п > т . Значения этих коэффици-
ентов и равновесные отношения СО2:СО изменяются с темпе-
ратурой.
Из сказанного следует, что для каждого оксида при данной
температуре существует такое соотношение восстановителя
(СО) и его оксида (СО2) в газовой фазе, при котором она нейт-
ральна по отношению к оксиду железа и продукту его восста-
новления, а восстановительно-окислительная реакция находит-
ся в подвижном равновесии. Само же соотношение СО2:СО с
принятыми ранее допущениями (вещества чистые и не образу-
ют твердых растворов) является константой равновесия этих
реакций.
Поскольку объем газообразных продуктов рассматриваемых
реакций равен объему газа, вступающего в реакцию, состав га-
зовой фазы (и константа равновесия) не зависит от давления и
изменяется только с изменением температуры. Равновесные со-
отношения СО2:СО в газовой фазе (константы равновесия) ре-
акций восстановления оксидов железа в зависимости от темпера-
туры установлены расчетами по законам термодинамики и под-
тверждены экспериментально.
В соответствии с уравнением изобары реакции имеем соот-
ношение
ЛпК ДН°
dT ~ RT2’
(4.Ю)
интегрируя это уравнение, получим
R
тогда
—+В, здесь В=
RT	{
RT
Уравнение изотермы реакции имеет вид
AG0 = -ЯПпК,
(4.П)
(4.12)
(4.13)
где К - константа равновесия реакции восстановления; -
теплота сгорания элемента в стандартных условиях; А5° - стан-
дартное изменение энтропии; AG0 - стандартное изменение
энергии Гиббса.
Температурная зависимость констант равновесия реакций
(4.5)-(4.8) по наиболее надежным опытным и расчетным данным
описывается уравнениями типа
(4.14)
т. е. как и для реакций диссоциации карбонатов:
1 г _ 2726 о .. .
I11K45 —	+ 2,144;
1пК
54
~-О,155;
1пК4.7 =
1850
- 0,90.
(4.15)
(4.16)
(4.17)
И ». i>
(4.18)
Причем константы равновесия равны отношению СО2:СО = К
в равновесных условиях, т. е. без коэффициентов избытка вос-
становителя.
На рис. 4.3 приведена диаграмма равновесных составов га-
зовой фазы с оксидами железа, железом и монооксидом угле-
рода при разных температурах. Поскольку принято, что газ со-
стоит только из СО и СО2, то в каждой точке ординаты сумма
(СО + СО2) равна 100 %.
63
100
Температура, °C
Рис. 4.3. Кривые равновесия газовых смесей СО и СО2 с оксидами железа,
железом и углеродом по реакциям: 1 — (4.5); 2 — (4.6); 3 — (4.7); 4 — (4.8);
5 —(4.19)
Равновесный состав газовой фазы реакции (4.5), необратимо
протекающей при незначительном содержании СО, практичес-
ки соответствует при любой температуре 100 % СО2 в газе. По-
этому линия равновесия этой реакции (7, см. рис. 4.3) практиче-
ски совпадает с осью абсцисс.
Равновесный состав газовой фазы реакции (4.6) с измене-
нием температуры изменяется по кривой 2, а реакций (4.7) и
(4.8) соответственно по кривым 3 и 4 (см. рис. 4.3). Причем
кривая 3 идет слева вниз, а кривая 4 - слева вверх. Это объяс-
няется эндотермичностью реакции (4.7) и экзотермичностью
реакции (4.8).
Повышение температуры, смещая равновесие эндотермичес-
кой реакции (4.7) вправо (в сторону протекания с поглощением
тепла), вызывает увеличение равновесного содержания СО2 в
газовой фазе и уменьшение СО (кривая 3 - нисходящая).
Равновесие экзотермической реакции (4.8) с повышением
температуры сдвигается, напротив, в сторону увеличения содер-
жания СО и уменьшения СО2 в равновесной газовой фазе, т. е. ее
протекание вправо с повышением температуры затрудняется
(кривая 4 — восходящая). Таким образом, любая точка на кривых
1-4 характеризует равновесие одной из реакций восстановления,
а сами кривые отражают зависимость константы равновесия от
температуры для этих реакций.
64
Равновесные кривые делят диаграмму на четыре области ус-
тойчивых состояний: Fe2O3, Fe3O4, FeO и Fe. При температурах
ниже 570 °C исчезает область устойчивого состояния FeO, про-
исходит восстановление Fe непосредственно из Fe3O4.
Любая точка вне кривых 1-4 (см. рис. 4.3, точки a-д') харак-
теризует нейтральный состав газовой фазы при данной темпе-
ратуре по отношению к тому веществу (оксиду железа), кото-
рое устойчиво в области, где расположена точка. Для других
веществ состав газа в этой точке неравновесен, поэтому реак-
ции протекают в сторону образования того вещества, которое
устойчиво в данной области. Например, если в газ, содержа-
щий 60 % СО и 40 % СО2 при 1000 °C (точка а), поместить Fe,
FeO, Fe3O4, то без изменения останется только FeO. В этих ус-
ловиях Fe3O4 будет восстанавливаться до достижения равнове-
сия, т. е. пока содержание СО в газе не уменьшится до 18 %, а
СО2 не увеличится до 82 %, или же пока не израсходуется весь
оксид железа Fe3O4. В последнем случае газ не достигнет рав-
новесного состава. В нем уменьшится содержание СО и увели-
чится содержание СО2, но он останется нейтральным по отно-
шению к FeO. В указанных условиях Fe, наоборот, будет окис-
ляться до достижения равновесия, соответствующего содержа-
нию в газе 78 % СО и 22 % СО2, или до полного расходования
железа. В последнем случае газ не достигнет равновесного со-
става, но останется нейтральным по отношению к монооксиду
железа FeO.
Пользуясь диаграммой (см. рис. 4.3), можно определить зна-
чения коэффициентов т и п в уравнениях реакций (4.7) и (4.8).
Найдем их для равновесия реакций, например, при температуре
700 °C. Для реакции (4.7) равновесная газовая фаза (точка г) со-
держит 66 % СО2 и 34 % СО, т. е. отношение СО:СО2 = 0,5. Но
равновесие наступает при отношении в смеси СО:СО2 = (т -1): 1.
Тогда (т - 1): 1 = 0,5, а т = 1,5. Равновесная газовая смесь для ре-
акции (4.8) при этой температуре содержит (точка д) 60 % СО и
40 % СО2, т. е. СО:СО2 = 1,5. Поскольку (п - 1): 1 = 1,5, то п = 2,5.
С повышением температуры значение п для этой реакции
возрастает, так как в соответствии с принципом Ле Шателье рав-
новесие экзотермических реакций сдвигается в сторону пониже-
ния выделения тепла, т. е. уменьшения содержания в газовой фа-
зе СО2 и увеличения СО. Для протекания восстановительного
процесса нужно обеспечить избыток СО, т. е. значение коэффи-
циента п при монооксиде углерода должно быть большее.
65
Значение коэффициента т с повышением температуры
уменьшается, течение эндотермической реакции облегчается, и
равновесие сдвигается в сторону большего выделения СО2 в га-
зовую смесь, т. е. оно устанавливается при меньших значениях
коэффициента т.
Восстановительные процессы в доменной печи не достигают
рассмотренных равновесных состояний. Это обусловлено непро-
должительным нахождением газов в печи и протеканием в обла-
сти низких температур обратимой реакции распада монооксида
углерода (реакции Белла-Будуара)
2СО <=> СО2 + С +16,797 МДж.
(4.19)
Рассмотрим влияние этой реакции на течение восстанови-
тельных процессов. Для этого нанесем на диаграмму (см. рис. 4.3)
кривую 5 равновесных составов газа реакции (4.19). Влияние
этой реакции можно рассматривать и как взаимодействие угле-
рода с СО2, т. е. ее течения справа налево. Тогда и реакции вос-
становления с учетом этой реакции можно рассматривать как
развитие восстановительного процесса в присутствии углерода в
условиях доменной печи.
Поскольку реакция (4.19) идет с изменением объема, то для
каждого значения давления равновесный состав газа описывает-
ся отдельной кривой. Кривая 5 описывает равновесие при давле-
нии 100 кПа (~ 1 атм). При повышении давления кривая равно-
весия сдвигается вправо вниз (5'), т. е. в сторону образования
СО2 и выделения тепла и сажистого углерода. При понижении
давления кривая равновесия сдвигается влево вверх (5").
Кривая 5 разделяет поле диаграммы (см. рис. 4.3) на две облас-
ти, в которых система находится в неравновесном состоянии. В ле-
вой области реакция идет в сторону образования СО2 и сажистого
углерода с разложением СО, в правой области - в сторону образо-
вания СО. Состав газа в левой области препятствует течению вос-
становительного процесса, а в правой части - облегчает его.
Выберем в левой части точку б, находящуюся в области ус-
тойчивого состояния Fe и характеризуемую содержанием в газе
60 % СО и 40 % СО2 при температуре 600 °C. Поместим в усло-
вия с указанными координатами точки б Fe, FeO, Fe2O3. Если
принять, что реакция (4.19) не идет (т. е. углерод отсутствует), то
газовая фаза, будучи нейтральной по отношению к Fe, будет вос-
станавливать FeO и Fe3O4 до Fe. Если же принять, что реакция
(4.19) идет с большой скоростью, то при этой температуре со-
66
став газа изменится по стрелке до достижения в точке в равнове-
сия при 75 % СО2 и 25 % СО. Такой состав газа будет нейтраль-
ным по отношению к Fe3O4 (точка в находится в области устой-
чивого состояния Fe3O4), но будет окислять Fe и FeO до Fe3O4.
В реальных условиях доменной печи распад монооксида уг-
лерода не так сильно влияет на восстановительный процесс, как
это следует из рассмотренных термодинамических закономерно-
стей. Это объясняется малой скоростью распада СО при сравни-
тельно низких температурах и малым временем пребывания га-
зов в зоне температур 500-600 °C, где получает развитие реак-
ция разложения СО. Этого времени оказывается недостаточно
для достижения равновесия при таких температурах. Однако ре-
акция (4.19) существенно влияет на восстановительный процесс
в правой части диаграммы (см. рис. 4.3) - правее кривой 5. Об
этом будет сказано ниже.
Фактический состав газовой фазы по сечению доменной пе-
чи обычно не достигает равновесия как для реакций распада СО,
так и для реакций восстановления оксидов железа. Исключение
составляет область расположения рудного гребня (участков
шихты с высоким отношением рудного материала к коксу), в ко-
тором наблюдается высокое отношение массы рудного матери-
ала к количеству газа, вследствие чего состав газов может дости-
гать равновесного состояния (кривая (4.8) на рис. 4.3).
С улучшением качества шихтовых материалов и совершенст-
вованием технологии доменной плавки расход кокса и выход га-
за на единицу железорудного материала непрерывно снижают-
ся, что сопровождается повышением степени использования вос-
становительной (химической) энергии газа по всему сечению пе-
чи и приближением его состава к равновесному с монооксидом
железа (см. рис. 4.3). Резервы для повышения степени использо-
вания восстановительной способности газа имеются даже на пе-
чах, работающих с весьма низким расходом кокса и выходом га-
за, а тем более на печах с высоким расходом топлива на единицу
железорудного материала.
4.3.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ ОКСИДОВ ЖЕЛЕЗА ВОДОРОДОМ
«
Восстановление оксидов железа водородом протекает при
температурах ниже 570 °C в две стадии по реакциям
3Fe2O3 + Н2 = 2РезО4 + Н2О + 21,813 МДж, (4.20)
67
Fe3O4 + Л'Н2 = 3Fe + 4H2O + (Л' - 4)Н2 - 147,627 МДж, (4.21)
а при температурах выше 570 °C в три стадии:
3Fe2O3 + Н2 = 2Fe3O4 + Н2О + 21,813 МДж;	(4.20)
Fe3O4 + т'Н2 = 3FeO + Н2О + (т' - 1)Н2 - 62,216 МДж; (4.22)
FeO + и'Н2 = Fe + Н2О + (п' - 1 )Н2 - 27,717 МДж. (4.23)
Реакции восстановления оксидов железа водородом подобны
реакциям восстановления монооксидом углерода. Реакция вос-
становления Fe2O3 также необратима - она идет до полного вос-
становления Fe2O3 до Fe3O4 или расходования водорода. Реакции
восстановления Fe3O4 и FeO обратимы и протекают при избытке
водорода в газовой фазе. Равновесие последних реакций уста-
навливается для каждой температуры при определенных значе-
ниях отношения Н2О:Н2 (константы равновесия), превышение
которых вызывает окислительный процесс. Реакции восстанов-
ления водородом также протекают без изменения объема, по-
этому равновесный состав газовой фазы не зависит от давления
и меняется только с изменением температуры.
На рис. 4.4 приведена диаграмма равновесных газовых сме-
сей Н2 и Н2Опар, построенная аналогично диаграмме на рис. 4.3.
При построении диаграммы на рис. 4.4 принято, что газ состоит
только из Н2 и Н2Опар.
Равновесными кривыми поле диаграммы делится на три об-
ласти устойчивых состояний: Fe3O4, FeO и Fe, причем при темпе-
ратуре ниже 570 °C область FeO исчезает. Область устойчивого
состояния Fe2O3 существует только теоретически, так как кри-
вая равновесного состава газовой фазы для реакции (4.20) прак-
тически сливается с осью абсцисс.
В отличие от диаграммы, представленной на рис. 4.3, здесь
равновесные кривые 2' и 4' нисходящие, т. е. с повышением тем-
пературы увеличивается равновесное содержание в газовой фа-
зе паров воды, что связано с тем, что восстановление водородом
оксида железа Fe3O4 при температуре ниже 570 °C и FeO при
температуре выше 570 °C происходит с поглощением тепла, в
отличие от аналогичных реакций восстановления монооксидом
углерода, которые идут с выделением тепла.
Нанесем на диаграмму равновесные составы газовых смесей
Н2-Н2Опар и СО-СО2 с оксидами железа и железом (рис. 4.5).
68
Рис. 4.4. Кривые равновесия газовых смесей Н2—Н2Опар с оксидами желе-
за и железом по реакциям: Г — (4.20); 2' — (4.21); 3' — (4.22); 4' — (4.23)
Рис. 4.5. Кривые равновесия газовых смесей Н2—Н2О и СО—СО2 с окси-
дами железа и железом
Н2О, со2, %
При температуре 810 °C в равновесных газовых фазах с РвзО4,
FeO и Fe устанавливаются одинаковые отношения Н2:Н2О и
СО:СО2, а это означает, что химическое сродство Н2 и СО к кис-
лороду или восстановительная способность водорода и моноок-
сида углерода при этой температуре одинаковы.
При температурах ниже 810 °C в равновесной газовой фазе
отношение Н2:Н2О выше, чем СО:СО2. Следовательно, при тем-
пературе ниже 810 °C водород, обладая меньшим сродством к
кислороду, является более слабым восстановителем, чем моно-
оксид углерода. Для протекания восстановительных реакций
значения коэффициентов А7, т' и п' должны быть выше, чем к, т
и п. Поэтому при температурах ниже 810 °C и наличии в газовой
фазе монооксида углерода образующийся при восстановлении
Н2Опар частично будет разлагаться монооксидом углерода, име-
ющим большее сродство к кислороду (реакция водяного газа).
Покажем это на примере восстановления FeO:
FeO+Н2 = Fe+Н2Опар,
^2®пар СО = Н2 + СО2,
(4.24)
FeO+CO = Fe+CO2.
, Поскольку по приведенной реакции разлагается только часть
образующегося Н2Опар, то конечным результатом восстановления
оксцдов железа водородом являются Н2Опар и СО2. Причем при
понижении температуры реакция водяного газа усиливается и со-
держание в газовой фазе СО2 растет, а Н2О понижается.
Таким образом, водород выполняет в доменной печи значи-
тельно большую восстановительную работу, чем это следует из
его остатка в доменном газе. Часть водорода, участвующего в
восстановительных процессах, в результате реакции водяного
газа вновь переходит в газовую фазу, т. е. фактически не расхо-
дуется.
При температурах выше 810 °C водород является более силь-
ным восстановителем, чем монооксид углерода, вследствие чего
значения т' и п ниже т и п. При этих температурах уже не про-
исходит разложения образующегося при восстановлении Н2Опар
монооксидом углерода с образованием СО2. Однако при темпе-
ратуре 950-1000 °C и выше Н2О разлагается твердым углеро-
дом, перенося процесс в область прямого восстановления.
70
4.4.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ ОКСИДОВ ЖЕЛЕЗА УГЛЕРОДОМ
Восстановление оксидов железа углеродом при температуре
выше 570 °C описывается следующими уравнениями:
3Fe2O3 + С = 2РезО4 + СО - 110,113 МДж;
FeA + С = 3FeO + СО - 194,393 МДж;
FeO + С = Fe + СО - 152,190 МДж.
(4.25)
(4.26)
' 9
(4.27)
Однако приведенные уравнения отражают лишь начальное
состояние системы и конечный результат процесса: восстанов-
ление происходит с расходом углерода, образованием моноокси-
да углерода СО и поглощением большого количества тепла, но
не отражает механизма процесса. Из-за малой поверхности кон-
такта твердых оксидов и углерода непосредственное их взаимо-
действие не может получить заметного развития. Для подтверж-
дения этого проводились исследования реакции взаимодействия
углерода с оксидами железа при нагревании смесей тонких по-
рошков гематита и графита при глубоком вакууме. Оказалось,
что до температуры 900 °C реакция протекала чрезвычайно мед-
ленно и через 20 ч образовались лишь FeA и FeO. Железа в про-
дуктах реакции не было обнаружено.
Поверхность контакта несколько увеличивается с переходом
оксидов железа в жидкое состояние, однако она и в этом случае
значительно меньше, чем при взаимодействии твердых оксидов
с газообразным восстановителем.
Фактически восстановление углеродом идет в две стадии:
восстановление оксидов железа монооксидом углерода с образо-
ванием диоксида углерода СО2 и разложение последнего углеро-
дом. Например, восстановление FeO описывается следующими
уравнениями, наиболее полно отражающими механизм процесса
восстановления оксидов железа углеродом:
FeO+СО = Fe+СО2 + 13,607 МДж (а),
СО2 + С = 2СО -165,797 МДж (б),
(4.28)
FeO+С = Fe+СО -152,190 МДж (в).
Монооксид углерода, проникая в поры рудного материала,
отнимает кислород от оксидов железа, передает его углероду и
71 .
переходит в газовую фазу. В результате расходуется только уг-
лерод.
При низких температурах восстановление за счет углерода
развито слабо. Это обусловлено тремя причинами:
1)	недостатком тепла для протекания эндотермических реак-
ций (4.25И4.27);
2)	устойчивостью СО2 в контакте с углеродом при этих темпе-
ратурах и достижением равновесных содержаний в газе СО и СО2;
3)	малой поверхностью контакта твердых оксидов железа и
углерода.
С повышением температуры увеличиваются подвод тепла и
содержание СО в газовой фазе в результате взаимодействия СО2
с углеродом, что вызывает развитие реакций прямого восстанов-
ления.
На диаграмме (см. рис. 4.3) было показано, что в правой ее
области (правее кривых равновесия реакции взаимодействия уг-
лерода с СО2) в присутствии углерода протекает реакция СО2 +
+ С = 2СО. С повышением температуры скорость этой реакции
возрастает, а при температурах 950-1000 °C становится настоль-
ко высокой, что СО2 практически полностью разлагается угле-
родом с образованием СО. При таких температурах развивается
восстановление углеродом, но с участием газовой фазы, т. е.
процесс прямого восстановления.
По существу, прямым следует считать и восстановление во-
дородом при температурах выше 1000 °C, когда образующийся
при восстановлении Н2Опар разлагается углеродом с образовани-
ем Н2 и СО, т. е. имеет место протекание следующих реакций:
FeO + Н2 = Fe + Н2Опар,
^2®пар + С — Н2 + СО2,
(4.29)
FeO + С = Fe + СО.
Конечная реакция является реакцией прямого восстановления.
При этом, несмотря на большую восстановительную способность
и работу, водород не расходуется в реакциях и может вновь при-
нять участие в восстановлении оксидов железа. В результате боль-
шой скорости реакции разложения паров воды и восстановления
водородом за время движения газов через столб шихты водород
72
СО2 + С = 2СО
кокс
Рудный материал
Газовый поток
Рис. 4.6. Схема протекания процесса прямого восстановления оксидов железа
в слое доменной шихты
может несколько раз вступать в реакции восстановления и вновь
регенерироваться за счет разложения Н2Опар углеродом или СО.
Схематично процесс прямого восстановления в реальных ус-
ловиях доменной плавки может быть представлен следующим
образом (рис. 4.6). Омывая куски железорудного материала в
слое шихты, СО и Н2 газового потока восстанавливают оксиды
железа по реакциям (4.8) и (4.23). Образующиеся при этом СО2
и Н2Опар поступают в газовый поток. При омывании кусков кок-
са СО2 и Н2Опар взаимодействуют с углеродом и разлагаются им
по реакциям (4.19) и (4.29), в результате которых вновь образу-
ются Н2 и СО за счет расходования углерода.
Следует отметить, что в действительности в нормально рабо-
тающей доменной печи прямым путем восстанавливаются не все
оксиды железа, а только часть FeO. Восстановление Fe2O3, Fe3O4
и части FeO успевает завершиться непрямым путем за время опу-
скания шихты от колошника до зон с температурой 950-1000 °C,
где развивается прямое восстановление. Лишь при неровном хо-
де печи, особенно при обрывах шихты в нижнюю часть печи
приходят неподготовленные материалы, содержащие оксиды
Fe2O3 и Fe3O4, происходит восстановление прямым путем высших
оксидов железа. Увеличение доли прямого восстановления окси-
дов железа за счет снижения косвенного возможно также при
использовании в шихте рудных материалов низкой восстанови-
мости, похолодании плавки и т. д.
73
4.5.	МЕХАНИЗМ И КИНЕТИКА ВОССТАНОВЛЕНИЯ
ОКСИДОВ ЖЕЛЕЗА ГАЗАМИ
Протекание реакций восстановления в доменной печи опреде-
ляется закономерностями не только термодинамическими, но и
кинетики. Скорости реакций восстановления оксидов железа газо-
образными восстановителями оказывают существенное влияние
на показатели работы доменной печи. Чтобы говорить о скорости
реакций, необходимо знать механизм протекания этих реакций.
Первое наиболее стройное объяснение механизма реакций
восстановления оксидов предложено академиком А. А. Байко-
вым. Согласно теории А. А. Байкова, процесс восстановления
представляет собой совокупность двух одновременно совершаю-
щихся превращений: диссоциации восстанавливаемого оксида на
металл (или низший оксид) и кислород, а затем образования окси-
да восстановителя при взаимодействии диссоциированного кисло-
рода с восстановителем. Оксид восстановителя обладает в этом
случае меньшей упругостью диссоциации, чем восстанавливае-
мый оксид металла. Эта теория получила название двухстадийной
теории восстановления. Схема восстановления оксида металла по
этой теории может быть представлена следующим образом:
МеОтв —> Me™ + 0,5О2 га,,
10	1 о	7	Z, I dJ7
®газ
4" 0,5О2 раз
ВОгаз»
(4.30)
МеОти + Bra, —> МеТЙ + ВО™,,
1 d	дал	1 о	дал7
где МеОтв - восстанавливаемый оксид металла; Метв - продукт
восстановления; Вгаз — газообразный восстановитель; ВОгаз - га-
зообразный оксид восстановителя.
Протекание восстановительного процесса, т. е. непрерывная
диссоциация МеО, обеспечивается соединением выделяющегося
при диссоциации кислорода с восстановителем и удалением про-
дукта реакции (ВО) из реакционной зоны.
Однако более глубокое изучение восстановительных процес-
сов показало, что двухстадийная теория, хорошо объясняющая
термодинамические закономерности, не позволяет с достаточ-
ной полнотой раскрыть механизм реакций и объяснить кинети-
ческие закономерности восстановления.
74
В настоящее время общепринятой теорией восстановле-
ния является адсорбционно-автокаталитическая, предложенная
Г. И. Чуфаровым. По этой теории, соединение восстановителя с
кислородом происходит не в газовой фазе, а на поверхности или
внутри, в порах куска твердого вещества, т. е. на границе фаз ок-
сид-газ. Согласно этой теории, собственно химический акт реак-
ции восстановления металлов газами состоит, по крайней мере,
из трех последовательных стадий:
1)	адсорбции восстановителя на реакционной поверхности;
2)	отрыва кислорода от решетки оксида и соединения его с
одновременным образованием новой твердой фазы;
3)	десорбции газообразных продуктов восстановления.
В виде схемы это можно представить следующим образом:
МеОта + Вга_ —> МеОтаВапс,
ДД>	I d J	До ОДк*7
МеОтвВадс ^4етв(ВО)адС,
Me^BO)^ Метв + (ВО)^,
(4.31)
МеОта + Вга, —> Ме__ + ВОга,.
1 D	& dj	ДО	I do
В первой стадии молекулы газа при адсорбции на кристал-
лической поверхности оксида из-за различия расстояний меж-
ду ионами железа в решетке и центрами атомов в молекулах
Н2 и СО деформируются, иногда даже с разрывом молекулы
на атомы (рис. 4.7, а). Деформированные молекулы, а тем бо-
лее атомы восстановителя, обладают большой химической ак-
тивностью, что благоприятствует протеканию второй стадии
процесса.
Во второй стадии происходят отрыв кислорода от оксида и
соединение его с адсорбированными молекулами газа-восстано-
вителя, в результате чего образуется оксид восстановителя
(ВО-Н2О) и перестраивается кристаллическая решетка оксида
металла в решетку металла.
В третьей стадии процесса оксид восстановителя Н2О десор-
бируется в газовую фазу (см. рис. 4.7, б).
Длительность восстановительного процесса определяется
протеканием самого медленного звена, которым обычно являет-
ся вторая стадия, связанная с перестройкой кристаллической ре-
шетки.
75
2
Рис. 4.7. Схема взаимодействия вюстита с водородом.
/ — ион кислорода; 2 — ион железа; 3 — атом железа
Рассмотрим восстановление монооксидом углерода или водо-
родом куска пористого рудного материала, состоящего из от-
дельных зерен, между которыми находятся большие, а в зернах
присутствуют меньшие пустоты (макро- или микропоры). Схема
механизма восстановления пористого рудного материала пред-
ставлена на рис. 4.8.
Восстановительные компоненты газа (СО или Н2), двигаю-
щиеся с газовым потоком в межкусковых каналах через малопо-
движный слой газа (ламинарную пленку), образующийся вокруг
отдельных кусков рудного материала, диффундируют к поверх-
ности оксида, на которой начинается восстановление. Этот про-
цесс первоначально происходит на поверхности кусков и макро-
пор. Затем с развитием восстановительного процесса восстано-
витель (В) диффундирует по макро- и микропорам куска рудно-
го материала или через слой образовавшихся продуктов восста-
новления (металлическое железо или низший оксид) в глубь ку-
ска, а продукты восстановления - СО2 или Н2О - тем же путем
диффундируют в обратном направлении и выводятся из куска в
газовый поток. Движущей силой диффузии газа-восстановителя
и продуктов восстановления является изменение концентрации
dCJdx или парциального давления dPJdx (х - толщина слоя, через
который идет диффузионный поток).
76
1
Газовый
поток
Макропора Микропора Зародыш железа
Кусок руды
Пограничный
слой газа
Рис. 4.8. Схема механизма восстановления пористых железорудных материалов.
/ — диффузия водорода (оксида углерода) в малоподвижном слое газа; 2 — диффузия водорода (ок-
сида углерода) в макропорах железорудного материала; 3 — то же по микропорам к месту реакции;
4 — реакция на границе фаз; 5 — диффузия водяного пара (диоксида углерода) по микропорам;
6 — то же по макропорам; 7 — то же в малоподвижном слое газа
В соответствии с положениями адсорбционно-автокаталити-
ческой теории, последовательность превращений при ступенча-
том восстановлении гематита представляется в следующем виде.
1. Процесс начинается с адсорбции восстановителя СО или
Н2 на поверхности a-Fe2O3 и сопровождается отнятием некото-
рого количества ионов кислорода (как это показано на рис. 4.7)
с образованием молекул СО2 (или Н2О) и их последующей де-
сорбцией.
В результате возникают местные искажения и идет пере-
стройка исходной ромбоэдрической решетки в кубическую дыр-
чатую решетку y-Fe2O3 (с вакансиями).
3.	По мере дальнейшего отнятия кислорода (путем адсорбции
В и десорбции ВО) на поверхности накапливаются катионы Fe2+,
которые в сопровождении электронов мигрируют внутрь крис-
таллов (зерен). В результате заполнения катионами Fe2+ вакан-
77
сий в решетке y-Fe^ она превращается на периферии в кубиче-
скую решетку магнетита 4y-Fe2O3 + Fe -» ЗРезО4. Часть катионов
железа проникает в решетку a-FejOj, которая перестраивается в
переходную у-фазу. Последняя все время сохраняется в виде про-
слойки между магнетитом и гематитом. Таким путем, слой за
слоем, протекает первая ступень восстановления до полного
превращения РегО3 —> Fe3O4.
4.	Дальнейшее отнятие кислорода на поверхности и внедре-
ние освобождающихся ионов железа в кристаллы магнетита ве-
дут к образованию дырчатой (по кислороду) решетки Fe3O4 -
вюстита FeOi+J. или Fe^O с максимальной концентрацией кисло-
рода Fe3O4 + Fe —> вюстит. Постепенное заполнение вакансий в
этой решетке мигрирующими ионами железа превращает его в
вюстит с минимальным содержанием кислорода FeO.
5.	Последняя ступень восстановления FeO —> Fe протекает
путем выхода на поверхность кристаллов ионов кислорода, ко-
торые связываются там с адсорбированными молекулами вос-
становителя.
Зарождение новых фаз при восстановлении оксидов железа
не встречает особых затруднений. Так, необратимое превраще-
ние Fe2O3 —> РеэО4 (у которого равновесный состав газа близок к
100 % Н2О или СО2) протекает обычно в условиях, далеких от
равновесия, т. е. при значительном пересыщении системы. Это
обусловливает малую величину критического зародыша новой
фазы и высокую вероятность его возникновения. Для остальных
ступеней восстановления образование зародышей облегчается
наличием ориентационного и размерного соответствия между
фазами, поскольку все они имеют кубическую кристаллическую
решетку.
После появления трехмерных кристалликов нового вещества
процесс восстановления на каждой ступени развивается автока-
талитически.
При зональном характере процесса описанные превращения
протекают одновременно в различных частях объема рудных зе-
рен. При этом каждая фаза образует пояс, охватывающий зерно
оксида. На поверхности зерна образуется металл, а в центре зер-
на сохраняется высший оксид.
Автокатализ процесса восстановления проявляется в том,
что скорость реакции в кинетической области (когда лимитиру-
ющей стадией является скорость химической реакции) изменяет-
ся во времени по кривой (рис. 4.9).
78
Рис. 4.9. Изменение скорости автока-
талитической реакции во времени
(при постоянной температуре)
В начальный период (7), на-
зываемый индукционным, ви-
димого течения реакции не на-
блюдается. Это объясняется
небольшим числом активных
Время
центров на поверхности оксида (рис. 4.10, а), на которых адсор-
бируются молекулы газа-восстановителя, и трудностями возник-
новения зародышей новой фазы.
С ростом числа зародышей новой фазы и увеличением реак-
ционной поверхности (рис. 4.10, б) скорость реакции резко воз-
растает (2 период, см. рис. 4.9). При этом химическая реакция ус-
коряется под влиянием катализатора - свежевосстановленного
железа, а иногда оксидов железа. При слиянии отдельных по-
верхностей раздела фаз в одну (рис. 4.10, в), которая по ходу про-
цесса уменьшается в размерах, происходит постепенное сниже-
ние скорости реакции (период 3 на рис. 4.9).
На основе адсорбционно-автокаталитической теории объяс-
няется значительное понижение скорости восстановления окси-
дов железа даже при незначительном содержании в газовой фа-
зе СО2 и Н2О, когда фактические отношения СО:СО2 и Н2:Н2О
намного превышают равновесные значения. Молекулы СО2 и
особенно Н2О, обладающие более высокой адсорбционной спо-
собностью к оксидам железа, нежели молекулы СО и Н2, даже
при невысокой концентрации блокируют активные центры на
реакционной поверхности, препятствуют адсорбции Н2 и СО и
затрудняют тем самым процесс восстановления.
В том случае, когда присутствует только один газ-восстано-
витель В, на активных участках (центрах) восстанавливаемого
оксида адсорбируются лишь его молекулы. Так как адсорбция
протекает достаточно быстро, то скорость восстановления в на-
чальный период пропорциональна количеству адсорбированных
Рис. 4.10. Схема последова-
тельности автокаталити-
ческой реакции по пе-
риодам: а — индукции,
б — автокатализа, в — ус-
редненного фронта.
/ — активные центры; 2 — по-
верхности раздела между фазами
79
молекул В. Оценивая последнее с помощью изотермы адсорб-
ции, можно записать для скорости реакции восстановления сле-
дующее выражение:
(4.32)
где Рв - парциальное давление газа-восстановителя, b - коэффи-
циент, зависящий от числа активных центров и свойств вещест-
ва (в том числе от энергии адсорбции).
Значение коэффициента b приближенно может быть опре-
делено из уравнения
b ~ ехр
(4.33)
где X - теплота адсорбции (тепловой эффект).
Когда значение К достаточно велико, то нельзя пренебрегать
величиной Ь Рц в знаменателе уравнения (4.32) даже при сравни-
тельно низких давлениях.
В присутствии продуктов реакции СО2 и Н2О в газовой фазе
находятся два вида молекул - В и ВО, каждая из которых в зави-
симости от теплоты адсорбции, а следовательно, от величины
коэффициента Ь, по-разному адсорбируется на поверхности ок-
сида. Количество адсорбированного газа-восстановителя при
этом уменьшается, в соответствии с чем уменьшается и скорость
реакции:
Вследствие большой поляризуемости и деформируемости
молекул ВО (СО2 и Н2О) по сравнению с В (СО и Н2), адсор-
бируемость первых превышает таковую для вторых, поэтому
Ь' > Ь. Молекулы ВО захватывают большее число активных цен-
тров поверхности, вытесняют с нее молекулы В и понижают
скорость восстановления оксидов.
Из рис. 4.5 видно, что восстановительная способность водо-
рода и монооксида углерода разная. До 810 °C монооксид угле-
рода как бы лучше восстанавливает оксиды железа, чем водо-
род, а при температуре выше 810 °C, наоборот. Но это различие
80
Рис. 4.11. Степень восстановления
магнитного железняка монооксидом
углерода и водородом
относится к равновесным со-
ставам газовых смесей и сви-
детельствует лишь о том, что
до 810 °C в равновесной смеси
СО и СО2 допустимо большее
содержание СО2, чем Н2О в
смеси Н2 и Н2О. Поскольку
500	700	900	1100
Температура, °C
равновесные составы не определяют скорости восстановления,
то по рис. 4.5 нельзя увидеть, какой из двух газов восстанавлива-
ет быстрее.
Согласно многим опытным данным, водород по отношению
к оксидам железа - более энергичный восстановитель, чем
СО, не только при высоких, но и при низких температурах. На
рис. 4.11 по данным И. А. Соколова приведена степень восстанов-
ления магнитного железняка в зернах размером 1,5 мм при различ-
ной температуре монооксидом углерода и водородом за 10 мин.
На рис. 4.12 показано сравнительное количество восстановлен-
ного железа при воздействии СО и Н2 на мелкие зерна магнетита
при различных температурах. Несмотря на то, что температура
восстановления водородом гораздо ниже, чем монооксидом угле-
рода, степень восстановления водородом, например при 500 °C,
оказывается выше, чем монооксидом углерода при 900 °C.
Время, мин
Рис. 4.12. Восстановление мелких зерен магнетита водородом (а) и моноокси-
дом углерода (б) при различных температурах (цифры на кривых) по данным
И. А. Соколова
81
Время восстановления, мин
Рис. 4.13. Влияние концентрации во-
дорода на степень восстановления
оксидов железа при температуре
600 °C газовой смесью (см. табл. 4.1)
Из рис. 4.13 видно влияние
добавок водорода на степень
восстановления оксидов же-
леза газом, сходным по со-
ставу с доменным, за одина-
ковое время. Даже небольшие добавки водорода резко повыша-
ют степень восстановления оксидов железа (табл. 4.1).
Более высокая скорость восстановления водородом по срав-
нению с монооксидом углерода объясняется не только более вы-
соким значением коэффициента диффузии, который в любых
бинарных смесях в 3-4 раза больше, чем в монооксиде углерода,
но и лучшей адсорбируемостью водорода и большим числом уда-
ров молекул водорода о поверхность восстанавливаемого оксида
в связи с большей длиной свободного пробега молекул водорода,
чем монооксида углерода (табл. 4.2).
Значительное улучшение восстановления при увеличении со-
держания водорода в доменном газе подтверждается работой до-
менных печей с применением водородсодержащих добавок (ис-
пользование увлажненного дутья, подача в горн печи природно-
го и коксового газа, мазута). Подробнее об этом будет сказано
ниже.
Скорость реакции восстановления зависит не только от ско-
рости кристаллохимического превращения на реакционной по-
верхности (оксида), но и от подвода за счет диффузии газа-вос-
становителя (С и Н2) к реакционной зоне и отвода продуктов ре-
акции СО2 и Н2О в газовую среду. В куске или слое рудного ма-
териала образующийся наружный слой восстановленного метал-
ла или низшего оксида оказывает существенное влияние на ско-
рость диффузии В и ВО. Чем больше толщина этого слоя, тем в
большей степени затруднена диффузия.
Температура по-разному влияет на константу скорости хими-
ческой реакции и на коэффициент диффузии. Согласно уравне-
нию Аррениуса, константа скорости химической реакции зави-
сит от температуры экспоненциально:
Е
Kv= Ае лт,
(4.35)
82
Таблица 4.1
Состав газовых смесей (к рис. 4.13)
Кривая (рис. 4.13)	Состав газовой смеси, об. %		
	н2	СО	n2
1	0,00	39,20	60,80
2	0,90	41,60	57,50
3	1,90	39,50	58,60
4	4,15	39,00	56,85
Таблица 4.2
Коэффициенты диффузии (D, см2/^ и длины свободного пробега молекул
(А, см) в бинарных газовых смесях при Р = 98,07 кПа
Темпера- тура, °C	co + n2		h2+n2		Н2 + Н2О		СО + СО2	
	D	Х-1(Г»	D	1-кг5	D	хкг5	D	А.10-5
500	1,09	2,64	3,68	3,34	4,62	3,57	0,95	2,63
700	1,65	3,58	5,51	4,44	6,91	4,76	1,51	3,71
900	2,30	4,52	7,64	5,62	9,58	6,01	2,20	4,91
1100	3,05	5,53	10,06	6,84	12,62	7,32	3,01	6,22
а коэффициент диффузии зависит от температуры следующим
образом:
D = D0T",
(4.36)
где Е - энергия активации (величина, определяющая минималь-
ный запас энергии в частицах, необходимый для начала реак-
ции); е - основание натурального логарифма; R - газовая посто-
янная; Т - температура; п - постоянная величина, равная 1,5-2,0;
А - предэкспоненциальный множитель; Do - постоянная.
С повышением температуры константа скорости реакции Kv
возрастает в большей степени, чем коэффициент диффузии, т. е.
лимитирующим процессом становится диффузия. Следовательно,
иногда процесс, находящийся в кинетической области при низких
температурах, при возрастании температуры может перейти в
диффузионную область (рис. 4.14). Диффузия может быть внут-
ренняя и внешняя. При внутренней диффузии имеет место движе-
ние ионов или восстановительного газа и газообразных продук-
тов реакций восстановления через слой исходного или восстанов-
ленного твердого вещества, зависящее от свойств твердых ве-
ществ (исходных оксидов или продуктов реакции). Скорость это-
го этапа восстановительного процесса зависит от соотношения
83
Рис. 4.14. Изменение константы скоро-
сти реакции Kv (7) и коэффициента
диффузии D (2) от температуры
между диаметром мельчайших
каналов, образуемых порами ис-
ходного материала и восстанов-
ленного вещества, и длиной сво-
бодного пробега молекул, а так-
же от физического взаимодей-
ствия между молекулами газа и
поверхностями пор и каналов.
В микроскопических порах, когда молекулы газа чаще уда-
ряются о стенки пор, чем между собой, т. е. когда диаметр пор
меньше длины свободного пробега молекул, диффузия газов на-
зывается Кнудсеновской диффузией.
В кинетической области в связи с низкой скоростью реакции
процесс протекает по всей массе внутри слоя или куска рудного
материала. При увеличении размеров кусков рудного материала
и уменьшении скорости газового потока затруднены процессы
подвода газа-восстановителя к реакционной поверхности и от-
вод от нее продуктов реакции. Восстановление переходит в диф-
фузионную область, где скорость реакции в сравнении с коэф-
фициентом диффузии возрастает настолько, что процесс проте-
кает по мере подвода газа-восстановителя и отвода продуктов
реакции, т. е. фронтально.
В реальных условиях доменной печи до температур 900-
1000 °C процесс лимитируется кинетическим звеном. Выше ука-
занных температур лимитирующим звеном становится диффу-
зия, затрудняемая непрерывно утолщающимся слоем восстанов-
ленного железа и начинающимся спеканием, которое снижает
пористость рудного материала.
Восстановление большинства рудных материалов, содержа-
щих железо в виде Fe2O3, в доменной печи начинается примерно с
температуры 330 °C, а рудного материала, содержащего Fe3O4, -
при более высоких температурах. Из-за сравнительно низких
температур скорость восстановления указанных оксидов железа
довольно невелика. Процесс восстановления, как указано выше,
развивается в соответствии с принципом последовательности
превращений, сформулированным А. А. Байковым. При этом не-
обходимо иметь в виду, что по мере развития восстановительных
процессов в доменной печи рудные материалы непрерывно опус-
84
Рис. 4.15. Последовательность превраще-
ний оксидов железа в процессе их восста-
новления по высоте печи
Уровень засыпи
Р^Оз —* РезОд
БезОд—>FeO
FeO —* Fe
железа в до-
Fe3O4 -> FeO FeMeT.
каются вниз и довольно быстро по-
падают на горизонты, где темпера-
тура выше 570 °C. Таким образом,
вероятность получения железа из
Fe3O4 по реакциям (4.6) или (4.21) в
доменной печи невелика. Если их
развитие имеет место в доменной
печи, то в очень ограниченных
масштабах. Наиболее вероятной
схемой превращений при восстановлении оксидов
менных печах будет схема, рассмотренная выше (см. уравне-
ния 4.5-4.8, а также 4.20-4.23), т. е. Fe2O3
Высшие оксиды Fe2O3 и Fe3O4 восстанавливаются сравни-
тельно легко при относительно невысоких температурах моно-
оксидом углерода или водородом в верхних горизонтах домен-
ной печи. Частично в верхних зонах печи восстанавливается и
моноооксид железа по реакциям (4.8) и (4.23).
Таким образом, доменную печь по высоте можно условно
разделить на три зоны, в которых оксиды железа в процессе вос-
становления постепенно переходят один в другой, как это пока-
зано на рис. 4.15.
Подобные зоны имеют место и в отдельных кусках рудных
материалов (рис. 4.16), когда восстановление совершается после-
довательно от высших оксидов к низшим, т. е. до завершения од-
ной ступени восстановления начинается другая. Процесс проте-
кает снаружи в глубь куска, и каждая новая восстановленная фа-
за образует зону, окружающую состоящую из более окисленной
фазы остальную часть куска.
На поверхности куска начина-
ется восстановление Fe2O3 в
Fe3O4, образуется слой Fe3O4,
а реакционная поверхность
(7, см. рис. 4.16), на которой
происходят реакции (4.5) и
Fe
FeO
Рис. 4.16. Изменение состава куска
железорудного материала в процессе
восстановления (пояснения в тексте)
85
Рис. 4.17. Последовательность превращения ок-
сидов железа в доменной печи в процессе восста-
новления.
1 — зона восстановления Р^Оз в РезО4; 2 — зона восстановле-
ния РезО4 в FeO; 3 — зона восстановления FeO в Fe
(4.20), уходит внутрь куска. На поверх-
ности его начинается восстановление
Fe3O4 в FeO и появляется слой FeO. По-
верхность (2, см. рис. 4.16), на которой
протекают реакции (4.7) и (4.22), также
уходит во внутренние части куска. На
поверхности начинается восстановление
монооксида железа FeO в железо и появ-
ляется слой железа. Поверхность (5, см.
рис. 4.16), на которой происходит про-
цесс (4.8) и (4.23), также уходит вслед за
первыми двумя во внутренние части кус-
ка рудного материала. Постепенно об-
ласти РегОз, а затем РеэО4 и FeO в куске
рудного материала исчезают, а слой восстановленного железа
растет, пока не займет весь кусок. В связи со сказанным четких
границ зон восстановления Fe^ в РезО4, РезО4 в FeO и FeO в Fe в
печи, как это показано на рис. 4.15, выделить нельзя. Эти зоны
как-то перекрывают друг друга, в связи с чем более вероятной ка-
жется картина, представленная на рис. 4.17. Отсюда следует, что
при загрузке в доменную печь слишком крупных кусков железо-
рудного материала с особенно низкой восстановимостью до при-
хода их в зону высоких температур может не успеть восстановить-
ся не только значительная часть FeO, но даже РвзО4 и Fe2O3. Это
будет сопровождаться повышением степени прямого восстанов-
ления и расхода тепла (кокса). Поэтому размеры кусков рудного
материала и его восстановимость должны быть оптимальными.
В верхней части монооксидом углерода и водородом восстанав-
ливается, как показано выше, только часть монооксида железа.
Другая его часть восстанавливается в нижних зонах печи при вы-
соких температурах углеродом кокса (реакция (4.27)). Таким обра-
зом, доменную печь по высоте можно разделить на две зоны: верх-
нюю, в которой протекают процессы восстановления моноокси-
дом углерода и водородом, называемые процессами косвенного
восстановления, и нижнюю, где восстановителем является угле-
род кокса. Процесс восстановления оксидов железа углеродом по-
лучил название прямого восстановления.
86
Рис. 4.18. Схема контакта монооксида железа с
углеродом кокса
Fe
FeO
С заметной скоростью прямое вое-	с S'
становление начинает протекать при ---------
температурах 900-1000 °C, когда реаги-
рующие компоненты находятся еще в твердом состоянии.
Представить непосредственное взаимодействие твердых ве-
ществ (кокса и рудного материала) весьма трудно, прежде все-
го из-за ограниченности поверхности их контакта. Шарообраз-
ные частицы, как известно, контактируют друг с другом в точ-
ке. Реальные куски шихтовых материалов по форме отлича-
ются от шаров. Однако поверхность их контакта также весьма
ограниченна. Более того, с началом взаимодействия реагиру-
ющие вещества оказываются разделенными продуктами реак-
ции - железом (рис. 4.18).
При более высоких температурах (выше 1150 °C) FeO мо-
жет оказаться в шлаке в жидком виде. Казалось бы, поверх-
ность контакта в этом случае значительно возрастает. Одна-
ко образующиеся в первый момент взаимодействия (4.27) пу-
зырьки СО разделят взаимодействующие вещества. Таким
образом, непосредственное взаимодействие монооксида же-
леза с углеродом кокса в процессе прямого восстановления
вряд ли получает широкое развитие. Но прямое восстановле-
ние в доменных печах все же имеет место и происходит как
при наличии жидких фаз, так и при их отсутствии (при темпе-
ратурах ниже 1150 °C). Посредником в этом процессе являет-
ся монооксид углерода СО, который отнимает кислород у мо-
нооксида железа FeO и передает его углероду, т. е. по рассмо-
тренной ранее схеме (см. рис. 4.6). По мере опускания желе-
зорудных материалов они постепенно восстанавливаются и
нагреваются. При температуре около 700 °C диоксид углеро-
да СО2, образующийся в результате косвенного восстановле-
ния, начинает взаимодействовать с углеродом (реакция (4.28)).
Скорость этой реакции по мере опускания материалов в зоны
все более высоких температур постепенно возрастает. И при
определенных температурах (около 1000-1100 °C) количест-
во диоксида углерода, образующегося по реакции (4.28), пол-
ностью успевает израсходоваться по реакции газификации.
Так, в интервале температур 700-1100 °C косвенное восста-
новление оксидов железа переходит в прямое. Таким обра-
зом, доменную печь можно условно разделить по высоте на
87
Рис. 4.19. Расположение в доменной печи зон ко-
свенного (/), смешанного (2) и прямого (3) вос-
становления
три зоны: косвенного, смешанного и
прямого восстановления (рис. 4.19).
В последнее время высказывают
мнение, что зона смешанного восста-
новления занимает всю нижнюю часть
печи. Для простоты можно производить
деление печи на две зоны: косвенного
(вверху печи) и прямого (внизу печи)
восстановления.
За счет процессов косвенного и
прямого восстановления восстанавлива-
ется почти все железо - степень перехо-
да его в чугун (T|Fe) составляет 99,2-99,9
%. Только 0,1-0,8 % железа остается не-
восстановленным и в виде FeO перехо-
дит в шлак. Количество FeO в шлаке
обычно 0,3-0,7 %.
Прямое восстановление оксидов железа идет с затратами
тепла (см. уравнение (4.28)). Поэтому повышение температур
способствует более полному восстановлению железа и меньше-
му его переходу в шлак. При выплавке чугунов с пониженным
содержанием кремния, когда нагрев печи невелик, при высоком
выходе шлака степень перехода железа в чугун может снижать-
ся до 99,2 %. В соответствии с этим меняется и количество не-
восстановленного железа, переходящего в шлак, а следователь-
но, и содержание монооксида железа в шлаке. Небольшие изме-
нения степени восстановления железа при разном нагреве печи
приводят к вариациям содержания FeO в шлаке в несколько раз.
При малых содержаниях FeO шлак светлый, с увеличением со-
держания FeO он становится зеленым, а затем темно-зеленым и
даже черным. Таким образом, темная окраска шлака свидетель-
ствует о низком нагреве печи, а светлая - говорит о ее высоком
нагреве.
Как будет показано ниже, от соотношения степеней развития
косвенного и прямого восстановления существенно зависит
удельный расход кокса. Ранее упоминалось, что прямое восста-
новление идет не только с поглощением тепла, но и с расходова-
нием углерода. Поэтому технологи-доменщики стремятся раз-
88
личными методами снижать развитие прямого восстановления
оксидов железа за счет косвенного. Вопрос оптимального соот-
ношения между степенями прямого и косвенного восстановле-
ния не является, однако, столь очевидным и однозначным. Име-
ются факторы, которые влияют на развитие косвенного восста-
новления и снижение развития прямого восстановления оксидов
железа в печи, использование которых при ведении доменного
процесса позволяет улучшать показатели работы печей.
4.6. РОЛЬ ПРЯМОГО И КОСВЕННОГО ВОССТАНОВЛЕНИЯ
ЖЕЛЕЗА В ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ
Как показано ранее, косвенное восстановление железа от
прямого отличается тем, что на первое углерод непосредствен-
но не затрачивается, а восстановителем является монооксид
углерода СО. На прямое восстановление затрачивается угле-
род (CnBFe), количество которого можно определить из реакции
FeO + С = Fe + СО - 152,190 МДж:
12
CneFe = 77 FenB, кг/'г железа,	(4.37)
JO
где FenB - количество железа, восстановленного прямым путем,
кг/т чугуна.
CnBFe «214 кг/т железа. Кроме того, прямое восстановление со-
провождается значительными затратами тепла (2,718 МДж/1 кг
железа). В тепловом балансе плавки количество тепла на пря-
мое восстановление оксидов железа
<7.1ВРе = Спв1е Репв, МДж/т чугуна,
(4.38)
где CnBFe - затраты тепла на прямое восстановление 1 кг железа.
При прямом восстановлении оксидов железа образуется СО
в количестве
22 4
VCOllBFe = ~£~ Fenu> м /т чугуна.
DO
(4.39)
Этот газ входит в состав колошникового газа и, уходя из пе-
чи, уносит тепло в количестве
^'кгпвРс = VconBFe<coKrA, МДж/т чугуна.	(4.40)
89
Таким образом, прямое восстановление железа требует сжи-
гания на фурмах дополнительного количества углерода
(п  22>4 t V
xJireFe gy- ^СОкг ’	1*"^пв
АСф = А---------22---------'----, кг/т чугуна, (4.41)
Яс
где qc - теплоотдача углерода, сгорающего у фурм,
Яс ~~ Crop ^д'Сд'^д — ^кг‘^кг'^к» МДж/кг Сф, (4.42)
где 2гоР - теплота горения углерода кокса; Уд, сд, гд - объем, теп-
лоемкость и температура дутья; VKr, скг, /к - то же части колош-
никового газа (продуктов горения кокса).
Дополнительный расход кокса, связанный с прямым восста-
новлением железа, равен
АСф + Спвре
АЛ =-----—------, кг/т чугуна,	(4.43)
где Ск - содержание углерода в коксе.
Процессы косвенного восстановления протекают с неболь-
шими тепловыми эффектами, которые можно не учитывать
(это не вызовет большой погрешности при выполнении расче-
тов). Косвенное восстановление протекает при умеренных тем-
пературах в верхней и средней зонах печи, а прямое происходит
при высоких температурах в нижней части печи. Поэтому пря-
мое восстановление в отличие от косвенного оказывает непо-
средственное влияние на удельный расход кокса. Чем меньше
развито косвенное восстановление и больше прямое, тем боль-
ше удельный расход кокса и, следовательно, дороже чугун. В
связи с этим вполне закономерно стремление всемерно увеличи-
вать развитие косвенного восстановления и уменьшать развитие
прямого восстановления.
Для оценки соотношения развития этих процессов использу-
ются различные показатели. Чаще всего применяют два: индекс
косвенного восстановления (/?,) и степень прямого восстановле-
ния (гД
Индекс косвенного восстановления - это отношение коли-
чества кислорода, отнятого от оксидов железа в процессе ко-
свенного восстановления, к количеству кислорода, отнятого
90
от оксидов железа в процессе прямого и косвенного восста-
новления:
R. = —22кв—100 %	(4.44)
^2кв + ^2пв
Степень прямого восстановления - это отношение количест-
ва железа, восстановленного прямым способом, ко всему восста-
новленному железу (как за счет прямого, так и за счет косвенно-
го восстановления). Этот показатель выражается чаще всего в
долях единицы:
I
доли ед.
(4.45)
Оба показателя связаны между собой. Если бы в рудных ма-
териалах железо находилось только в виде оксида FeO, то эта
связь была бы очень простой:
rd = 1 - 0,01 Rj или Rj = (1 - rJlOO.
(4.46)
Однако в железорудных материалах железо почти никогда не
бывает только в виде FeO. Поэтому указанная связь несколько
сложнее. Для рудных материалов, содержащих Fe2O3, она пред-
ставлена на рис. 4.20. Если /?, равно 100 %, то прямым путем вос-
станавливать нечего, поскольку все железо будет восстановлено
косвенным путем и rd будет равно нулю. Если R{ = 33,3 %, то Fe^
превращается в FeO и в этом случае можно все железо получить
путем прямого восстановления, т. е.
при таких условиях rd = 1. При боль-
ших значениях R, значения rd мень-
ше единицы, а их зависимость мож-
но выразить уравнением прямой
rd = А - B-R{.	(4.47)
Как показано выше, при Я,- =
= 33,3 % значение rd = 1, а при /?,• =
Рис. 4.20. Зависимость значения rd от вели-
чины Rt для рудных материалов, содержа-
1
91
= 100 % степень прямого восстановления rd = 0. Используя урав-
нение (4.47), можно получить численные значения коэффициен-
тов: А = 1,5; В = 0,015.
В результате выполненных расчетов уравнение (4.47) преоб-
разуется:
rd = 1,5-0,015/?,, или rd= 1,5(1-0,01/?,).	(4.48)
ч
Для рудных материалов, содержащих железо в виде Fe3O4,
рассматриваемая зависимость представлена на рис. 4.21. В этом
случае при /?, = 100 % значение rd = 0, а при /?, = 25 % rd = 1,0.
Тогда значения коэффициентов из уравнения (4.47) следующие:
А = 1,33; В = 0,0133. Рассматриваемая зависимость приобретает
вид .
rd= 1,33(1-0,01/?,).	(4.49)
* .
Поскольку очень часто рудные материалы содержат оба ок-
сида Fe2O3 и Fe3O4, то эта зависимость в общем виде следующая:
rd = £>(1-0,01/?,).	(4.50)
Коэффициент D зависит от степени окисленности материа-
ла.
Обычно степень окисленности рудных материалов выража-
ют соотношением Реоб1Ц:Ре2+, где Fe2+ - двухвалентное железо,
т. е. железо в виде FeO, a Ре^щ - общее содержание железа в руд-
ном материале.
Для руд, содержащих Fe2O3, эта величина равна бесконечно-
сти или очень велика (при малом содержании FeO). Для руд, со-
держащих Fe3O4, она равна трем. Как известно, при отношении
Feo6ut:Fe2+ = 3-3,5 руды считаются
rd	 1	 	 0	!	 25	100 R„%	магнетитами, при значении этого отношения 3,5-7,0 - полумартита- ми и при значении более 7,0 - мар- титами. Однако пользоваться этим по- казателем неудобно, вследствие того что при больших степенях Рис. 4.21. Зависимость степени прямого восстановления железа (rd) от значения R, для материалов, содержащих Fe3O4
92
окисленности его численное значение стремится к бесконечнос-
ти. Гораздо удобнее для оценки окисленности рудного сырья ис-
пользовать показатель, предложенный А. Н. Раммом:
= Fe2+:Feo6ur
(4.51)
Для руд, содержащих Fe2O3, он равен нулю, а для руд, содер-
жащих Fe3O4, - 0,333. В этом случае к магнитным железнякам
можно отнести руды, в которых £2Fe = 0,333-0,286, к полумарти-
там - QFe = 0,286-0,143 и к мартитам - OFc < 0,143. Зависимость
D от QFe можно представить графически (рис. 4.22) и уравнени-
ем общего вида
D = L - М QFe.
(4.52)
После решения системы двух линейных уравнений при усло-
вии £2Fe = 0, D = 1,5, а также fiFe = 0,333, D = 1,33 значения коэф-
фициентов в уравнении (4.52) будут таковы: L = 1,5; М = 0,515. В
результате уравнение (4.52) принимает вид
D= 1,5-0,515 OFe.
(4.53)
Таким образом, с учетом зависимости (4.53) уравнение (4.50)
будет иметь следующий вид:
rd = (1,5 - 0,515 QFe)( 1 - 0,01/?Д
(4.54)
В заключение следует еще раз подчеркнуть, что, как показы-
вает уравнение (4.54), чем больше значение Rh тем меньше сте-
пень прямого восстановления - rd. Одним из важнейших путей
снижения удельного расхода кокса является увеличение значе-
ния Rh т. е. всемерное увеличение степени развития процессов
косвенного восстановления.
На основании указанных соображений в свое время извест-
ный французский металлург
Грюнер выдвинул принцип D
идеальной работы доменных
печей, согласно которому
все железо в них должно вос-
станавливаться только кос-
Рис. 4.22. Зависимость значения ко-
эффициента D от величины показа-
теля окисленности железа QFc
93
венным путем. В этом случае, по мнению Грюнера, доменные
печи будут работать наиболее экономично.
Однако, оценивая процессы косвенного и прямого восстанов-
ления, Грюнер учитывал только положительные стороны пер-
вого и отрицательные - второго восстановления. При этом упу-
скалось из виду то обстоятельство, что у прямого восстановле-
ния есть и положительные стороны, как и у косвенного - отри-
цательные.
Положительным моментом прямого восстановления, в част-
ности, являются сравнительно небольшие затраты восстанови-
теля. Как было показано выше, расход углерода при этом со-
ставляет примерно 0,214 кг на 1 кг железа, восстанавливаемого
прямым путем.
При косвенном варианте необходимо иметь гораздо больше
восстановителя. Для осуществления косвенного восстановления
необходим монооксид углерода СО, который образуется при го-
рении углерода кокса. Поскольку для косвенного восстановления
необходим избыток СО, то нужно сжечь много углерода. Приве-
денные выше уравнения (4.7) и (4.8) отражают это положение,
так как коэффициенты тип имеют значения больше единицы.
Чтобы восстановить все Fe3O4 до FeO, необходимо иметь из-
быток восстановителя (СО). При достаточно большом избытке
возможно весь оксид Fe3O4 восстановить до FeO (см. реакцию
(4.7)).
Минимальное количество СО должно быть таким, чтобы со-
отношение СО2 : СО в газовой фазе после завершения реакции
(4.7) соответствовало следующему:
m-Ц СО,»
1 "со2Р|’
(4.55)
где СОрр CO2F - равновесные концентрации соответствующих
газов для реакции (4.7) при данной температуре.
Из этого выражения следует, что значение т должно быть
СОР
т>1 + —
СО2,»
(4.56)
Для конкретных температур значения тип были найдены
ранее.
94
Аналогично можно найти и значение п для реакции (4.8):
п > 1+
С<\
СО2д
(4.57)
Таким образом, для развития косвенного восстановления не-
обходимо иметь избыток СОКВ. В доменной печи монооксид уг-
лерода образуется при горении кокса у фурм - СОф и при пря-
мом восстановлении оксидов железа и примесей (COnBFc и СОгап).
Чтобы оксиды железа восстанавливались полностью по реакци-
ям косвенного восстановления, необходимо выполнение следую-
щего условия:
СОф + CO„BFc + СОПВП
>00™
ло
(4.58)
Это означает, что в доменной печи должно образовываться
СО не меньше, чем его требуется для косвенного восстановле-
ния железа.
Если обе части неравенства (4.58) разделить на 22,4 и умно-
жить на 12 (молекулярная масса углерода), то условие (4.58) в пе-
ресчете на углерод выглядит следующим образом:
Сф + Сторе + CnBn > Скв.	(4.59)
Таким образом, количество углерода, превращаемого в до-
менной печи в СО (при горении кокса, прямом восстановлении
железа и примесей), должно быть не меньше того количества,
которое необходимо, чтобы получить СО для косвенного вос-
становления.
Три из величин уравнения (4.59) - Сф, С^ре, Скв - это функция
степени прямого восстановления (rd), а величина Спвп не зависит
от ее значения. Она постоянна и определяется составом чугуна:
212	12	512	12
Спвп =	+ тНМп] + ^[Р] +	+ ...=ВЪ (4.60)
wO	00	О 1
где [Si], [Мп]... - содержание соответствующих элементов в чу-
гуне, кг/т чугуна; (S) - содержание серы в шлаке, кг/кг шлака;
U - выход шлака, кг/т чугуна.
На графике (рис. 4.23) показана зависимость расхода углеро-
да на горение, прямое восстановление железа и примесей, а так-
же расхода углерода на косвенное восстановление от степени
95
Рис. 4.23. Зависимость расхода углерода на косвенное (Схв), прямое восстанов-
ление железа (C„Bft) и примесей (Спвп) для получения тепла (Сф) от степени раз-
вития прямого восстановления (rd)
прямого восстановления (rd). Величина Вх (уравнение 4.60) пред-
ставлена на этом графике прямой линией, параллельной оси аб-
сцисс.
Зависимость CnBFe от степени прямого восстановления имеет
следующий вид:
пвРе
^T-[Fe]rrf = Ax-rd.
(4.61)
Просуммировав CnBFe и Стоп, получим уравнение прямой линии
{-"nsFe + ^-"пвл "1 +
(4.62)
Зависимость количества углерода, сгорающего у фурм (Сф),
от значения степени прямого восстановления может быть найде-
на на основе теплового баланса, который, как будет показано
ниже, может быть записан в виде уравнения из двух слагаемых:
(4.63)
96
где <7ПВП - расход тепла на восстановление примесей чугуна; <?рк -
расход тепла на разложение карбонатов; q4 — количество тепла,
уносимого чугуном; qKB - теплота реакций косвенного восстанов-
ления; СпвРе - тепловой эффект реакции прямого восстановле-
ния; Crop - тепловой эффект горения углерода кокса; Уд - коли-
чество дутья; сд - теплоемкость дутья; гд - температура дутья.
Первое слагаемое не зависит от степени прямого восстанов-
ления и может быть обозначено постоянной величиной А2. Вто-
рое слагаемое записывается как произведение B2-rd, где
Graft lFe]
О +V с t
Vrop ГД еД *д
В этом случае можно записать
Сф = А2 + B2rd.
(4.64)
(4.65)
Сумма Сф + Спвп + CnBFe может быть представлена в следую-
щем виде:
Сф + Спвп + Спвре — j?, + Ai‘fd + А2 + B2rd.
(4.66)
Обозначив сумму членов, независимых от rd, через А = Вх +
+ А2, а сумму коэффициентов при rd - переменной В = Ах + В2,
можно записать
(4.67)
Зависимость Скв = Дгd) имеет следующий вид:
12	12	12
Скв = ^[Fe](l - rd) = n-£[Fe] - ^[Fefo = A3 - B3rd, (4.68)
JO	JO	JO
12	12
где A3 =	[Fe]; B3 = ^[Fe].
jO	jO
Как видно из рис. 4.23, при rd < гАлт условие (4.58), а следова-
тельно, и (4.59) не выполняется, т. е. образующегося в доменной
печи СО при горении углерода у фурм при прямом восстановле-
нии оксидов железа и примесей недостаточно для косвенного
восстановления железа.
Полное же восстановление железа в доменной печи при ми-
нимальном расходе кокса возможно только при определенном
развитии прямого восстановления, соответствующего мини-
97
мальному значению степени прямого восстановления - г^т. При
этом условии образовавшегося в доменной печи монооксида уг-
лерода будет достаточно для косвенного восстановления. Это
положение впервые установил М. А. Павлов, показав тем самым
несправедливость принципа Грюнера.
Графическое отображение положений М. А. Павлова было
сделано А. Н. Раммом. Эта диаграмма (см. рис. 4.23) и носит его
имя.
Линия Скв справедлива лишь в том случае, когда в печь
не загружается сырой известняк. Если же он поступает в печь, то
необходимо дополнительное количество СО, чтобы образовать
с СО2, выделяющейся при разложении известняка, равновесную
газовую смесь. Количество СОри можно найти из приведенного
ниже уравнения для реакции РезО4 + СО = 3FeO + СО2:
СОрй 44 _ СОР1
И-СО2 22,4 С02„
ХМ	z	Хж j
Отсюда
СО о • 22,4
СОРИ =-----------
ри СО2/> -44
ИСО^,
м3/т чугуна,
(4.69)
где И - удельный расход известняка, кг/т чугуна; СО2и - содер-
жание диоксида углерода в известняке, доли ед.
Чтобы получить указанное количество СОрн, нужно затра-
тить углерод в количестве:
СО»	12
ри = И • со2и • — = В4, кг/т чугуна.
2Р
(4.70)
Эта величина не зависит от степени прямого восстановления.
В связи с этим соотношение (4.58) принимает вид
Ф
пвп
hbFc
кв
ри
(4.71)
Сумма Скв + Сри может быть представлена в виде уравнения
(4.72), которое отличается от (4.68) дополнительным членом В4:
Скв + СрИ = А3 - B3rd + В4 = (А3 + В4) - B3rd. (4.72)
98
Рис. 4.24. Зависимость С„ + и Сф + Спвп + от степени прямого восста-
новления
Рис. 4.25. Изменение С„и Сф +	+ СпвРе от степени прямого восстановления
железа при изменении выхода шлака, расхода известняка, температуры дутья
и других факторов
Графически условие (4.72) представлено на рис. 4.24.
Поскольку СрИ зависит от расхода известняка, то зависимость
(О® + СрИ) от степени прямого восстановления выражается семей-
ством параллельных линий. Чем больше расход известняка, тем
больше значение Рассматривая диаграмму А. Н. Рамма, следу-
ет иметь в виду, что Сф зависит не только от rd, но и от состава чу-
гуна, т. е. затрат тепла по статьям (^„щ,), выхода шлака (<7Ш), расхо-
да известняка (<7рк), тепловых потерь печи (q^), температуры дутья и
других статей теплового баланса. При изменении всех этих факто-
ров значение Сф также меняется. Эти изменения представлены се-
мейством параллельных линий (Сф + 0^ +	= flrd) на рис. 4.25.
Чем больше затраты тепла на разложение известняка, больше
потери тепла со шлаком, чем ниже температура дутья, тем выше
расположены линии Сф + Cmn + =f(rd) и, соответственно, тем
меньше значение гАлия. При работе печи на бедных рудах (при
большом выходе шлака) и, следовательно, большом значении <?ш,
больших тепловых потерях (qj и низкой температуре дутья усло-
вие (4.59) вполне может превратиться в следующее:
КВ’
когда C,mFe = 0. Это означает, что имеет место избыток СО за
счет Сф + Спвп, и принцип Грюнера справедлив.
99
При рассмотрении диаграммы Рамма следует учесть, что в
настоящее время в доменные печи вместе с дутьем подается при-
родный газ или другие топливные добавки, из которых образу-
ется дополнительное количество восстановительных газов СО и
Н2. В связи с этим потребность в С„ уменьшается или исчезает,
при этом принцип Грюнера также может оказаться справедли-
вым. Вообще-то он является частным случаем положения, вы-
сказанного М. А. Павловым об оптимальном развитии прямого
восстановления оксидов железа в доменных печах.
4.7. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА РАЗВИТИЕ КОСВЕННОГО
ВОССТАНОВЛЕНИЯ В ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ.
ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ВОССТАНОВИТЕЛЬНЫХ
ПРОЦЕССОВ
Восстановимость - это способность рудных материалов отда-
вать кислород оксидов железа, т. е. восстанавливаться. Процесс
восстановления развивается во времени. Поэтому существует
понятие скорости восстановления. Чем она выше, тем выше вос-
становимость и тем быстрее оксиды железа восстанавливаются.
Поскольку вначале восстановление идет косвенным путем, а за-
тем прямым, то чем выше восстановимость, тем больше К, и
меньше rd.
Скорость восстановления железа из оксидов, определяемая
количеством кислорода, отнятого восстановителем в единицу
времени, зависит от качества железорудных материалов (их вос-
становимости), температуры, при которой происходит восста-
новление скорости, состава газа-восстановителя и других факто-
ров. Влияние этих факторов на восстановимость железорудных
материалов объясняется на основе механизма и .кинетических
закономерностей восстановительного процесса.
Все факторы, влияющие на восстановимость рудных мате-
риалов и скорость косвенного восстановления их в доменной пе-
чи, можно разделить на три группы. К первой относятся факто-
ры связанные со свойствами самих железорудных материалов.
Первым фактором в этой группе является минералогический
тип рудного материала. Рудные материалы различных минера-
логических типов начинают восстанавливаться при различных
температурах. Бурые железняки - с 210 °C, красные - с 330 °C,
магнетиты - с 450 °C. Окисленные магнитные железняки начи-
нают восстанавливаться при более низких (чем 450 °C) темпера-
100
турах, мартиты - с 330 °C. При такой же примерно температуре
(330 °C) начинают восстанавливаться агломерат и окатыши.
Степень развития процессов косвенного восстановления ха-
рактеризуется степенью восстановления (ф), которая равна от-
ношению количества отнятого от оксидов железа в процессе ко-
свенного восстановления кислорода (t/o^) ко всему количеству
кислорода, связанного с железом в этих оксидах (до?), т. е.
?О2в
^о2
(4.73)
Поскольку в доменной печи восстановителями являются и
СО, и Н2, то степень восстановления представляется как сумма
степеней восстановления монооксидом углерода и водородом:
Ф = Фео + Фн2;	(4.74)
^О2в= ^со + ?огн2-	(4.75)
На основе закономерностей косвенного восстановления из-
менение степени восстановления по высоте “сухой зоны” пред-
ставляется в виде следующих уравнений:
Чог
^dh
Яо2
Iсои со Лсо Jco2
£Н2
Н2 н2 'н2о•
(4.76)

9
где фсо, фн2 - степени восстановления железа СО и Н2, доли ед.;
/р - поверхность кусков рудного материала в 1 м3 объема, м2/м3;
F - площадь поперечного сечения зоны, м2; h - текущая высота
рассматриваемого элемента зоны, м; Лхсо» ~ суммарные ко-
эффициенты скоростей указанных реакции восстановления,
м/(мин-атм); Pqq, Рсо2, Ль» Л12о - парциальные давления соответ-
ствующих газов в печной атмосфере, атм; Есо, ГН2, - равновес-
ные соотношения СО:СО2 и Н2:Н2О.
Если пренебречь диффузией газов в куске, то суммарная
константа скорости реакций процесса будет равна константе
скорости самой реакции:
£со
К^со = Кео = Kqcq е
(4.77)
101
£Н2
К1Н2 = Кн2= К0Нг е ,
где Косо, Кон? ~ константы; е - основание натурального логариф-
ма; Е - энергия активации реакций восстановления; Т- абсолют-
ная температура, К; R - газовая постоянная.
Эти уравнения соответствуют уравнению Вант Гоффа-Ар-
рениуса, в котором скорость реакции восстановления зависит от
температуры экспоненциально:
£
Ку=К0-е-Лг.	(4.78)
Причина более быстрого (легкого) восстановления бурых
железняков заключается в том, что оксид железа Fe2O3, образо-
вавшийся при разложении гидрооксидов (Fe2O3nH2O = РвгОэ +
+ пН2О), отличается большей химической активностью, чем
Fe2O3 красных железняков, мартитов, агломератов и окатышей.
Кроме того, бурые железняки и сидериты в результате диссоци-
ации гидрооксидов и карбонатов с выделением Н2О и СО2 стано-
вятся пористыми, что облегчает подвод газа-восстановителя к
реакционной поверхности и отвод продуктов восстановления из
реакционной зоны. В связи с этим энергия активации процессов
восстановления Fe2O3, полученного из бурых железняков, ниже,
чем процесса восстановления гематита. Это значит, что Кус0 и
Kjh2 приобретают заметные значения при меньших температу-
рах. Энергия активации процесса
восстановления Fe3O4 больше, чем
процесса восстановления Ре^з.
Таким образом, начало косвен-
ного восстановления определяется
минералогическим типом железо-
рудного сырья. В связи с этим высо-
та зоны косвенного восстановления
различна (рис. 4.26). Наибольшая
она при работе печи на бурых желез-
Рис. 4.26. Высота зоны косвенного восста-
новления при работе печи на бурых (бж),
красных (кж) и магнитных (мж) железняках.
НКВ, ККВ, НПВ — начало и конец косвен-
ного и начало прямого восстановления соот-
ветственно
102
пяках, наименьшая - при работе на магнетитах. Красные желез-
няки, мартиты, агломераты и окатыши дают ее промежуточное
значение.
Так как материалы в доменной печи опускаются с опреде-
ленной скоростью, то зону косвенного восстановления они про-
ходят за время
(4.79)
где Лкв - высота зоны косвенного восстановления, wM - скорость
движения материалов в зоне (обычно в пределах 60-80 мм/мин).
При плавке бурых железняков это время больше, а при плав-
ке красных и магнитных железняков, а также агломератов и
окатышей - меньше. Минимально оно при использовании в до-
менной плавке магнитных железняков.
Количество кислорода, отнятого от оксидов железа при кос-
венном восстановлении, можно представить в виде уравнения
^2кв= wb'Tkb,	(4.80)
где wB - скорость восстановления, кг Ог/мин.
При прочих равных условиях индекс косвенного восстанов-
ления при плавке бурых железняков наибольший, магнит-
ных железняков - наименьший. При плавке остальных рудных
материалов он имеет промежуточное значение.
Вторым фактором, влияющим на восстановимость рудных
материалов, является содержание в них железа. Чем больше
железа в рудном материале, тем меньше в нем пустой породы,
основным компонентом которой является SiO2. Диоксид крем-
ния взаимодействует с монооксидом железа, образующегося в
процессе восстановления, с образованием силиката железа -
фаялита:
SiO2 + 2FeO = Fe^iC^ + 47,311 МДж.	(4.81)
Фаялит весьма прочен и восстанавливается только прямым
путем:
Fe2SiO4 + 2С = 2Fe + SiO2 + 2СО - 351,691 МДж. (4.82)
Этот процесс сопровождается большими затратами тепла,
которые больше, чем при прямом восстановлении монооксида
юз
железа, из-за необходимости затрат энергии на разрушение фа-
ялита:
Fe2SiO4 = 2FeO + SiO2 - 47,311 МДж,
2FeO + 2С = 2Fe + 2СО - (2-152,190 МДж),
Fe2SiO4 + 2С = 2Fe + SiO2 + 2CO - 351,691 МДж. (4.83)
Так, если руда содержит 50,7 % Fe (72,75 % Fe^) и 27,25 % SiO2,
то при плавке такой руды степень прямого восстановления моноок-
сида железа может быть равна единице. До монооксида железа ок-
сиды железа восстанавливаются косвенным путем, a FeO в этом слу-
чае может быть связана в фаялит. Чтобы весь монооксид железа
был в виде фаялита, необходимо, чтобы соотношение содержаний
железа и кремнезема равнялось ~ 1,87, т. е. каждая единица SiO2 свя-
зывала ~ 1,87 единиц массы железа, находящейся в монооксиде же-
леза. Чем богаче рудный
материал, тем меньше в нем кремнезема и
тем меньше образуется фаялита. При этом большая часть моноок-
сида железа сможет восстановиться не только прямым, но и косвен-
ным путем. Таким образом, обогащение руд способствует повыше-
их восстановимости и снижен
расхода кокса, отчасти за счет
уменьшения степени прямого восстановления оксидов железа (по-
мимо снижения расхода кокса на расплавление дополнительного
шлака, разложение флюса для ошлакования золы и т. д.).
В доменных печах, конечно, не все железо рудных материа-
лов связывается в фаялит, так как шихтовые материалы содер-
жат известь, которая взаимодействует с кремнеземом и образу-
ет силикаты кальция:
SiO2 + СаО = CaSiO3 + Q',
< ЗСаО+ 2SiO2 = Ca3Si2O7 + Q",
(4.84)
2CaO+SiO2 = Ca2SiO4 + Q'".
Л*	А	*T
Наличие СаО облегчает и восстановление железа из фаялита:
Fe2SiO4 = 2FeO+SiO2 -Qy
SiO2 + 2CaO = Ca2SiO4 + Q2,
< 2FeO+2C = 2Fe + 2CO - 203,
(4.85)
Fe2SiO4 + 2CaO+2C = 2Fe+Ca2SiO4 + 2CO-(203-Q2 +0]).
104
Рис. 4.27. Зависимость степени восстанов-
ления фаялита монооксидом углерода при
различных температурах.
1 — с добавкой СаО; 2 — без добавки СаО
Температура, °C
800	1000	1200
Суммарный тепловой эффект
этих реакций составляет 212,522 МДж.
В связи с этим при работе доменной
печи на основных шлаках фаялит
восстанавливается легче (рис. 4.27).
В настоящее время широкое
распространение получила агло-
мерация руд. Как известно, ее цель
состоит в окусковании мелких руд
и концентратов, а также десульфу-
рации железорудных материалов. Именно широкое внедрение
окускования позволило осуществить глубокое обогащение
бедных руд.
В процессе агломерации создаются благоприятные условия
для образования фаялита, основной составляющей расплава, ко-
торый обеспечивает превращение рудной мелочи в кусковый
продукт - агломерат, связывая (цементируя) отдельные частич-
ки руды. Агломерат является основным источником поступле-
ния силикатов железа в доменную печь. Чем больше FeO в агло-
мерате, тем больше в нем фаялита и ниже его восстановимость.
Одним из средств повышения восстановимости агломерата
служит его офлюсование за счет введения в агломерационную
шихту известняка. В этом случае в процессе агломерации вместо
фаялита образуются железокальциевые оливины:
(2 - x)FeO + хСаО + SiO2 = Fe2_JtCaxSiO4.
(4.86)
В связи с необходимостью разрушения оливина восстановле-
ние железа из него возможно только при высоких температурах,
т. е. прямым путем:
Ре^Са^Юд + (2 - х)С = (2 - x)Fe + %CaSiO3 +
+ (1 - x)SiO2 + (2 - х)СО - Q.
(4.87)
Однако в оливине железо связано менее прочно, чем в фая-
лите, и поэтому офлюсованный агломерат имеет бблыпую вос-
становимость, чем неофлюсованный. Таким образом, широкое
использование в шихте доменных печей офлюсованного агломе-
105
рата - это одно из важнейших мероприятий, обеспечивающих
существенное снижение удельного расхода кокса за счет боль-
шего развития процесса косвенного восстановления.
Существенное влияние на восстановимость железорудных
материалов в доменной печи оказывают их физические свойства
и прежде всего размер кусков.
Процессы восстановления оксидов железа являются гетеро-
генными, протекающими на границе раздела фаз, которой слу-
жит поверхность кусков железорудных материалов. Удельная
поверхность кусков рудного материала возрастает с уменьшени-
ем их размера. Это видно из следующего выражения:
(4.88)
где VCB - объем межкусковых пустот в слое материалов (пороз-
ность слоя); dK - диаметр кусков.
Поэтому чем меньше размер кусков, тем быстрее они восста-
навливаются. Эта зависимость представлена на рис. 4.28, где
< d2 < d3 < d4 < d5.
Из-за наличия в рудных материалах силикатов железа или SiO2
достигнуть 100 % косвенного восстановления практически никог-
да не удается. Восстановление обычно заканчивается при каком-то
значении индекса косвенного восстановления R',. Наибольшей вос-
становимостью, безусловно, обладает железорудный порошок.
Однако измельчение рудных материалов до порошка для достиже-
ния этой цели противоречит сущности доменного процесса. Кроме
хорошей восстановимости рудный материал должен обладать и
высокой газопроницаемостью. Косвенное восстановление в до-
менной печи происходит в течение довольно значительного
(2,5-3,0 ч) времени (уравнение (4.79)), за которое достигается опре-
деленное значение степени развития R", соответствующего мини-
мальному значению степени прямого восстановления - Это
условие удовлетворяется, если куски рудного материала имеют
средний оптимальный размер (на рис. 4.28 не более d4). Следова-
тельно, максимально допустимый размер кусков рудных материа-
лов устанавливается из соображений обеспечения оптимального
развития косвенного восстановления. Этот размер для разных ма-
териалов находится в пределах 20-70 мм. Если рудные материалы
имеют куски больших размеров, то их необходимо дробить. Это
способствует снижению удельного расхода кокса.
106
Рис. 4.28. Изменение степени
восстановления железорудных
материалов различной крупно-
сти во времени при постоянных
условиях
Следующим факто-
ром, относящимся к физи-
ческим свойствам матери-
алов и влияющим на их
восстановимость, являет-
ся пористость. Порис-
тость может быть закры-
той, когда поры не выхо-
дят на поверхность куска, открытой и сквозной. Наличие пор,
особенно сквозных, равносильно увеличению наружной поверх-
ности кусков - это облегчает доступ газа-восстановителя
внутрь куска. Различные материалы имеют различную порис-
тость. Наибольшей плотностью характеризуются магнитные
железняки - их пористость составляет 5-10 %. Пористость крас-
ных железняков и мартитов достигает 30 %, а бурых желез-
няков - 50 %. Наиболее пористым рудным материалом являет-
ся агломерат - его пористость превосходит 50 %. К тому же его
поры - сквозные. Это приводит к тому, что в кусках агломера-
та обычно не наблюдается зональности восстановительных
процессов, как это имеет место в рудных кусках (см. рис. 4.16),
и кусок агломерата восстанавливается во всем объеме. Порис-
тость другого окускован-
ного рудного материала -
окатышей - не превы-
шает 30 %.
Наличие пор оказыва-
ет влияние на зависимость
восстановимости рудных
материалов от размера ку-
сков (рис. 4.29). В связи с
Рис. 4.29. Влияние размера кусков
на индекс косвенного восстанов-
ления для рудных материалов;
1 — магнитных; 1—красных железняков,
мартитов, окатышей; 3 — бурых железня-
ков; 4 — агломерата при постоянном вре-
мени восстановления т„ (см. рис. 4.28)
107
этим максимально допустимый размер кусков различных руд-
ных материалов будет разным. Снижение R' наступает при уве-
личении dK выше d}, d2, d3 и d4 соответственно для указанных ти-
пов рудных материалов. Для магнитных железняков он состав-
ляет 20-30 мм, для красных железняков и мартитов 30-50 мм,
для бурых железняков 40-50 мм. Для агломерата наиболее раци-
онален размер 50-70 мм.
Безусловно, повысить пористость естественных руд, как пра-
вило, невозможно. Однако их можно заменять агломератом, по-
лучаемым из них, который во всех случаях имеет более высокую
пористость, чем сами руды.
Ко второй группе факторов, влияющих на восстанови-
мость рудных материалов, можно отнести реакционную спо-
собность топлива (кокса), а также рудную нагрузку на кокс
(отношение расхода рудных материалов к расходу кокса) и
давление газов в печи. Реакционной способностью топлива
называется способность углерода этого топлива взаимодей-
ствовать с СО2 по известной реакции (см. (4.28, б)) СО2 + С -
= 2СО. Как показано выше, именно эта реакция вызывает пе-
реход косвенного восстановления в прямое. Чем выше реак-
ционная способность топлива, тем больше скорость этой ре-
акции. Эту скорость можно характеризовать количеством
СО2, израсходованной по этой реакции в единицу времени.
Как известно, скорость любого процесса, в том числе и рас-
сматриваемой реакции, увеличивается с ростом температу-
ры. Однако при одинаковой температуре эта величина ока-
зывается больше у топлива, имеющего большую реакцион-
ную способность. Это можно показать с помощью уравнения
(4.76), описывающего процессы восстановления железа в до-
менной печи.
Количество СО2, которое образуется в результате процессов
косвенного восстановления, можно определить из уравнения
^со2 _ d8o2co 22,4
dh м 16	(4-89>
^Фсо ^о2со
где -  =-----------изменение степени восстановления по вы-
8o2cod^
соте; gojco _ количество кислорода, отнятого косвенным восста-
новлением (СО).
108
Количество СО2, превращающейся в СО в процессе взаимо-
действия с углеродом кокса по реакции (4.28, б), равно
^со2 _ dgc 22,4
dh dh 12
(4.90)
Обе величины dV’e^ и dV^ зависят от температуры через кон-
станты скоростей соответствующих реакций (4.28, а) и (4.28, б).
Однако dVcoJdh заметно увеличивается с ростом изначально
сравнительно невысокой температуры (300-600 °C). При более
высоких температурах скорость образования СО2 по реакции
(4.28, а) затухает, так как возрастает степень восстановления ф,
а скорость взаимодействия СО2 с углеродом при невысоких тем-
пературах близка к нулю. Заметный рост скорости реакции
(4.28, б) начинается с температур 700-800 °C, поэтому при тем-
пературах около 1000 °C достигается равенство скоростей реак-
ций (4.28, а) и (4.28, б), т. е.
dh dh
(4.91)
Как отмечалось выше, при данной температуре косвенное
восстановление (в силу этого равенства) полностью сменяется
прямым. При этом количество израсходованного на реакцию
(4.28, б) углерода dgc пропорционально kcfK (кс - скорость реак-
ции; /к - поверхность кусков кокса). Следовательно, и ПР°_
_£с
порциональна kc fK. Однако кс = Л^-е яг. Отсюда следует, что
чем меньше реакционная способность кокса, т. е. чем больше
энергия активации (Eq) процесса взаимодействия углерода с
СО2, тем меньше и скорость этого взаимодействия (£с) по реак-
ции (4.28, б) и тем при более высокой температуре наступит ра-
венство (4.91) и произойдет переход от косвенного восстановле-
ния к прямому. И наоборот, у кокса с высокой реакционной спо-
собностью энергия активации меньше и равенство наступит при
более низкой температуре.
В связи с этим, чем больше реакционная способность топли-
ва, используемого в доменной плавке, тем при более низких тем-
пературах косвенное восстановление сменится прямым. Граница
между зонами косвенного и прямого восстановления в доменной
печи в этом случае поднимается вверх. Зона косвенного восста-
109
новления уменьшается, а прямого - возрастает. Это приводит к
росту степени прямого восстановления и увеличению удельного
расхода кокса. Для его снижения надо иметь низкую реакцион-
ную способность топлива (кокса).
Влияние рудной нагрузки на восстановимость можно рассмо-
треть с помощью следующего расчета. Как показано ранее,
</gO2CO пропорциональна Кусо/р, где Кусо - суммарная констан-
та скорости реакции косвенного восстановления, учитывающая
скорости химической реакции, внутренней и внешней диффузии;
/р - удельная поверхность кусков рудного материала.
Следовательно, dV^dh пропорционально К^со’/р- Так как
при температуре, когда косвенное восстановление железа сме-
няется прямым, имеет место равенство (4.91), причем f/Vco, =
= Кс/к, т° в первом приближении запишем
КсЛ = Кхсо/р. ИЛИ Кс =Kxcoi.	(4.92)
J к
Поскольку поверхности кусков рудного материала и кокса в
какой-то степени пропорциональны их количествам (р и к), то
можно приближенно записать
Кс - К^со
(4.93)
Таким образом, чем больше рудная нагрузка на кокс, тем
больше должно быть значение Кс, чтобы имело место равенст-
во (4.91), т. е. чтобы косвенное восстановление переходило в
прямое. Но большее значение Кс при прочих равных условиях
(т. е. постоянной реакционной способности кокса) может быть
только при более высоких температурах. Это значит, что грани-
ца зоны косвенного восстановления при большей рудной нагруз-
ке будет снижаться, а степень его при этом возрастать.
Влияние температуры на скорость восстановления рассмот-
рено в разделе о кинетике восстановления. На рис. 4.14 показа-
но, что как константа скорости реакции, так и коэффициент
диффузии с повышением температуры увеличиваются. Это оз-
начает, что и в кинетической, и в диффузионной областях ско-
рость восстановления возрастает с повышением температуры.
Однако в реальных условиях доменной плавки с повышением
температуры скорость восстановления возрастает не непрерыв-
но, как это должно было следовать из рис. 4.14. В некоторых
температурных интервалах наблюдается снижение скорости
ПО
восстановления, что обусловлено изменением условий последне-
го. Дело в том, что при температурах 500-600 °C происходит раз-
ложение СО по известной уже реакции 2СО = С + СО2. В резуль-
тате этого процесса в газовой фазе увеличивается концентрация
СО2, отрицательное влияние которой на восстановление будет
рассмотрено ниже. На поверхности и в порах рудных материа-
лов отлагается сажистый углерод, затрудняющий контакт газа-
восстановителя с восстанавливаемыми оксидами железа.
Понижение скорости восстановления наблюдается и при
температурах 900-1000 °C, что вызывается спеканием частиц
восстановленного железа или образованием силикатов железа,
уменьшением пористости и поверхности пор из-за спекания, что
затрудняет доступ газа внутрь куска рудного материала.
В то же время переход ос-железа в у-железо при температу-
рах выше 910 °C, связанный с увеличением “промежутков” меж-
ду атомами железа в его кристаллической решетке, облегчает
диффузию газов и увеличивает скорость восстановления окси-
дов в глубинных зонах рудного куска.
Процессы косвенного восстановления идут без изменения
объема газовой фазы. В соответствии с принципом подвижного
равновесия изменение давления газа не оказывает влияния на ус-
ловия равновесия этих процессов. При прямом восстановлении
реакция СО2 + С = 2СО (4.28, б) идет с увеличением объема. По-
этому с увеличением давления условия равновесия ее сдвигают-
ся в сторону исходных продуктов. Чтобы при высоком давлении
скорость процесса (4.28, в) была такой же, как при низком, необ-
ходимы более высокие температуры.
Таким образом, чем выше давление, тем при более высоких
температурах косвенное восстановление переходит в прямое,
т. е. зона косвенного восстановления возрастает за счет зоны
прямого восстановления. Следовательно, с увеличением давле-
ния газа в печи увеличивается индекс косвенного восстановле-
ния и соответственно снижаются степень прямого восстановле-
ния и расход кокса. Начало косвенного восстановления опреде-
ляется минералогическим типом рудного материала, а конец его
и начало прямого - реакционной способностью топлива, рудной
нагрузкой и давлением газа в печи.
Следующей группой факторов, влияющих на восстановимость
рудных материалов в печи, является состав газовой фазы. Газ в
доменной печи состоит в основном из СО, N2, Н2, СО2, Н2О. Вос-
становителями из этих компонентов доменного газа являются мо-
111
нооксид углерода и водород, термодинамические и кинетические
закономерности взаимодействия которых с оксидами железа рас-
смотрены выше. Диоксид углерода и водяные пары затрудняют
течение восстановительного процесса и понижают скорость вос-
становления. Азот в реакциях не участвует, но, уменьшая концен-
трацию монооксида углерода и водорода в газе, снижает восстано-
вительную способность газа и скорость восстановления.
При работе доменной печи на сухом атмосферном воздухе в
горновом газе содержится 34,7 % СО и 65,3 % N2. Обогащение ду-
тья кислородом и увлажнение дутья, повышая содержание в газах
монооксида углерода и водорода и понижая - азота, увеличивают
восстановительную способность газа и при прочих равных услови-
ях - скорость восстановления. Вдувание в горн печи природного
газа, мазута и других водородсодержащих добавок увеличивает со-
держание в газе водорода и понижает содержание азота, что вызы-
вает повышение скоростей восстановления, тем более что восста-
новительная способность водорода в условиях доменной печи вы-
ше, чем монооксида углерода. Повышение концентрации СО2 и
Н2О в газах по мере движения их от горна к колошнику снижает их
восстановительную способность и скорость восстановления.
Приведенными факторами не ограничивается перечень тех-
нологических условий, влияющих на развитие косвенного вос-
становления в доменной печи. Другие разделы теории и техноло-
гии доменной плавки рассматриваются также и в плане развития
косвенного восстановления. В заключение можно отметить, что
наиболее эффективны для увеличения степени развития косвен-
ного восстановления следующие меры.
1.	Строжайшее соблюдение ровного схода шихты.
2.	Обеспечение рационального распределения материалов и
газов по сечению печи.
3.	Дробление рудных материалов до максимально допустимо-
го размера кусков.
4.	Вдувание в печь природного газа при одновременном обога-
щении дутья кислородом с переходом в дальнейшем на безазот-
ную плавку с рециркуляцией газообразных продуктов плавки.
5.	Обогащение железных руд.
6.	Замена сырых руд офлюсованными агломератом и окаты-
шами.
7.	Применение кокса с более низкой реакционной способно-
стью.
8.	Повышение давления газа в печи.
112
4.8.	ПОКАЗАТЕЛИ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОЙ
СПОСОБНОСТИ ГАЗА В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Еще в XIX в. были попытки оценить развитие процессов вос-
становления по составу колошникового газа. Л. Белл и Л. Грюнер
использовали отношение содержаний диоксида и монооксида угле-
рода в колошниковом газе. По Л. Грюнеру, мерой эффективности
использования газа-восстановителя в печи служит показатель
т = СО2:СО.	(4.94)
Увеличение количества поступающего в доменную печь во-
дорода потребовало оценки и его качеств как восстановителя. В
настоящее время вместо показателя Грюнера оценку использо-
вания восстановительной способности монооксида углерода и
водорода проводят следующим образом:
_ СО2
Лсо" со+со2;
(4.95)
Н2О
Лн2° " Н2 + Н2О ’
(4.96)
где СО, СО2, Н2, Н2О - содержание соответствующих компонен-
тов в колошниковом газе, об.%.
Совместное использование восстановительной способности
монооксида углерода и водорода оценивают объединенным по-
казателем:
СО2 + Н2О
СО+Н2+СО2 + Н2О’
(4.97)
Эти показатели являются параметрами доменной плавки.
Чем выше их значения, тем лучше используется химическая
энергия газа в печи и ниже удельный расход кокса (или его заме-
нителей), выше производительность печи. Для сравнения степе-
ней использования водорода и монооксида углерода существует
показатель е = Лн/Лсо» представляющий собой отношение степе-
ней использования водорода и монооксида углерода. В зависимо-
сти от условий работы печи значение этого показателя меняет-
ся в пределах от 0,8 до 1,2.
113
4.9.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ МАРГАНЦА И СПОСОБЫ
РЕГУЛИРОВАНИЯ СТЕПЕНИ ЕГО ПЕРЕХОДА В ЧУГУН
Основная часть марганца поступает в доменную печь с руд-
ными материалами в виде оксидов МпО2, Мп2О3, Мп3О4. В ряде
случаев марганец в печь приходит в виде карбонатных соедине-
нии МпСО3. Оксиды марганца, поступившие в печь, во( станавли-
ваются в соответствии с принципом последовательности превра-
щений А. А. Байкова:
МпО2 Мп2О3 -> Мп3О4 -> МпО Мп. (4.98)
Высшие оксиды (МпО2, Мп2О3, Мп3О4) непрочны и восста-
навливаются при невысоких температурах в верхней части печи,
когда восстановителем является СО:
2МпО2 + СО = Мп2О3 + СО2 + 227,56 МДж,
ЗМп2О3 + СО = 2Мп3О4 + СО2 + 170,77 МДж, (4.99)
Мп3О4 + СО = ЗМпО + СО2 + 52,08 МДж.
Восстановление МпО2 на’
аается при температурах 190—200 °C,
Мп2О3 - также при 190-200 °C и Мп3О4 - при 570 °C. Диоксид марган-
ца МпО2 настолько непрочен, что упругость его диссоциации стано-
вится равной атмосферному давлению при 565 °C, т. е. при этой тем-
пературе наступает его химическое кипение. Следовательно, в усло-
виях доменной печи этот оксид может просто диссоциировать:
2МпО2 = Мп2О3 + 0,5О2.
(4.100)

Процесс восстановления высших оксидов марганца по реак-
циям (4.99) сопровождается значительным выделением тепла.
В отличие от высших оксидов марганца его монооксид МпО
очень прочен и может восстанавливаться только при высоких
температурах в нижней части печи, когда восстановителем вы-
ступает только углерод, т. е. путем прямого восстановления:
МпО + С = Мп + СО - 01 (288,29 МДж). (4.101)
... Этот процесс сопровождается большими затратами тепла и
начинается при температурах 1000-1100 °C. Восстановление мар-
ганца несколько облегчается образованием карбида:
3(МпО + С = Мп + СО - 00,
ЗМп + С = Мп3С + 02,	(4.102)
ЗМпО + 4С = Мп3С + ЗСО - (301 - 0г).
114
Рис. 4.30. Изменение потерь мар-
ганца в зависимости от нагрева
печи
В связи с большими за-
тратами тепла восстановле-
нию марганца способству-
ют более высокие темпера-
туры, т. е. повышенный
расход топлива. Таким об-
разом, первое условие полу-
чения марганцовистых чу-
гунов - это повышенный
нагрев печи. Однако надо
иметь в виду, что марганец
летуч и при высоких темпе-
ратурах испаряется. Поэтому с ростом нагрева печи степень вос-
становления марганца увеличивается, уменьшаются потери его
со шлаком в виде невосстановленного марганца, но вместе с тем
увеличиваются потери с газом в виде паров (рис. 4.30).
Таким образом, для достижения максимального восстановле-
ния и извлечения марганца из шихтовых материалов в чугун не-
обходимо иметь оптимальный нагрев печи.
МпО - основной оксид. Он легко взаимодействует с SiO2 по
реакции
МпО + SiO2 + MnSiO3 + Qt.
Возможно образование Mn2SiO4 по реакции
2МпО + SiO2 = Mn2SiO4 + Q\.
(4.103)
(4.104)
Реакции образования силикатов марганца получают разви-
тие в верхней части печи при температурах 500-700 °C.
Восстановление марганца из силиката требует большего ко-
личества тепла:
MnSiO3 = МпО + SiO2 - <2Ь
(4.105, а)
МпО + С = Мп + СО - С2,
(4.105, 6)
MnSiO3 + С = Мп + SiO2 + СО - (Q2 + <2i)-
(4.105, в)
115
Поэтому кислые шлаки затрудняют процесс восстановления
марганца. Добавка СаО, т. е. повышение основности шлака, су-
щественно облегчает процесс восстановления марганца:
MnSiO3 + СаО = CaSiO3 + МпО + 03,	(4.106, а)
МпО + С = Мп + СО - 02,	(4.106, б)
MnSiO3 + СаО + С = CaSiO3 + Мп + СО - (02 - 03). (4.106, в)
Возможно протекание и другой реакции:
2MnSiO3 + ЗСаО = Ca3Si2O7 + 2МпО + 04, (4.107, а)
2(МпО + С = Мп + СО - 02),
(4.107, б)
2MnSiO3 + ЗСаО + 2С = Ca3Si2O7 + 2Мп +
+ 2СО - (202 - 04).
(4.107, в)
Тепловые эффекты реакций (4.106, в) и (4.107, а) больше,
чем реакции (4.105, а), т. е. у СаО сродство SiO2 выше, чем у
МпО, поэтому, как видно из уравнений реакций, СаО вытесняет
МпО из соединений с кремнеземом. В результате увеличение ос-
новности шлака существенно облегчает восстановление марган-
Основность шлака (СаО/БЮг)
ца. Таким образом, основные
шлаки - второе условие по-
вышения степени восстанов-
ления и перехода марганца в
чугун. Однако основные
шлаки тугоплавки, и при ра-
боте с ними приходится по-
вышать нагрев печи, в ином
случае шлаки будут густыми.
При повышении температу-
ры в печи увеличиваются по-
тери марганца с газами. По-
Рис. 4.31. Изменение потерь мар-
ганца с изменением основности
шлака
116
этому его потери с изменением основности меняются так же, как
при изменении нагрева печи (рис. 4.31), т. е. максимальная сте-
пень извлечения марганца достигается при оптимальной основ-
ности шлака.
При определенном нагреве печи и основности шлака между
концентрациями марганца в шлаке и чугуне устанавливается по-
стоянное соотношение:
(Мп)
[Мп]
^Мп’
(4.108)
которое в общем случае является функцией температуры в печи,
основности шлака и времени (т):
(4.109)
При длительной выдержке системы чугун-шлак (т. е. при
т —> оо) значение LMn становится константой и называется коэф-
фициентом распределения марганца.
Баланс марганца, отнесенный к 1 т (или 1 кг) чугуна, может
быть описан уравнением
E(Mn,m,) = [Мп] + (Мп)(/ + {Мп} К,
(4.110)
где Мп, - содержание марганца в данном (i-м) шихтовом матери-
але, %;	- удельный расход z-ro материала, т/т чугуна; U - вы-
ход шлака, т/т чугуна; Уг - выход газа, м3/т чугуна; [Мп], (Мп),
{Мп} - концентрации марганца соответственно в чугуне, шлаке
и газе.
Улетучивание марганца с газом {Мп} Уг при выплавке литей-
ного чугуна, а тем более передельного, практически равно нулю;
при выплавке зеркального чугуна оно составляет около 5 %, а
при производстве доменного ферромарганца 8-15 %.
Из уравнения (4.108) можно записать выражение для концен-
трации марганца в шлаке: (Мп) = [Mn]LMn; тогда, подставив это
выражение в уравнение баланса (4.110), получим
= [Мп] + [Mn]LMn U + (Мп)Уд =
= [Мп](1-£М„Ю + (Мп)К.
(4.111)
117
Отсюда содержание марганца в чугуне равно
[Мп] =
У (Мп,- /«, )-{МпХ
(4.112)
Из этого уравнения следует третье условие увеличения степени
восстановления и перехода марганца в чугун, а именно: чем меньше
выход шлака, тем больше концентрация марганца в чугуне.
Поскольку нагрев печи определяется заданным содержанием
кремния в чугуне, основность шлака не всегда можно поднимать
до нужного (с точки зрения восстановления марганца) уровня из-
за ограниченного (содержанием кремния в чугуне) нагрева печи,
так как более основные шлаки при этой температуре могут
быть недостаточно текучими. Выход шлака определяется каче-
ством имеющихся шихтовых материалов, т. е. технолог также не
имеет возможности варьировать этим фактором. Поэтому со-
держание марганца в чугуне можно регулировать в основном ко-
личеством в доменной шихте марганецсодержащих материалов,
повышая величину суммы Е(Мп,-т,).
Степень восстановления марганца в доменных печах в общем
случае составляет 40-85 %, при выплавке передельных чугунов
40-60 %, поднимаясь в последние годы до 70 % в связи с умень-
шением выхода шлака и повышением его основности (из-за
борьбы за снижение содержания серы в чугуне). При выплавке
литейных чугунов степень восстановления марганца достигает
75 % благодаря более высокой температуре в печи. Максималь-
ное значение восстановления марганца отмечается при выплав-
ке ферромарганца, когда создаются наиболее благоприятные ус-
ловия для его восстановления (в частности, высокий удельный
расход кокса и, следовательно, более высокая температура в пе-
чи). В настоящее время в связи со сложившимися ценами на кокс
и электроэнергию выплавка ферромарганца в рудно-термичес-
ких ферросплавных электропечах экономически более целесо-
образна, чем в доменных.
4.10.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ КРЕМНИЯ В ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ
Диоксид кремния (SiO2) поступает в доменную печь в виде
одного из основных компонентов пустой породы рудных матери-
алов и золы кокса. Этот оксид химически очень прочен, о чем
свидетельствует малая упругость его диссоциации. Она значи-
118
тельно ниже упругости диссоциации таких оксидов, как МпО,
FeO, Fe3O4. Поэтому SiO2 может восстанавливаться только при
высоких температурах (выше 1350 °C) в нижней части печи. В
условиях доменной печи при высоких температурах восстанови-
телем может быть только углерод. Этот процесс сопровождает-
ся большими затратами тепла:
SiO2 + 2С = Si + 2СО - 636,76 МДж.
(4.113)
Константа равновесия этой реакции может быть представле-
на уравнением
gSi ’ Л:о
asio2 ’ ас
(4.114)
где а - активность соответствующих веществ.
Для чистых веществ (С, а также Si, которые при избытке
SiO2 можно считать чистыми) их активности а можно принять
равными единице. Тогда уравнение (4.114) принимает вид
К„ = р2.о, причем IgKp = -	- 0,651gT + 2,34. (4.115)
Так как константа равновесия является функцией температу-
ры Кр = ф(г), то и равновесное давление СО (Рсо)- также функ-
ция температуры Рсо = ф(0. Восстановление кремния начнется и
будет происходить при температурах, когда PCG » Feo, где Рсо -
равновесное давление СО по реакции (4.113), а Р^о - парциаль-
ное давление СО в печной атмосфере. Причем, поскольку реак-
ция (4.113) идет с поглощением тепла, то чем выше температу-
ра, тем больше разность Pqq - P^q и, вероятно, больше скорость
восстановления кремния, т. е. больше в единицу времени восста-
новится кремния и его содержание в чугуне будет больше. Таким
образом, главное условие восстановления кремния - это высо-
кая температура. Чем она выше, тем более кремнистый чугун
получается в доменной печи. Это положение подтверждается
опытными данными (рис. 4.32). Можно видеть, что чем выше
температура шлака, а следовательно, и чугуна, тем выше содер-
жание кремния в чугуне. Заметим, что температура шлака на
50-100 °C выше температуры чугуна, так как он находится над
слоем чугуна и лучше нагревается от зон горения, находящихся
выше.
119
Температура, °C
Рис. 4.32. Зависимость концентрац

кремния в чугуне от температуры
шлака
Нагрев печи можно изме-
нить с приходом тепла в печь.
В настоящее время основным
средством для этого является
изменение удельного расхода
топлива.
Влияние температуры на
степень восстановления крем-
ния столь велико, что его со-
держание в чугуне использу-
ется доменщиками как важнейший показатель нагрева печи. По-
этому доменщики внимательно следят за изменением содержа-
ния кремния в выпускаемом чугуне, определяя его не только пу-
тем химического анализа, но и по виду излома пробы и виду те-
кущего по желобу чугуна.
Существенно облегчает восстановление кремния наличие
металлического железа. Образование силицидов железа по схе-
ме (4.116) снижает затраты тепла на процесс восстановления и
температуру начала восстановления:
SiO2 + 2С = Si + 2СО - Qif
Si + 3Fe = Fe3Si + Q2,
(4.116)
SiO2 + 2C + 3Fe = Fe3Si + 2CO - (Qx - &).
В присутствии железа диоксид кремния начинает восстанав-
ливаться при температуре 1050 °C. Поэтому при плавке легко-
восстановимого рудного сырья или большом расходе металлодо-
бавок легче получать кремнистые чугуны. Именно это обстоя-
тельство заставляет при выплавке ферросилиция дополнять
шихту большим количеством металлодобавок.
Поскольку SiO2 является кислым оксидом, то он легко взаи-
модействует с СаО. Это обстоятельство (наличие СаО) сущест-
венно затрудняет восстановление кремния. Образование силика-
тов кальция идет по реакциям:
СаО + SiO2 = CaSiO3 + Q3,
120
ЗСаО + 2SiO2 = Ca3Si2O7 + Q4,
2CaO + SiO2 = Ca2SiO4 + Qs.
(4.117)
Восстановление кремния, например из метасиликата каль-
ция, происходит по схеме:
CaSiO3 = СаО + SiO2 - Q3,
SiO2 + 2С = Si + 2СО - Qlt
(4.118)
.т
CaSiO3 + 2C = CaO + Si + 2CO - (Qt + Q3).
4
Как видно, затраты тепла на восстановление кремния из си-
ликатов кальция возрастают на величину теплоты образования
силиката из оксидов кальция и кремния. Аналогичные реакции
восстановления кремния имеют место и для других силикатов
кальция (4.117). Поэтому при работе на основных шлаках, когда
в них много силикатов кальция, для восстановления кремния
требуются более высокие температуры. И наоборот, чем ниже
основность шлака, тем легче получить кремнистый чугун. Одна-
ко снижение основности ограничивается необходимостью де-
сульфурации чугуна, т. е. удалением из него серы. Чем больше
основность шлака, тем больше серы переходит из металла в
шлак. Поэтому при получении кремнистых чугунов основность
шлака следует держать настолько низкой, насколько позволяет
содержание серы в шихтовых материалах при условии получе-
ния кондиционного по сере чугуна.
Процесс восстановления кремния идет с увеличением объема
газовой фазы, поэтому увеличение давления в доменной печи за-
трудняет восстановление кремния. В. М. Щедриным показано,
что концентрация кремния в чугуне обратно пропорциональна
давлению газов в печи:
[Si] =
го
(4.119)
где К - коэффициент пропорциональности; Pg - давление дутья,
Па; п - показатель степени.
Таким образом, из сказанного следует, что концентрация
кремния в чугуне - это функция температуры (г), восстановимо-
121
сти железорудных материалов (/?,) (чем она выше, тем больше в
печи металлического железа к началу восстановления кремния),
расхода металлодобавок (Рм), основности шлака (CaO/SiO2) и
давления газов в печи (Рг).
[Si] = fit, Rh CaO/SiO2, Рм, Рг).
(4.120)
Таковы термодинамические закономерности и факторы,
оказывающие влияние на степень восстановления кремния. Да-
лее рассмотрим механизм его восстановления.
Непосредственное взаимодействие диоксида кремния с угле-
родом (коксом) вряд ли может иметь значительное развитие. В
твердом состоянии контакт их весьма ограничен (если частицы
имеют шаровую форму, то он вообще точечный). Если же SiO2
находится в шлаковом расплаве, то возникающий в начальный
момент его взаимодействия с углеродом СО образует газовый
пузырек, который отделяет SiO2 от куска кокса, и дальнейшее
взаимодействие становится невозможным.
Весьма сомнительна возможность восстановления кремния и
через газовую фазу по реакциям
SiO2 + 2СО = Si + 2СО2,
2СО2 + 2С = 4СО,
(4.121, а)
(4.121, б)
SiO2 + 2С = Si + 2СО.
(4.121, в)
Константа равновесия реакции (4.121, а) очень мала, т. е. при
наличии небольшого количества СО2 процесс (4.121, а) пойдет в
обратную сторону.
Наиболее реальна предложенная П. В. Гельдом схема восста-
новления кремния из SiO2 через промежуточный оксид кремния
SiO2, который легко испаряется и в условиях доменной плавки
находится в виде паров, т. е. в газообразном состоянии:
SiO2 + С = SiO Т +СО,
SiO+C = Si+CO,
SiO2 + 2С = Si + 2СО.
(4.122, а)
(4.122, б)
(4.122, в)
122
Это существенно облегчает его контакт с восстановителем -
углеродом. Восстановлению способствует также и взаимодейст-
вие кремния с диоксидом:
Si + SiO2 = 2SiO.	(4.123)
Поскольку монооксид кремния SiO летуч, то контакт между
SiO2 и углеродом сохраняется, а равновесие реакции (4.122, а) по-
стоянно сдвигается вправо. Это в какой-то степени облегчает
восстановление SiO2 до SiO. Участие Si кремния в восстановле-
нии обеспечивает развитие разветвленного цепного взаимодей-
ствия, как показано на следующей схеме:
л SiO?
Z Si + SiO2
SiO? + С M SiO?
Si + SiO2	> 2CO?	(4.124)
Z SiO? + С	4» SiO? + С	л SiO?
SiO2 + C ^CO	Si + SiO2
^CO	SiO?
При таком представлении о механизме восстановления крем-
ния важное значение имеет величина поверхности восстановите-
ля - кокса. В нижней части печи, где идет восстановление крем-
ния, в твердом кусковом состоянии находится только кокс. По-
этому можно считать, что в 1 м3 печного пространства находит-
ся 1 м3 кусков кокса. Суммарная поверхность кусков кокса в 1 м3
заполненного ими пространства
А = SKn,	(4.125)
где SK - поверхность одного куска; п - число кусков в 1 м3 объе-
ма, заполненного этими кусками.
(4.126)
где Узд - объем межкускового пространства в 1 м3 объема, запол-
ненного кусками; VK - объем одного куска кокса; (1 - Усв) - сум-
марный объем кусков кокса.
В этом случае
' 0 “Кв)
(4.127)
123
Если принять, что куски кокса имеют форму шара, то
it'd3	2
VK = —-—; SK = л • d , где d - диаметр куска (шара). Тогда
6
(4.128)
В этом уравнении 6 - коэффициент формы шара. Для реаль-
ных кусков этот коэффициент может быть иным. Обозначим
его в общем виде у. Тогда для реальных кусков суммарная по-
верхность
/к= V
(4.129)
С учетом этих выражений для реакционной поверхности
и на основе изложенного механизма восстановления кремния
ВНИИМТом предложено уравнение для определения количест-
ва восстановленного кремния в элементарном объеме печи Fdh'.
dgsi = F d/i/K([Si]p - [Si])Ksi,	(4.130)
где F - площадь сечения печи; h - высота рабочего простран-
ства печи; /к - относительная поверхность кокса в единице
объема печи, м2/м3; [Si]p - равновесная концентрация кремния
в чугуне; [Si] - действительная концентрация кремния в чугу-
не; Ksi - константа скорости реакции восстановления кремния
KSi = Ae^ .
Изменение содержания кремния в чугуне по высоте печи
можно представить следующим уравнением:
4Si]rdgsi rgj/GxA 1
dh I dh 1 3dh)G*'
(4.131)
где Gx - количество образующегося в печи чугуна, т/ч.
В этом уравнении учитывается, что часть восстановленного
на элементарном участке dh кремния перейдет во вновь об-
разовавшийся на этом участке чугун dGx.
124
Однако в уравнении (4.130) отражены далеко не все факто-
ры, влияющие на процесс восстановления кремния, которые мы
рассматривали. В нем учитывается только влияние температу-
ры, а остальными факторами, указанными нами в уравнении
(4.120), пренебрегается. В то же время именно влияние данных
факторов приводит к показанному на рис. 4.32 характеру зависи-
мости содержания кремния в чугуне от температуры и определя-
ет значительный разброс содержания кремния в чугуне при оди-
наковой температуре. И тем не менее основным, а иногда и един-
ственным фактором, с помощью которого можно наиболее дей-
ственно регулировать содержание кремния в чугуне, является
нагрев печи, т. е. удельный расход кокса.
Степень восстановления кремния в доменных печах состав-
ляет 3-50 %. При выплавке передельных чугунов она колеблет-
ся в пределах 3-8 %. При выплавке литейных чугунов, когда со-
здаются более благоприятные условия для его восстановления,
расход кокса более высокий (на 10-20 % выше, чем при выплав-
ке передельных чугунов), основность шлака несколько пони-
женная, по возможности применяются более легко восстанови-
мые рудные материалы, степень восстановления кремния увели-
чивается до 10-25 %. При выплавке ферросилиция, когда расход
кокса может доходить до 1,5 т/т чугуна, и при значительном рас-
ходе металлодобавок степень перехода кремния в чугун достига-
ет 50 %.
Высокий расход кокса, необходимый для выплавки ферроси-
лиция и литейного чугуна, делает их производство в доменных
печах нецелесообразным. Экономически более выгодно выплав-
лять ферросилиций в рудно-термических ферросплавных элект-
ропечах, а литейные чугуны получать из смеси передельного чу-
гуна и ферросилиция.
4.11.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ ФОСФОРА
Фосфор в доменную печь поступает, как правило, с рудными
материалами. Во флюсах и в топливе его немного — не более
0,02-0,04 %. В рудных материалах фосфор обычно находится в
виде апатита - Са3(РО4)2, а также фторапатита 3CaOP2O5CaF2 и
хлорапатита ЗСаОР2О5СаС12, иногда в виде вивианита
Fe3(PO4)28H2O и керченита Fe2O3 P2O5-7H2O.
Апатит - довольно прочное соединение, и на его разрушение
необходимо затратить значительное количество энергии. По-
125
этому восстановление фосфора возможно только при высоких
температурах по схеме
Са3(РО4)2 = ЗСаО + Р2О5 - Qx,
Р2О5 + 5С = 2Р + 5СО - Q2,
(4.132)
Са3(РО4)2 + 5С = 2Р + ЗСаО + 5СО - {Qx + 02).
Однако несмотря на прочность апатита и Р2О5, фосфор в до-
менных печах восстанавливается полностью (т|р = 100 %). При-
чин этого несколько. Во-первых, наличие в доменных печах
большого количества SiO2, который вытесняет Р2О5 из апатита
за счет большего сродства к СаО и тем самым снижает величину
Qx в процессе (4.132):
Са3(РО4)2 = 3SiO2 = 3CaSiO3 + Р2О5 + Q3,
Р2О5 + 5С = 2Р + 5СО-С2,
(4.133)
Са3(РО4)2 + 5С + 3SiO2 = 2Р + 3CaSiO3 + 5СО - (Q2 - Q3).
Во-вторых, полному восстановлению фосфора способствует
большое количество железа, которое присутствует при восста-
новлении фосфора и взаимодействует с ним, образуя фосфиды.
Таким образом, схема восстановления фосфора в доменной печи
может быть представлена следующими реакциями:
Са3(РО4)2 + 5С + 3SiO2 = 2Р + 3CaSiO3 + 5СО - (Q2 - Q3),
2(Р + 3Fe = 2РезР + <24),
Са3(РО4)2 + 5С + 6Fe + 3SiO2 = 2РезР + 3CaSiO3 +
+ 5СО - (Q2 -Q3- 2Q4).
(4.134)
Помимо Fe3P могут образовываться и другие фосфиды (Fe3P,
FeP). Однако в доменной печи железа в сравнении с фосфором
намного больше, поэтому весь восстанавливаемый фосфор свя-
126
зан в виде Fe3P. Действительно, чтобы образовался фосфид же-
леза Fe3P, необходимо (3-56)/31 = 5,42 кг железа на 1 кг фосфо-
ра. В доменной печи даже при выплавке фосфористых чугунов,
когда в плавку поступает много фосфора, приходится не менее
46 кг железа на 1 кг фосфора.
Указанные обстоятельства приводят к тому, что весь попав-
ший в доменную печь фосфор целиком переходит в чугун и ре-
гулировать его содержание в металле можно только изменяя со-
став шихты.
Часто возникает задача обеспечить более низкое содержа-
ние фосфора, чем можно получить из данного железорудного
материала. В этом случае в шихту необходимо вводить другой
рудный материал с низким содержанием фосфора.
4.12.	ВОССТАНОВЛЕНИЕ ДРУГИХ ЭЛЕМЕНТОВ
И СПОСОБЫ РЕГУЛИРОВАНИЯ СОДЕРЖАНИЯ ИХ
В ЧУГУНЕ
Никель поступает в доменную печь с некоторыми рудными
материалами в виде NiO. Этот оксид химически непрочен и лег-
ко восстанавливается при невысоких температурах в верхней ча-
сти печи, когда восстановителем является СО, по реакции
NiO + СО = Ni + СО2 + Q.
(4.135)
Никель полностью восстанавливается и переходит в чугун
(r]Ni =100 %). Таким образом, содержание никеля в чугуне зави-
сит от количества его в шихте, и изменить его можно только из-
менив состав шихты.
Хром вносится в печь также некоторыми рудными материа-
лами в виде минерала хромита (FeO, СаО, MgO)Cr2O3 или (Fe, Са,
Mg) (CrO2)2. Для того чтобы восстановить хром, необходимо раз-
рушить хромит:
Fe(CrO2)2 = FeO + Cr2O3 - Q\.
(4.136)
На разрушение хромита требуется затратить энергию, да и
сам оксид Сг2О3 довольно прочен. Поэтому хром восстанавлива-
ется при высоких температурах в нижней части печи углеродом,
т. е. путем прямого восстановления:
Сг2О3 + ЗС = 2Сг + ЗСО - Q2.
(4.137)
127
Хром - карбидообразующий элемент, и в процессе восста-
новления он образует карбид хрома, что облегчает восстанов-
ление:
3(Сг2О3 + ЗС = 2Cr + ЗСО - б2),
2(ЗСг + 2С = Сг3С2 + е3),
(4.138)
ЗСг2О3 + 13С = 2Сг3С2 + 9СО - (3g2 - 203).
Степень восстановления хрома в доменных печах достигает
92-98 %. Остальная часть (8-2 %) хрома остается невосстанов-
ленной и переходит в шлак. Практически содержание хрома в
чугуне зависит от его количества в шихте, и изменять его можно
только меняя состав шихты.
Титан поступает в доменные печи с рудными материалами,
чаще всего с титаномагнетитами, содержащими TiO2 2-3 % и
более. Титан в титаномагнетитах находится в виде минерала
ильменита FeOTiO2(FeTiO3). Сам по себе диоксид титана хими-
чески прочен, кроме того, разрушение ильменита также тре-
бует некоторых затрат энергии. В связи с этим титан восста-
навливается в нижней части печи при высоких температурах
углеродом:
TiO2 + 2С = Ti + 2СО - 694,297 МДж.
(4.139)
Взаимодействуя с углеродом и азотом, восстановленный ти-
тан образует карбиды и нитриды, отличающиеся высокой тем-
пературой плавления (около 3000 °C):
Ti+C = TiC,
Ti+0,5N2=TiN.
(4.140)
В условиях доменной печи они, оставаясь в твердом состоя-
нии, сгущают и чугун, и шлак, повышая их кажущуюся вязкость.
Вследствие этого чугун плохо отделяется от шлака, а шлак пло-
хо вытекает из доменной печи. Поэтому желательно, чтобы в
чугуне было как можно меньше титана.
Поскольку восстановление титана сопровождается больши-
ми затратами тепла, то степень его восстановления, как и крем-
128
ния, зависит от температуры. Содержание титана в чугуне связа-
но с содержанием кремния зависимостью
[Ti] = /C[Si],
(4.141)
где К - коэффициент пропорциональности.
Для условий ОАО “НТМК” значение этого коэффициента
около 1,2. Стремясь добиться малой степени восстановления ти-
тана, чтобы не допустить образования больших количеств кар-
бидов и нитридов титана, плавку титаномагнетитового рудного
сырья ведут при пониженном нагреве печи. Содержание крем-
ния при этом не должно превышать 0,4 %; лучше, чтобы оно бы-
ло не выше 0,3-0,2 и даже 0,1 %. Степень восстановления титана
в этом случае достигает 3-15 %. Таким образом, выплавка чугу-
на из титаномагнетитовых руд должна производиться при низ-
ких температурах в печи с получением низкокремнистого чугу-
на. При малом содержании титана в рудных материалах (не бо-
лее 0,1-0,2 %) восстановлением его можно пренебречь.
Ванадий вносится в доменную печь с железорудными мате-
риалами в виде V2O5. Ванадий имеет несколько степеней окис-
ленности, поэтому восстанавливается, согласно принципу
А.А. Байкова, по схеме
V2O5 -> V2O4 -> V2O3 -> VO -» V. (4.142)
Пентоксид ванадия восстанавливается довольно легко, при
умеренных температурах, когда восстановителем является СО,
до V2O3 по реакциям:
V2O5+СО = V2O4+СО2+0р
v2o4+co=v2o3+co2+e2.
(4.143)
Восстановление V2O3 осуществляется при более высоких
температурах углеродом по реакциям
V2O3 + С = 2VO + СО - 0!,
(4.144)
VO + C = V + CO-02.
(4.145)
Поскольку восстановление ванадия по этим реакциям со-
провождается затратами тепла, то полному восстановлению
его и переходу в чугун способствует повышение нагрева пе-
чи. Однако ванадий содержится в достаточно больших коли-
129
чествах (до 0,5 % V2O5) только в титаномагнетитах, при плав-
ке которых, как показано выше, высокие температуры в пе-
чи не допустимы, поскольку в этом случае восстанавливается
много титана и образуются тугоплавкие карбиды и нитриды
титана.
Оксид VO является основным оксидом, поэтому, взаимодей-
ствуя с SiO2, может образовывать силикаты:
VO + SiO2 = VSiO3 + Q2.
(4.146)
Это существенно затрудняет восстановление ванадия:
VSiO3 + С = V + SiO2 + СО - (Q2 + &).	(4.147)
Следовательно, для повышения степени восстановления ва-
надия необходимы основные шлаки. Оксид кальция в этом слу-
чае будет вытеснять VO из силиката и тем самым облегчать вос-
становление ванадия (поскольку Q4 > Q3):
VSiO3 = VO+SiO2 - Q3,
CaO + SiO2 + CaSiO3 + Q4,
< VO+C = V+CO-02,
(4.148)
VSiO3 + СаО+С = V + CaSiO3 + CO - (Q2 + Q3 - Q4 ).
Однако с ростом основности шлака пропорционально ей рас-
тет его выход. При определенной основности это приведет к
росту потерь ванадия со шлаком. Это можно видеть из следую-
щих уравнений, представляющих собой уравнение баланса вана-
дия:
XCVf/n,) = [V] + (\)U,
[V] = E(Vrm,-) - (V)17,
(4.149)
где V, - содержание ванадия в f-м материале; т, - удельный рас-
ход 1-го материала; (V), [V] - концентрация ванадия в шлаке и в
чугуне; U - удельный выход шлака.
Зависимость потерь ванадия со шлаком от его основности
показана на рис. 4.33. Поскольку концентрация ванадия в шла-
ке с ростом основности снижается не прямолинейно, а посте-
130
Рис. 4.33. Изменение концентрации
ванадия в шлаке (V), выхода шлака U
и потерь ванадия со шлаком (V)U
при изменении его основности
пенно затухает, то потери его
в шлаке (V)l/ при определен-
ной основности начинают воз-
растать, а концентрация в ме-
талле уменьшается (4.149).
Следовательно, снижается и
степень его восстановления:
1,1	1,2	1,3
Основность шлака (CaO/SiOJ
(4.150)
Итак, для достижения максимальной степени извлечения ва-
надия необходимо работать на шлаках оптимальной основности
и всемерно уменьшать выход шлака, т. е. подвергать руду глубо-
кому обогащению. Однако более глубокое обогащение может
привести к увеличению потерь ванадия с хвостами. Поэтому глу-
бина обогащения тоже должна быть оптимальной. При создании
благоприятных условий степень восстановления ванадия и пере-
хода его в чугун может достигать 85-94 %.
Медь поступает в доменные печи с некоторыми рудными ма-
териалами в виде СиО и халькопирита CuFeS2. Оксид меди вос-
станавливается легко и полностью при умеренных температурах
моноооксидом углерода по реакции
СиО + СО = Си + СО2 + Qy
(4.151)
Халькопирит восстанавливается при более высоких темпера-
турах, взаимодействуя с углеродом по реакции
CuFeS2 + 2СаО + 2С = Си +Fe + 2CaS + 2СО - Q2. (4.152)
,	I
Мышьяк - это вредная примесь. Он, как и фосфор, повыша-
ет хрупкость металла. В доменную печь вносится некоторыми
рудами (например керченскими) в виде As2O5. Этот оксид восста-
навливается при высоких температурах углеродом:
As2O5 + 5С = 2As + 5СО - Q.
(4.153)
131
Степень восстановления и перехода мышьяка в чугун составляет
100%.
Цинк. Некоторыми рудами цинк в доменную печь вносится в
виде цинкита ZnO и сфалерита ZnS. Цинкит восстанавливается
при высоких температурах по реакции прямого восстановления:
ZnO + C = Zn + CO-2i-	(4.154)
Сфалерит, взаимодействуя с СаО и углеродом, превращается
в цинк по реакции
ZnS + СаО + С = Zn + CaS + СО - Q2.
(4.155)
Эти процессы происходят при таких температурах, которые
позволяют цинку находиться только в виде паров. Поэтому об-
разовавшийся в результате этих процессов цинк сразу же испа-
ряется, уносится газами и в чугуне не растворяется. Испарение
цинка - одна из основных причин его полного восстановления.
Таким образом, никакого влияния на качество чугуна он не ока-
зывает. Попав с газами в верхнюю часть печи и в газоотводы,
цинк конденсируется и окисляется. В виде мелких частиц цинки-
та он уносится из печи газами и осаждается в системе газоочист-
ки. Однако часть паров цинка с газами проникает в поры и тре-
щины огнеупорной кладки и там конденсируется. Накопившиеся
в порах, швах и трещинах кладки печи цинк и цинкит могут вы-
звать в ней напряжения. Эти напряжения особенно велики при
колебаниях температуры, поскольку коэффициент термическо-
го расширения цинка в 30 раз превышает коэффициент расши-
рения шамота, из которого выполняется кладка печи. Особое
значение имеет то обстоятельство, что цинк - катализатор реак-
ции выделения сажистого углерода по известной реакции: 2СО =
= СО2 + С. В результате ускорения этой реакции в швах, трещи-
нах и порах огнеупорной кладки помимо цинка откладывается
много сажистого углерода, и напряжения, возникающие в клад-
ке, становятся особенно большими. Кладка печи растрескивает-
ся и быстро разрушается. Часть цинка конденсируется на кусках
шихты и опускается вниз печи, где вновь восстанавливается и в
виде паров поднимается вверх. Кроме того, цинк конденсирует-
ся на контактной поверхности большого конуса с чашей, вслед-
ствие чего конус не имеет возможности плотно прилегать к ча-
ше. При обильных отложениях цинка происходит разбаланси-
ровка большого конуса.
132
Таким образом, наличие цинка в рудных материалах приво-
дит к быстрому износу стенок шахты доменных печей, возник-
новению больших напряжений в кожухе печи и появлению в них
трещин, нарушает работу засыпного аппарата.
Свинец вносится рудными материалами в виде РЮ, PbS,
PbSO4. Из этих соединений он легко восстанавливается в услови-
ях доменной печи по реакциям:
РЬО + СО = РЬ + СО2;
PbS + СО + СаО = Pb + CaS + СО2 - Qx\
PbSO4 + 5СО + СаО = Pb + CaS + 5СО2 - Q2.
(4.156)
(4.157)
(4.158)
Восстановленный свинец быстро стекает в горн, и поскольку
он более плотный и не смешивается с чугуном, то скапливается
на лещади печи самостоятельным слоем. Будучи сильно пере-
гретым, он, имея малую вязкость и высокую плотность, легко
проникает в поры и швы огнеупорной кладки и разрушает ее.
ГЛАВА
ОБРАЗОВАНИЕ ЧУГУНА И ШЛАКА
5.1. НАУГЛЕРОЖИВАНИЕ ЖЕЛЕЗА И ОБРАЗОВАНИЕ
ЧУГУНА
Металлическое железо как продукт восстановления рудных
материалов появляется в нижней части шахты печи и распаре в
твердом состоянии в виде губчатого железа. При большом из-
бытке углерода, которое имеет место в доменной печи, получе-
ние чистого железа даже в начальный момент его появления
практически невозможно. При зондировании доменных печей в
пробах из шахты печи обнаруживают металлическое (губчатое)
железо, содержащее уже около 1 % углерода. По мере опуска-
ния материалов в доменной печи, их восстановления и дальней-
шего нагрева губчатое железо растворяет в себе углерод в воз-
растающем количестве. При этом температура его плавления
(согласно диаграмме состояния системы железо-углерод) сни-
жается, металл плавится и в виде капель стекает в горн. Оконча-
тельный состав чугуна формируется в горне доменной печи.
В соответствии с диаграммой состояния системы железо-уг-
лерод образующееся в результате восстановления при темпера-
турах ниже 1130 °C железо находится в твердом состоянии в ви-
де губчатого. Поры между частичками железа в кусках этой губ-
ки частично заполнены пустой породой. При температурах око-
ло 1000-1150 °C происходит интенсивное науглероживание же-
леза. Наиболее вероятно оно идет по реакции
3Fe + 2СО = Fe2C + СО2 + Q (Q = 180,493 МДж).	(5.1)
Необходимо учитывать, что при этих температурах
(1000-1150 °C) образующийся по реакции (5.1) диоксид углерода
(СО2) взаимодействует с углеродом по известной уже реакции:
СО2 + С = 2СО. В этом случае процесс науглероживания железа
происходит по суммарной реакции
3Fe + С = Fe3C.
(5.2)
134
Как видно, в конечном счете для науглероживания железа
затрачивается углерод кокса или углерод, выделившийся по ре-
акции Белла-Будуара: 2СО = СО2 + С. Но непосредственное на-
углероживание железа углеродом кокса возможно только тогда,
когда железо находится в жидком состоянии.
Таким образом, науглероживание железа в доменных печах,
как и прямое восстановление оксидов железа, происходит через
посредство газовой фазы.
Окончательное содержание углерода в чугуне зависит от ус-
тойчивости карбидов, которая во многом определяется наличием в
чугуне примесей марганца, хрома, фосфора, ванадия и др. Из этих
примесей Мп, Cr, V являются карбидообразующими элементами,
т. е. связывают в карбиды дополнительное количество углерода и
тем самым способствуют увеличению его содержания в чугуне.
Поэтому содержание углерода в ферромарганце (6,5-7,0 %) и зер-
кальном чугуне (5,0-5,5 %) всегда больше, чем в передельном чу-
гуне (4,5-5,0 %). Кремний, фосфор, медь, напротив, способствуют
снижению содержания углерода в чугуне. Это связано с тем, что,
например, кремний образует силициды железа (Fe3Si, Fe3Si2, FeSi,
FeSi2), а фосфор - фосфиды железа (FeaP, БезР, FeP). Они вытесня-
ют железо из карбидов и связывают его в эти соединения. Так, в
ферросилиции содержание углерода составляет 1,5-2,0 %, а в ли-
тейном чугуне 3,5-4,0 %, т. е. меньше, чем в передельном чугуне.
Существует ряд формул, связывающих содержание углерода
в чугуне с содержанием других элементов. Например, содержа-
ние углерода в чугуне по формуле Г. Бринкмана и Г. Тобиаса
[С] = 4,23 - 0,312[Si] - 0,33[Р] + 0,066[Мп].
• г
По уравнению А. Д. Готлиба
(5.3)
[С] = 4,60 - 0,27[Si] - 0,32[Р] + 0,03 [Мп].	(5.4)
В настоящее время предлагаются и другие зависимости, свя-
зывающие содержание углерода в чугуне не только с количест-
вом в нем примесей, но и с другими параметрами процесса плав-
ки. Ю. С. Юсфин и М. А. Альтер, например, предлагают следую-
щее эмпирическое уравнение:
[С] = -8,62 + 288
СО
СО+Н2
-182
СО
со+н2
- 0,244 [Si] +
+ 0,00143 • Гч + 0,00278 • Р£,
(5.5)
135
Рис. 5.1. Схема образования капли
чугуна
где СО, Н2 - содержание
этих газов в колошниковом
газе, об.%; t4 - температура
чугуна, °C; ₽со - парциаль-
ное давление СО в колошни-
ковом газе, кПа.
Как только содержание
углерода в железе станет
равным 4,3 %, при температуре 1130 °C образуются эвтектика и
первые капли жидкого чугуна. Стекая по кускам еще не наугле-
роженного губчатого железа и кокса, они растворяют и железо,
и углерод. Процесс образования чугуна при этом ускоряется.
Размер капель чугуна, стекающего по кускам, определяется
его плотностью и поверхностным натяжением на границе раздела
чугун-газ. Схему образования капли чугуна на поверхности куска
рудного материала можно представить по рис. 5.1. Критический
размер (диаметр) капли, отрывающейся от твердого куска рудного
материала, можно определить из следующего уравнения:
п-d*
6
pg = O-7C<.
(5.6)
Левая часть этого равенства равна массе образующейся кап-
ли, стремящейся оторвать ее, а правая - силе поверхностного на-
тяжения, стремящейся удержать каплю. Как только масса пре-
высит силу поверхностного натяжения, происходит отрыв капли.
Из равенства (5.6) диаметр капли
(5.7)
где - диаметр капли; р - плотность чугуна; о - поверхностное
натяжение на границе чугун-газ; g - ускорение силы тяжести.
Плотность и поверхностное натяжение чугуна зависят от его
состава и температуры. Плотность его составляет примерно
6,8-7,0 г/см3, а поверхностное натяжение 0,92-1,11 Н/м. Чугун яв-
ляется сравнительно подвижной жидкостью, имеющей на выпуске
вязкость (1,5-3,5)1О"3 Па с. Поэтому он, образуя сравнительно не-
большие капли, довольно быстро стекает по кускам кокса вниз.
136
В процессе стекания в чугун переходят восстанавливающие-
ся фосфор, марганец, кремний, сера и другие элементы. При
этом количество чугуна возрастает. Прирост чугуна описывает-
ся уравнением
dG = dgPc t dgSi t JgMn ।	।
dh dh dh dh dh
(5.8)
Когда чугун проходит перед фурмами в верхней части горна,
где происходит горение топлива и присутствует кислород дутья,
он окисляется. Окисляются примеси (кремний, марганец, фос-
фор) и частично железо:
Si + О2 — SiO2 + Qlf
Мп+0,5О2 =МпО+£?2,
2Р+2,5О2 =Р2О,+е3,
Fe+0,5О2 = FeO+Q4.
(5.9)
Окислившиеся элементы переходят в шлак. При этом и чугун,
и шлак разогреваются за счет высоких температур в зоне горения
и за счет тепловых эффектов реакций окисления. Однако как толь-
ко капли чугуна и шлака пройдут окислительную часть фурменной
зоны, они вновь попадают в восстановительную атмосферу, и при
стекании их по раскаленным кускам кокса окислившиеся элементы
быстро восстанавливаются по соответствующим реакциям прямо-
го восстановления. Когда капли чугуна проходят через слой шлака
в горне печи ниже воздушных фурм, из него удаляется сера.
Следует учесть, что когда капли чугуна стекают по кускам
кокса в слое шлака, они могут сливаться, так как в слое шлака
размер капель определяется несколько другим равенством:
тс • d?
Т ~ (Рч — Ршл)<? ~ ^ч-шл’^’^к»	(5.10)
т. е. зависит от поверхностного натяжения на границе чу-
гун-шлак и от разницы плотностей чугуна и шлака. Из этого ра-
венства диаметр капли чугуна
(5.11)
137
зЧугу»-
Содержание элементов, %
Рис. 5.2. Изменение состава
чугуна при опускании его в
нижней части печи
состава
Указанные изменения
химического состава чу-
гуна схематично показа-
ны на рис. 5.2. В резуль-
тате всех рассмотренных
процессов устанавлива-
ется конечный состав
чугуна, который скапли-
вается в нижней части
горна - металлоприем-
нике. Как показано ра-
нее, он зависит от соста-
ва шихты, нагрева печи,
количества
(основности) шлака. Ме-
няя эти параметры, мож-
но менять состав получа-
емого чугуна.
Поскольку нагрев
печи, а следовательно, и
температуры продуктов
плавки (чугуна и шлака)
определяются заданным составом чугуна, который необходимо
получить, этим же определяются и затраты тепла по статье “ко-
личество тепла, уносимого чугуном” - q4. Безусловно, экономить
тепло (а следовательно, и кокс) за счет этой статьи практически
невозможно.
Важнейшей характеристикой качества и свойств чугуна яв-
ляются его химический состав, однородность состава, количест-
во неметаллических включений и растворенных газов. О хими-
ческом составе было сказано выше при рассмотрении сортамен-
та чугунов и стандартов на выплавляемые марки чугунов. Неме-
таллические включения в чугуне представлены тугоплавкими
оксидами, карбонитридами, сульфидами и фосфидной эвтекти-
кой. Оксидные включения - это FeO, SiO2, А12О3, СаО, MgO и
т. п. Их количество составляет около 0,0035-0,023 % (обычно на-
ходится в пределах 0,006-0,008 %). Наличие карбонитридов
обычно связано с присутствием титана. Их количество достига-
138
ет 0,01-0,04 %. Сульфидных включений обычно 0,01-0,02 %. В
виде этих включений может находиться до 20 % серы, содержа-
щейся в чугуне.
5.2. ЗНАЧЕНИЕ ШЛАКОВ В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
И МЕХАНИЗМ ИХ ОБРАЗОВАНИЯ
Кроме основного продукта - чугуна в доменной печи образу-
ется жидкий шлак, который так же, как чугун, скапливается в
горне печи и должен удаляться из нее в жидком виде.
Шлак является продуктом плавления пустой породы рудного
материала, флюса и золы кокса. В состав шлака, выпускаемого из
печи, входят оксиды кремния, кальция, магния, алюминия, сульфи-
ды металлов, а также небольшие количества монооксидов железа
FeO и марганца МпО. Железо практически полностью восстанав-
ливается, и в шлак переходит лишь малая часть монооксида желе-
за (до ~ 0,5 % FeO). Из предыдущих разделов известно, что марга-
нец восстанавливается не полностью. Степень его восстановления
и перехода в чугун зависит от основности шлака и расхода топли-
ва (температуры в печи). Невосстановившаяся часть МпО остается
в составе шлака. В шлак переходит не весь кремнезем, содержав-
шийся в шихте. Часть кремния восстанавливается и переходит в
чугун. Чем горячее ход печи и относительно меньше основность
шлака, тем больше кремния восстанавливается в ходе плавки.
Кальций, магний, алюминий в обычной плавке не восстанавлива-
ются. При работе печи на кислородном дутье или на глиноземис-
тых рудах небольшое количество алюминия может восстанавли-
ваться. При горячем ходе доменной плавки может образовываться
небольшое количество карбида кальция - CaQ. При доменной
плавке частично восстанавливаются Ст, V, Ti, т. е. оксиды этих ме-
таллов также имеются в шлаке. Медь, никель, мышьяк, цинк, сви-
нец, фосфор при доменной плавке восстанавливаются полностью
и в шлакообразовании не участвуют; из них Си, Ni, As, Р полно-
стью переходят в чугун. Цинк уносится газовым потоком в верхние
горизонты и там частично вновь окисляется. Свинец скапливается
в горне печи, не смешиваясь с чугуном. В шлакообразовании уча-
ствуют также оксиды щелочных металлов К2О, Na2O.
По мере опускания шихтовых материалов в печи образуются
первичные, промежуточные и конечные шлаки, различающиеся
по составу и свойствам и имеющие разное значение для процес-
са получения чугуна.
139
Процесс шлакообразования имеет весьма важное значение в
ходе доменной плавки. В частности, физические свойства первич-
ных и промежуточных шлаков (температура плавления, вязкость,
способность вспениваться) наряду с удельным выходом шлака (на
единицу чугуна) оказывают существенное влияние на сход мате-
риалов и движение газа в столбе шихты. При значительной про-
тяженности зоны размягченных рудных материалов по высоте пе-
чи и высокой вязкости шлаков (размягченного рудного материа-
ла) могут образоваться крупные блоки малоподвижного конгло-
мерата из размягченных масс рудного материала, кусков кокса и
флюса, которые замедляют или даже на какое-то время прекра-
щают опускание шихты. При таком состоянии столба плавильных
материалов восходящий поток газов встречает на своем пути
сильное газодинамическое сопротивление. Эта зона становится
малопроницаемой для газового потока. Значительное развитие
этих явлений обычно приводит к подвисанию шихты в печи, обра-
зованию канального движения газового потока, а также к нару-
шению нормального теплового состояния печи.
Напротив, при короткой по высоте зоне размягчения рудных
материалов (зоне когезии) и низкой вязкости первичных шлаков
опускание шихты и движение газов в зоне шлакообразования
облегчаются. В таком случае имеется возможность более интен-
сивно вести плавку, т. е. подавать в печь больше дутья.
Такие свойства шлака, как температура плавления, теплоем-
кость, теплосодержание шлаков наряду с теплом, выделяющим-
ся у воздушных фурм при сгорании кокса, являются важнейшим
фактором, определяющим тепловое состояние горна, физичес-
кий нагрев и состав чугуна.
Химический состав и физико-химические свойства промежу-
точных и конечных шлаков оказывают большое влияние на со-
став и качество чугуна по содержанию в нем примесей - Мп, S,
Si и др. Содержание примесей в чугуне зависит от выхода, основ-
ности, вязкости и других свойств шлака, т. е. последний является
регулятором химического состава чугуна по содержанию приме-
сей и рафинирующим его по содержанию серы.
В связи с такой важной ролью шлака исследованию процес-
сов его образования и свойств в различных условиях плавки уде-
ляется большое внимание.
Загруженные в доменную печь шихтовые материалы при
опускании подвергаются различным физическим и физико-хи-
мическим воздействиям: нагреву до высоких температур, растре-
140
скиванию и истиранию, спеканию и химическому взаимодейст-
вию компонентов в твердом и жидком состояниях, восстанови-
тельному действию газов, размягчению и плавлению пустой по-
роды рудного материала при участии флюса и т. д.
Размягчению и плавлению пустой породы рудного материа-
ла (агломерата, окатышей) предшествуют спекание и взаимо-
действие компонентов в твердом состоянии как внутри кусков
рудного материала, так и на его поверхности при соприкоснове-
нии с кусками флюса. Процесс шлакообразования начинается со
спекания рудной части шихты, из которой уже частично восста-
новилось железо. При химическом взаимодействии оксидов в
твердой фазе могут образовываться химические соединения,
температура плавления которых ниже, чем температура плавле-
ния исходных оксидов.
Химическое взаимодействие в смеси твердых веществ облада-
ет рядом особенностей: имеет гетерогенный характер, т. е. про-
текает на поверхности раздела сосуществующих фаз; кроме хи-
мического сродства компонентов зависит от пространственного
расположения компонентов и связано с возникновением фаз но-
вого состава и нового кристаллического строения. Скорость вза-
имодействия оксидов в твердом состоянии определяется крупно-
стью зерен (т. е. величиной их удельной поверхности и поверхно-
стью взаимных контактов), формой их поверхности, плотностью
реагирующих веществ, температурой и продолжительностью
взаимодействия, равномерностью перемешивания взаимодейст-
вующих веществ и т. д. Чем меньше крупность компонентов, луч-
ше равномерность перемешивания, чем более удобная для взаим-
ного контакта поверхность зерен, тем выше скорость твердофаз-
ных реакций. Чем меньше плотность компонентов, тем более
“проницаемы” они для диффундирующих ионов к реакционной
поверхности и выше скорость реакции. Наконец, чем выше тем-
пература, тем больше скорость диффузии и самой химической
реакции. Продолжительность взаимодействия определяет сте-
пень завершенности той или иной твердофазной реакции.
Температурные данные твердофазного взаимодействия не-
которых оксидов, характерных для доменного процесса, пред-
ставлены в табл. 5.1.
Твердофазное взаимодействие в доменной печи происходит
не только между свободными оксидами, но и с оксидами, связан-
ными в различные сложные минералы (например, см. строку 10
табл. 5.1).
141
Таблица 5.1
Температурные характеристики твердофазного взаимодействия оксидов
№п. п.	Взаимодействующие оксиды	Твердый продукт взаимодействия	Температура начала взаимодействия, °C	Температура интенсивного взаимодействия, °C
1	СаО + SiO2	Ca2SiO4	800	1200
2	MgO + SiO2	Mg2SiO4	900	1170
3	СаО + Fe2O3	Ca^Oj	300-500	1000
4	СаО + Д12О3	CaAl2O4	800-900	—
5	MgO + А12О3	MgAl2O4	400-500	800-1000
6	MgO + Fe2O3	MgFe2O4	300-500	1200
7	FeO + SiO2	Fe2SiO4	800	1000-1200
8	FC3O4 + SiO2	Fe2SiO4	800-900	Г
9	РегО3 + NauO	Na2Fe2O4	500	900-1000
10	CaCO3 + A12O3	CaAl2O4	600	900-1000
Образование химических соединений при шлакообразовании
сопровождается выделением тепла, которое называется тепло-
той (тепловым эффектом) шлакообразования, величина которо-
го может быть определена по тепловым эффектам соответству-
ющих реакций образования химических соединений (их можно
найти в справочной литературе).
Если шихта подвергается агломерации или обжигу (произ-
водство окатышей), то часть реакций шлакообразования проис-
ходит в процессе предварительной подготовки (агломерации или
обжига окатышей) и соответствующее количество тепла выде-
ляется в ходе этих процессов.	>
При нагревании рудной шихты до температуры 1100-1200 °C,
а иногда и до более низкой (700-800 °C), образующиеся вновь
при твердофазном взаимодействии и существующие в рудных
материалах исходные химические соединения могут образовы-
вать жидкую фазу, в то время как весь основной материал еще
находится в твердом состоянии. Жидкая фаза при этом появляет-
ся в микрообъемах, в местах контактов химических соединений,
способных при взаимодействии образовывать новое легкоплав-
кое соединение. В результате происходит спекание частиц, т. е.
физическое слипание частиц оксидов.
Спекание может протекать и в твердом состоянии, без учас-
тия жидкой фазы - так называемое твердофазное спекание. Как
при твердофазном спекании, так и при спекании с участием жид-
ких фаз (расплава) происходят уменьшение пористости рудных
материалов (за счет зарастания, залечивания пор), пропитка пор
142
расплавом, образование манжет из расплава и обволакивание
рудных кусков расплавом. Это явление затрудняет доступ вос-
становительного газа к невосстановленным оксидам железа, за-
медляя ход восстановительного процесса.
С дальнейшим повышением температуры рудные материалы
размягчаются. Этот процесс следует за спеканием или соверша-
ется одновременно с ним. При размягчении неизбежно оплавле-
ние хотя бы незначительного участка рудного материала (т. е.
появление жидкой фазы), что вызывает ослабление внутренних
сил сцепления частиц рудного материала, делает возможной де-
формацию куска (т. е. взаимное перемещение составляющих его
структур), усадку слоя мелких материалов, резкое снижение по-
ристости. При появлении жидкой фазы и увеличении ее количе-
ства по мере повышения температуры идут и процессы раство-
рения тугоплавких компонентов в расплаве, интенсивнее проте-
кают процессы химического взаимодействия расплава с тверды-
ми оксидами.
При достижении определенных температур размягчившееся
вещество переходит в текучее, подвижное состояние, т.е. обра-
зуется жидкий шлак. При этом он вначале представляет собой
суспензию частиц тугоплавких компонентов в образовавшемся
расплаве. По мере дальнейшего повышения температуры туго-
плавкие компоненты полностью растворяются или расплавля-
ются и расплав становится гомогенным.	*
Таким образом, процесс плавления рудных материалов в от-
личие от плавления чистых веществ происходит не при одной ха-
рактерной для этого вещества температуре, а в интервале тем-
ператур. Причем этот температурный интервал (от начала спе-
кания и размягчения до полного расплавления всей массы) име-
ет существенное технологическое значение. Чем шире интервал
размягчения и плавления рудного материала, тем большую
часть печи по высоте занимает пластичная, вязкая, непроницае-
мая для газа размягченная масса, заполняющая пустоты между
кусками кокса (зона когезии). Это затрудняет движение газов
вверх и ухудшает их распределение по сечению печи. Поэтому
желательно иметь возможно более узкий интервал размягчения.
Первичный шлак - это первый подвижный расплав, образу-
ющийся в печи на поверхности или внутри кусков размягченно-
го рудного материала, при расплавлении наиболее легкоплавких
химических соединений или смесей эвтектического состава. Об-
разовавшийся первичный шлак часто движется в печи независи-
143
мо от шихтовых материалов между кусками, непрерывно изме-
няя свой состав.
Первичный шлак образуется тогда, когда его основные ком-
поненты (SiO2, А12О3, СаО, MgO, FeO, МпО и другие оксиды), на-
ходясь в тесном контакте, достигли при нагреве достаточно вы-
сокой температуры и входят в смесь (в состав первичного шла-
ка) в таких количественных соотношениях, которые обеспечи-
вают получение легкоплавких соединений и эвтектик с получе-
нием жидкой фазы. Некоторых оксидов в данной зоне (контак-
та) может не быть, поэтому они не войдут в состав первичного
шлака. Другие, наоборот, могут быть в избытке по сравнению с
требуемым количеством для образования легкоплавкой эвтек-
тической смеси или соединения и войдут в состав первичного
шлака не полностью. Поэтому первичного шлака образуется не-
много, основная масса оксидов при этом находится еще в твер-
дом виде.
Нельзя точно указать, в какой зоне печи (на каком кон-
кретно горизонте) происходят спекание, размягчение и пер-
вичное шлакообразование. Эти процессы могут начинаться
при различных температурах и проходить более или менее ин-
тенсивно в зависимости от указанных условий (наличия кон-
такта между оксидами и их смесями, способными образовы-
вать легкоплавкие соединения в данной температурной зоне
печи). Даже два куска одного и того же материала могут спе-
каться по-разному, а тем более куски разнородных материа-
лов. Поэтому нет строго постоянных горизонтов спекания,
размягчения, плавления. Существующие представления о рас-
положении этих горизонтов условны.
Ход образования шлака зависит от распределения темпера-
туры и газа в печи, распределения в шихте извести, получившей-
ся от разложения известняка, от очертания профиля печи в об-
ласти распара и заплечиков, что определяет движение шлака.
Самой лучшей с точки образования шлака является самоплавкая
или самофлюсующаяся шихта, когда в пустой породе рудного
материала (например офлюсованном агломерате или окатышах)
составные части (шлакообразующие оксиды) находятся в нуж-
ном соотношении.	. <
Образование первичного шлака затрудняется при подаче в
печь сырого известняка. Распределяясь в шихте неравномерно,
известняк обусловливает и неравномерное протекание процесса
шлакообразования.
144
Затруднен процесс шлакообразования и получения первич-
ных и промежуточных шлаков оптимального состава и свойств
также и при работе доменных печей на многокомпонентной руд-
ной части шихты, когда она включает несколько составляющих,
отличающихся по своим металлургическим свойствам. Напри-
мер, в шихту доменных печей Челябинского металлургического
комбината входят 6-10 рудных компонентов: глиноземистые и
магнезиальные сырые руды, титаносодержащие окатыши Кач-
канарского ГОКа, неофлюсованный агломерат Златоустовско-
го рудоуправления, агломераты из михайловских руд КМА, бу-
рые железняки и сидериты Бакальского рудоуправления, нео-
флюсованные окатыши ССГОК, агломераты низкой основности
собственной аглофабрики и аглофабрик НТМК, криворожские
окатыши, сырая Лебединская руда КМА и др. Состав и свойства
первичных и промежуточных шлаков, образующихся при плав-
лении этих материалов, существенно различаются. При про-
плавке одних материалов (неофлюсованные окатыши ССГОК,
агломераты низкой основности ЧМК и НТМК, неофлюсован-
ный агломерат ЗРУ, криворожские окатыши, сырая Лебедин-
ская руда) первичное шлакообразование начинается рано, пер-
вичные шлаки содержат большое количество монооксида желе-
за (FeO), обладают высокой вязкостью и характеризуются зна-
чительным вспениванием. Промежуточные шлаки из этих руд-
ных материалов также характеризуются высокой вязкостью.
При повышении основности агломератов температура начала
шлакообразования повышается, а содержание FeO в шлаке сни-
жается. Процесс шлакообразования из сырых и обожженных си-
деритов БРУ вообще затруднен из-за чрезмерно высокой темпе-
ратуры плавления пустой породы вследствие высокого содержа-
ния в ней оксида магния MgO.
В условиях многокомпонентной шихты необходимо устанав-
ливать состав и режим загрузки ее в печь, обеспечивающие ус-
реднение шихтовых материалов с различным химическим соста-
вом и металлургическими свойствами и получение первичных,
промежуточных и конечных шлаков с составом и свойствами,
оптимальными для данных условий.
В офлюсованном агломерате флюсующие оксиды распреде-
лены равномерно, а химические соединения, характерные для
процесса первичного шлакообразования, возникли в процессе
агломерации, в связи с чем при работе печи на таком агломера-
те формирование шлака облегчается.
145
Рис. 5.3. Установка для определения интервала размягчения рудных материалов.
1 — нагревательная печь; 2 — тигель с пробой руды; 3 — термопара; 4 — реохорд; 5 — рычаг с гру-
зом; 6 — шток; 7—фарфоровая труба; 8—монтажные провода; 9—двухкоординатный потенциометр
Поскольку процесс размягчения и плавления рудных матери-
алов происходит в температурном интервале, характерном для
каждого материала, а этот интервал имеет большое технологи-
ческое значение для доменной плавки, то составляющие процес-
сы являются предметом специальных измерений и исследований.
Для этого существуют специальные методики, приборы и уста-
новки. По одной из таких методик характер размягчения руд и
агломератов изучается на установке, изображенной на рис. 5.3.
Пробу мелкозернистого рудного материала определенного
объема нагревают в печи с определенной скоростью в нейтраль-
ной атмосфере под нагрузкой 2,0-2,5 кгс/см . Первоначально в
процессе нагрева происходит расширение рудного материала и
штока, а затем в зависимости от наличия легкоплавких веществ
начинается усадка слоя, которая фиксируется прибором.
При определении температуры размягчения кусковых руд-
ных материалов образец заданных размера и формы сжимается
двумя захватами и помещается в печь, температура в которой
146
900	1100	1300	0	10	20	30
Температура, °C	Время, мин
Рис. 5.4. Кривые усадки рудных материалов (Л/ — интервал размягчения)
Рис. 5.5. Термограммы нагрева образцов рудных материалов (обозначения
в тексте)
медленно повышается. Сжатие образца передается с помощью
системы рычагов и фиксируется на диаграмме. Начало процесса
и сам процесс размягчения определяются по деформации (усад-
ке) образца. Характер кривых усадки (размягчения) образцов
представлен на рис. 5.4. Более точно усадка определяется на ди-
латометре.
Имеются и другие способы определения температур и интер-
вала размягчения и плавления. Для этого широко используется,
например, термографический метод, при котором фиксируются
моменты всех фазовых переходов, сопровождающихся измене-
нием температуры. Термограммы нагрева образцов записыва-
ются в координатах время-температура (рис. 5.5).
На термограмме фиксируются все тепловые эффекты, свя-
занные с преобразованиями, которые происходят в рудном мате-
риале при нагревании: 1 - температура первого преобразования
(например переход в стеклообразное состояние или какое-то по-
147
диморфное превращение или химическое взаимодействие окси-
дов); 2 - температура появления первичного расплава (плавле-
ние легкоплавких соединений, эвтектических смесей и т. п.); 3 -
температура интенсивного плавления (появление большого ко-
личества расплава); 4 - точки перегрева и температурные пло-
щадки (появляются тогда, когда плавится какое-то вещество
рудного материала; перегрев - это нагрев расплава); 5 - темпе-
ратура полного расплавления, когда с повышением температу-
ры однородного расплава никаких эффектов больше не обнару-
живается.
На некоторых установках одновременно со снятием кривых
размягчения фиксируется ход восстановления рудного материа-
ла, что дает возможность сопоставить процессы восстановления,
размягчения и установить связь между ними.
В размягчении рудных материалов важны температура его
начала (гнр, когда шток начинает двигаться вниз, указывая на на-
чало деформации) и интервал (Д/р). Для различных рудных мате-
риалов температура начала размягчения находится в пределах
700-1200 °C, а интервал - в пределах 100-400 °C.
Восстановленные на 30-40 % рудные материалы размягча-
ются при более низких температурах, так как появляется боль-
шое количество FeO. При большей степени восстановления тем-
пература начала размягчения возрастает, поскольку количество
монооксида железа снижается.
Размягчение рудных материалов способствует улучшению
контакта между шихтовыми материалами и облегчает образова-
ние шлака. Как отмечалось выше, шлак в доменной печи обра-
зуется из пустой
породы железо-
рудных материа-
лов и золы кокса,
главными компо-
нентами которой
являются SiO2 и
А12О3.
Для того что-
бы понять, откуда
появляется пер-
0 10 20 30 40 50 60	80 90 100
SiO2	3Al2O3-2SiO2 А12О3
А12О3, мае. %
Рис. 5.6. Диаграмма
состояния системы
SiO2—А12Оз
148
2570
2400
2000
1600
в
1200
800
5
а-тридимит+жидк.
E
а-тридимит 4- a-CaOSiO2
Жидкость
a = 2CaOSi02 +
жидкость
Две \
ЖИДКОСТИ 1
_а-кристобалит
3CaO-SiO2+
жидкость
-CaO-SiO2 +
жидкость
со
2CaO-SiO2
о
• w*
co
<n
2
СаО + жидкость
a/-2CaOSiO24-CaC
N
3CaOSiO2
BCaOSiO2+Ca0
____a-2CaOSiO2
—yj + ЗСаО ^1О2 -
Р-гСаО-БЮг+ЗСаО SiO;
M	-
а-трвдимит+fJ-CaO-SiO^
p-2CaOSiO2+CaO_
С4

а-кварц+[3-CaO-SiO2
> fl-кварц + B-CaO-SiO?
SiO2 20	40CaOSi
E2CaOSK
3CaO2Sii
Y-2CaO-SiO2+CaO -
I--------r
0
60
2CaO-Si(X
3CaO-2SiO2 ‘ 3CaOSiO2
CaO
Рис. 5.7. Диаграмма состояния системы SiO2—СаО
вая жидкая фаза, а следовательно, образуется жидкий шлак, сле-
дует познакомиться с диаграммами состояния оксидных систем,
которые имеют место при нагревании компонентов доменной
шихты и участвуют в образовании первичного шлака.
Из диаграммы состояния системы SiO2-Al2O3 (рис. 5.6) видно,
что не только чистые оксиды SiO2 и А12О3 имеют высокие тем-
пературы плавления (соответственно 1713 и 2050 °C), но и их эв-
тектика (1595 °C), т. е. эти компоненты пустой породы рудного
материала и золы кокса, а также продукты их взаимодействия в
доменной печи плавиться не могут.
Отсутствуют легкоплавкие соединения и в двойных системах
SiO2-CaO и А12О3-СаО, которые могут образовываться при до-
бавлении известняка. Это видно также из диаграмм состояния
этих систем (рис. 5.7 и 5.8).
149
1500
1800
1700
1600
1400
1300
0	10
СаО
20
30 о 40	50©
3	£
?	S
о	Л
m	!л
А12О3, мае. %
606’706'80 90 100
СЧ “	- - -
<2
А12О3
Рис. 5.8. Диаграмма состояния системы СаО—А12О3
Диоксид кремния (SiO2) в кристаллическом виде встречается
в нескольких модификациях: {3- и а-кварц, тридимит и кристоба-
лит. Температуры полиморфных переходов отмечены на верти-
кали 100 % SiO2 диаграммы. Чистые компоненты SiO2 и СаО
плавятся соответственно при 1713 и 2570 °C (точки А и О).
В системе имеются следующие химические соединения.
Метасиликат CaSiO3 (CaOSiO2), встречающийся в двух мо-
дификациях: p-CaO SiO2 (волластонит) и a-CaO SiO2 (псевдо-
волластонит). Переход P-CaO SiO2 в a-CaO SiO2 происходит
при 1150-1160 °C. Следует отметить, что в разных литератур-
ных источниках температурные точки указанного перехода
различны.
150
Пиросиликат Ca3Si2O7 (3CaO-2SiO2), или ранкинит. Сущест-
вует в кристаллическом состоянии до температуры 1464 °C. При
указанной температуре происходит распад на ортосиликат
2CaO SiO2 и жидкость состава перитектики (~ 58 % СаО, точка
Н') по схеме
3CaO-2SiO2 = 2CaO-SiO2 + жидкость.
Это означает, что пиросиликат плавится инконгруэнтно, ког-
да химический состав образующегося расплава (жидкости) отли-
чается от состава кристаллического вещества. При нагревании
до определенной температуры такие вещества разлагаются на
жидкость и новую твердую фазу. В этом случае максимум на ли-
нии ликвидуса отсутствует.
Ортосиликат Ca2SiO4 (2CaOSiO2), у которого известны три
модификации: a-Ca2SiO4 (ларнит), p-Ca2SiO4 и y-Ca2SiO4. Темпе-
ратура плавления Ca2SiO4 составляет 2130 °C (точка J). Темпера-
тура перехода a-Ca2SiO4 -» 0-Ca2SiO4 составляет 1250 °C. Темпе-
ратура перехода 0-Ca2SiO4 -> y-Ca2SiO4 равна 675 °C. Этот пере-
ход сопровождается увеличением объема на 10 %. Поэтому при
охлаждении ниже данной температуры (675 °C) систем, содержа-
щих заметные количества ортосиликата (основных шлаков, оф-
люсованных агломератов и др.), происходит разрушение вещест-
ва (его рассыпание).
Ca3SiO5 (3CaO SiO2) - алит. Этот силикат кальция устойчив
только в области температур 1250-1900 °C. Он не плавится, а
разлагается в твердом состоянии: при нагреве выше 1900 °C -
на фазы СаО и a-2CaO SiO2, а при охлаждении ниже 1250 °C -
на СаО и 0-2CaO SiO2. В данной системе в интервале темпера-
тур 1698-2100 °C образуется два расплава (ж! и ж2), один по со-
ставу близок к SiO2 (ж0, а второй содержит более 20-29 %
СаО. Каждый из них имеет на диаграмме (см. рис. 5.7) свою об-
ласть гомогенности, и обе сливаются в одну при температуре
выше 2100 °C.
В системе имеются три эвтектики: точки Е, Н и М с темпера-
турами плавления соответственно 1436,1455 и 2065 °C. Инвари-
антные точки системы CaO-SiO2 представлены в табл. 5.2. Тем-
пературы плавления исходных компонентов - кристаллов из-
вести СаО и корунда Д12О3 составляют соответственно 2570 и
2050 °C.
Система включает следующие твердые фазы - химические
соединения (алюминаты кальция):
151
Таблица 5.2
Инвариантные точки системы CaO-SiO2
Точка на рис. 5.7	Фаза	Реакция	Состав, %		Г, °C
			СаО	SiOj	
Е	a-CaO-SiO2 + тридамит + «жидкость	Эвтектика	37,00	63,00	1436
F	a-CaO-SiO2 + жидкость	Плавление	48,30	51,70	1540
Н	a-CaO-SiO2 + 3CaO-2SiO2 + + жидкость	Эвтектика	54,50	45,50	1455
II'	3CaO-2SiO2 + a-2CaOSiO2 + + жидкость	Плавление	55,50	44,50	1478
J	a-2CaO-SiO2 + жидкость	То же	65,10	34,90	2130
м	a-2CaO-SiO2 + СаО + жид- кость	Эвтектика	67,50	32,50	2065
к	a-CaO-SiO2 + p-CaO-SiO2	Полиморфное превращение	48,30	51,70	1150
	y-2CaOSiO2 + p-2CaOSiO2	То же	65,10	34,90	675
А	а-кристобалит (SiO^)	Плавление	—	100,00	1713
О	СаО	Тоже	100,00	—	2570
ЗСаО-А12О3 (Са3А12О6) - плавится инконгруэнтно (разлагает-
ся перед плавлением) при 1533 °C;
5СаО-ЗА12О3 (СаО5А16О14) - плавится конгруэнтно при 1455 °C;
СаО А12О3 (СаА12О4) - плавится конгруэнтно при 1606 °C;
СаО-2А12О3 (СаА14О7) - плавится инконгруэнтно при 1765 °C.
В систему входят три эвтектические линии при температурах
плавления 1395,1400 и 1590 °C.
Как видно из диаграмм состояния двойных систем, включаю-
щих основные шлакообразующие оксиды, они не могут образо-
вать расплава при температурах, которые имеют место в зоне
шлакообразования доменной печи (распар, заплечики). Однако
соединения, плавящиеся при температурах 1150-1250 °C (в ука-
занных зонах печи), имеют место в тройных системах, в том чис-
ле в системе SiO2-Al2O3-CaO, которая образуется при добавле-
нии к пустой породе рудного материала известняка. В офлюсо-
ванном агломерате такая система реализуется еще в процессе аг-
ломерации.
Познакомимся с диаграммой состояния шлаковой система
SiO2-Al2O3-CaO. Для выражения состава тройной системы
обычно используется равносторонний треугольник, у которого,
как известно, сумма трех перпендикуляров, опущенных из лю-
152
бой точки внутри треугольника на стороны, величина постоян-
ная, равная высоте треугольника (рис. 5.9). Подобным свойством
обладают и концентрации тройных смесей: сумма концентраций
всех компонентов - величина постоянная (например 100 %). Ес-
ли принять высоту треугольника за 100 %, то длины перпендику-
ляров, опущенных из какой-либо точки треугольника, будут со-
ответствовать содержаниям компонентов определенного трой-
ного сплава (смеси). Из вершин треугольника можно опустить на
противоположные стороны только по одному перпендикуляру.
Следовательно, вершины отвечают чистым компонентам (100 %
какого-либо из трех компонентов). •
Точки на сторонах треугольника изображают двухкомпо-
нентные системы, на которых можно построить рассмотрен-
ные выше диаграммы двойных систем (рис. 5.10). Смесям, со-
держащим все три компонента, принадлежат точки внутри
треугольника, называемого концентрационным треугольни-
ком Гиббса.
Линии, параллельные сторонам треугольника, являются гео-
метрическим местом точек, отвечающих постоянной концентра-
ции в смеси компонента, расположенного на противолежащей
вершине треугольника. Это свойство используют для нанесения
на концентрационный треугольник координатной сетки.
Рассмотрим треугольник АВС, вершины которого отвечают
чистым компонентам А, В и С (см. рис. 5.9). Разобьем высоту
треугольника, исходящую из вершины В, на 10 равных частей и
проведем через эти деления прямые, параллельные стороне АС.
Параллель, отстоящая на 0,1 высоты от основания, является ге-
ометрическим местом точек, принадлежащих смесям (сплавам) с
10 % компонента В, следующая параллель - 20 % компонента В
и т. д. Аналогично прямые, параллельные стороне АВ, отвечают
сплавам с 10 % компонента С, 20 % этого компонента и т. д. В ре-
зультате на треугольнике получается координатная сетка, на ко-
торой можно находить точки, отвечающие составам любой
трехкомпонентной смеси. Например, сплав, содержащий 50 %
компонента В и 20 % компонента С, определяется точкой пере-
сечения соответствующих прямых, параллельных сторонам АС
и АВ (точка а на рис. 5.9).
Как видно, двойные диаграммы состояния располагаются на
плоскости. В тройных системах для геометрического изображе-
ния только состава необходимы две координаты, т. е. плоскость.
В результате на диаграмме состав-свойство появляется третья
153
Рис. 5.9. Концентрационный треугольник
Рис. 5.10. Диаграмма состояния тройной системы А—В—С и
двойных систем А—В, В—С и А—С
1712
10
20
90
1470
80
1712
30,
30
•2SiO2
266
13
1596
3A12°3* 2S®2
50
1830
40
80	90
Со0-5Мг0э
WO
О Ю
CaO
2570
Рис. 5.11. Диаграмма состояния системы СаО—SiO2—А12О3
1549
ЗСаО'АЬО) 5CaO-3AljO3 ‘*СаО‘А12О3
% MiOj—*
CaO’SiOj
1548
3CaO*2SiDj
ZCaO-SiOi
2130	20
70
3CaO-SiO2
80
2CaO-AI203*SiO>
3CaO-Si
50' t458/^1506\ 7Й
100
зй

координата, например координата температуры начала кристал-
лизации (плавления - линии ликвидуса), и диаграмма представ-
ляет собой пространственную фигуру.
Диаграмма состояния системы CaO-SiO2-Al2O3. Эта диа-
грамма была опубликована Ренкиным и Райтоном в 1911 г. и
уточнена Боуэном и Грейгом в 1924 г. (рис. 5.11).
Компоненты этой системы составляют основу (> 90 %) до-
менных шлаков. Другие системы и компоненты шлаков имеют в
их составе подчиненное значение. Точки двойных химических
соединений расположены на сторонах треугольника, которые
были рассмотрены выше.
В рассматриваемой системе имеется два тройных соединения
(алюмосиликаты), плавящихся конгруэнтно.
155
Анортит CaOAl2O3-2SiO2 (CaAl2Si2O8) с температурой плав-
ления 1554 °C. Состав анортита следующий, %: СаО - 20,1, А12О3 -
36,7, SiO2 - 43,2.
Геленит 2CaO-Al2O3-SiO2 (Ca2A12SIO7) с температурой плавле-
ния 1596 °C. Состав геленита, %: СаО - 40,9, А12О3 - 37,2, SiO2 -
21,9.
Имеется еще одно тройное соединение 3CaO-AI2O3-SiO2 ,
плавящееся инконгруэнтно (разлагается при температуре его
плавления). По другим источникам, таких соединений в системе
два.
Все поле диаграммы разделено на поля кристаллизации как
чистых оксидов (СаО, А12О3 и SiO2), так и их двойных и тройных
соединений.
Приведенные минералы могут образовывать между собой и
с чистыми оксидами сплавы с различной температурой плавле-
ния. При этом в каждой системе из двух компонентов, т. е. из
двух минералов или из минералов и одного из чистых компонен-
тов, возможны двойные эвтектики. Имеет место и ряд тройных
эвтектик в этой системе.
В табл. 5.3. приведены составы и температуры плавления
тройных эвтектик этой системы. Как видно из представленных
данных, в тройной системе имеются легкоплавкие эвтектики с
температурой 1170,1265,1310 °C. Это означает, что при участии
флюса (СаО) рудные материалы, содержащие в составе пустой
породы такие компоненты, как SiO2 и А12О3, могут образовы-
вать расплавы при температурах 1170-1300 °C. Однако для обра-
зования расплава нужно, чтобы одновременно в контакте нахо-
дились эти три компонента, чтобы они могли провзаимодейство-
вать и образовать эвтектику. Такой контакт при подаче флюса в
виде сырого известняка в доменную печь в больших количествах
маловероятен. Он может образоваться лишь в микрообъемах, в
точках контакта. Поэтому при плавке на руде с введением в печь
сырого известняка образование шлака при относительно низких
температурах затруднено.
Эвтектические смеси, имеющие сравнительно низкую тем-
пературу плавления, образуются и в других тройных системах с
участием других оксидов, имеющихся в пустой породе рудного
материала (МпО, MgO, Na2O, К2О и др.). Но этих оксидов чаще
всего в рудном материале немного, и поэтому шлаковые систе-
мы с участием таких оксидов в процессе шлакообразования име-
ют подчиненное значение.
156
Таблица 5.3
Эвтектики в системе CaO-SiO2-AI2O3
Фаза	Состав, %			Темпера- тура плав- ления, °C
	SiO?	СаО	A12O3	
CaO-Al2O3-2SiO2 + 3Al2O3-2SiO2 + SiO2 + жид-	70,40	19,80	9,80	1345
КОСТЬ				
CaO-Al2O3-2SiO2 + CaO-SiO2 + SiO2 + жидкость	62,00	14,75	23,25	1170
CaOAl2O3-2SiO2 + 2CaOAl2O3SiO2 +	42,00	20,00	38,00	1265
aCaO-SiO2 + жидкость				
2CaOAl2O3-SiO2 + 3CaO-2SiO2 + aCaOSiO2 +	41,00	11,80	47,20	1310
+ жидкость				
CaOAl2O3-2SiO2 + 2CaO*Al2O3*SiO2 + A12O3 +	31,80	39,00	29,20	1380
+ жидкость				
2CaO Al2O3SiO2 + CaO-Al2O3 + 5CaO-3Al2O3 +	9,30	53,20	37,50	1505
+ жидкость				
P2CaO-SiO2 + CaO-Al2O3 + 5СаО-ЗА12О3 + жид-	6,80	43,70	49,50	1335
кость				
p2CaOSiO2 + ЗСаОА12О3 + 5CaO-3Al2O3 +	6,80	41,20	52,00	1335
4- ЖИДКОСТЬ				
При переработке в доменной печи офлюсованного агломера-
та или окатышей проходит вторичное плавление легкоплавких
соединений и эвтектических смесей, которые образовались при
агломерации и обжиге окатышей.
Говоря об образовании первичного расплава (шлака), мы
рассматривали лишь оксиды пустой породы и золы кокса. В то
же время железорудные материалы содержат большое количе-
ство оксидов железа, которые также принимают активное учас-
тие в образовании первичного шлака. В области температур
1100-1200 °C, где происходит образование первичного шлака,
значительная часть монооксида железа FeO может принимать
участие в образовании расплава. Рассмотрим диаграммы состоя-
ния двойных и тройных систем с участием FeO.
В системе SiO2-FeO (рис. 5.12) образуется соединение ортоси-
ликат железа — 2FeO-SiO2 (Fe2SiO4), или фаялит, плавящийся при
температуре 1205 °C конгруэнтно, и две эвтектики: одна с 62 %
FeO и 38 % SiO2 с температурой плавления 1178 °C и вторая 76 %
FeO и 24 % SiO2, имеющая температуру плавления 1177 °C.
Пологий максимум на линии ликвидуса говорит о значитель-
ной склонности фаялита к диссоциации при плавлении, т. е. не-
устойчивости силиката. По другим данным (Боуэна и Шерера),
157.
SiO2
%
2FeOSiO2 FeO
Рис. 5.12. Диаграмма состояния SiO2—FeO
силикат железа даже в атмосфере без кислорода частично рас-
падается с выделением оксида железа и металлического железа.
Содержание Fe2O3 в жидкой фазе при температуре ликвидуса по-
казано на диаграмме верхней кривой.
Из диаграммы состояния системы FeO-SiO2 видно, что при
взаимодействии этих оксидов образуется жидкая фаза при тем-
пературах 1177-1205 °C в большой области концентрации FeO
(примерно от 62 до 76 % и выше по линии ликвидуса вплоть до
чистого вюстита, который плавится при 1380 °C).
Система SiO2-FeO-CaO. В этой тройной системе образуют-
ся следующие кристаллические фазы:
CaO-FeO-SiO2 - железистый монтичеллит и твердые раство-
ры его с 2FeO-SiO2 (фаялит) и 2CaO-SiO2 (ларнит);
2CaO-FeO-2SiO2 - железистый окерманит;
CaO-FeO-2SiO2 - геденбергит;
CaO-SiO2 - волластонит и твердые растворы геденбергита и
волластонита.
Инвариантные точки с температурами плавления 1105-1220 °C
в этой системе расположены в области содержаний, %: SiO2
30,6-43,0, СаО 10,8-36,0, FeO 27,0-58,6. В этой области концент-
158
раций располагаются твердые растворы - железокальциевые
оливины (Са, Fe)SiO4.
Первичные шлаки, близкие по составу к этой системе, име-
ют место в условиях доменной плавки заводов юга СНГ, где оф-
люсованные агломераты из криворожских руд содержат мало
глинозема (А12О3).
Система SiO2-Al2Oy-FeO. Первичные шлаки на основе этой
системы могут образовываться при плавке сырых руд с кремни-
сто-глиноземистой пустой породой. Таких руд много на Урале, в
Казахстане и в других железорудных районах СНГ.
В этой системе устойчивой кристаллической фазой является
соединение 2FeO-2Al2O3-5SiO2 - железистый кордиерит, кото-
рый при 1210 °C распадается на муллит, тридимит и расплав,
т. е. плавится инконгруэнтно. В системе имеются две эвтектики:
FeO. %	AlzQ,. %	SiOj, %	t„, °C
1 ...........75,8	5,9	18,3	1148
2 ........... 47,5	12,0	40,5	1080
Содержатся также легкоплавкие смеси, плавящиеся в области
температур 1073-1205 °C.
Из рассмотренных систем следует, что в образовании пер-
вичного шлака не последнюю роль играет монооксид железа
FeO. С его участием получается большое количество расплава
при взаимодействии с главными оксидами пустой породы (т. е. с
SiO2, А12О3) и СаО флюса. Об активном участии FeO в образова-
нии первичного шлака свидетельствует состав первичного шла-
ка, отобранного из разных точек по радиусу печи в зоне шлако-
образования (табл. 5.4).
Доменная печь работала на выплавку передельного чугуна
из шихты, состоящей практически из 100 % агломерата основно-
стью 0,9 и с расходом сырого известняка в количестве 270 кг/т
чугуна. Пробы отбирали на различных расстояниях от огнеупор-
ной кладки на уровне середины шахты.
Содержание в шлаке отдельных компонентов, даже в одних
и тех же точках отбора, колеблется в довольно широких преде-
лах. Наибольшие колебания наблюдались в содержании FeO,
особенно в области расположения рудного гребня, 1000-1500 мм
от стенки. У стен шахты вследствие большого количества газа и
более высоких температур процессы восстановления прошли
глубже и содержание FeO в шлаке сравнительно невысокое.
Уменьшение количества газов и понижение температур при уда-
лении от стен печи в области рудного гребня обусловили замед-
159
Таблица 5.4
Состав первичных доменных шлаков завода “Запорожсталь”
(по данным Ю. М. Потебни)
Расстоя- ние от кладки, мм	Содержание, %						CaOiSiOj (средняя), доли ед.
	SiO2	А12О3	СаО	FeO	MgO	МпО	
0	29,0-34,0	5,0-8,0	29,0-37,0	3,5-9,0	0,6-2,0	2,9-5,0	1,08
500	24,0-34,0	5,0-8,5	27,0-36,0	3,5-12,0	0,8-1,9	3,0-4,5	1,11
1000	22,0-28,0	6,5-8,0	25,0-30,0	18,0-36,0	1,0-1,2	3,5	1,07
1500	20,0-25,0	4,0-5,0	13,0-27,0	18,0-48,0	0,7-1,2	2,0-2,8	0,88
ление восстановительных процессов и повышение монооксида
железа в шлаке.
Таким образом, из сказанного следует, что горизонт первич-
ного шлакообразования и состав первичного шлака зависят от
распределения температур по высоте и сечению печи, распреде-
ления шлакообразующих оксидов (т. е. числа контактов между
оксидами, способными образовывать первичный легкоплавкий
сплав) и от степени восстановления железорудных материалов к
моменту начала шлакообразования.
Исследования процессов восстановления и шлакообразова-
ния на доменных печах ММК показали, что при подаче в шихту
офлюсованного агломерата благодаря его высокой восстанови-
мости восстановление оксидов железа завершается почти полно-
стью до начала шлакообразования, и поэтому первичный шлак,
не содержащий FeO, образуется лишь в нижней части распара.
По мнению исследователей (Н. Н. Бабарыкин, Ф. А. Юшин),
низкий горизонт начала первичного шлакообразования и полу-
чение маложелезистого шлака способствуют лучшей работе до-
менной печи. Это связано, по-видимому, с малой высотой зоны
когезии и хорошей газопроницаемостью материалов в этой зо-
не, хорошим распределением газа в ней.
Такая точка зрения поддерживается и другими исследовате-
лями. Они считают, что при полном восстановлении всего желе-
за до начала шлакообразования уменьшается высота зоны по-
следнего, что приводит к уменьшению газодинамического со-
противления в нижней части печи.
Однако надо отметить, что высота зоны шлакообразования
может снижаться как в отсутствие FeO в шлаке, так и при его на-
личии. Горизонт первичного шлакообразования зависит прежде
всего от распределения температур по высоте и сечению печи,
расхода кокса, температуры горячего дутья и т. д. На температу-
160
ру газа и его количество влияет и степень восстановления рудно-
го материала к моменту шлакообразования. Наличие же в шла-
ке достаточного количества монооксида железа обеспечивает
необходимые его физические свойства, делает его подвижным
при незначительном перегреве сверх температуры плавления.
Поэтому приведенная точка зрения исследователей ММК в ряде
случаев ставится под сомнение.
При отсутствии FeO к моменту начала шлакообразования,
если обеспечен необходимый контакт между шлакообразующи-
ми в системе CaO-SiO2-Al2O3, могут образоваться эвтектики и
смеси с температурой плавления 1170 и 1265 °C. Но эти эвтекти-
ки становятся подвижными только при температурах 1500-
1600 °C, т. е. выше температур плавления при значительном пе-
регреве. При теоретических температурах плавления, определя-
емых по диаграммам состояния шлаковых систем, они лишь пре-
вращаются в стеклообразное состояние и обладают чрезмерно
высокой вязкостью. Только при повышенном содержании А12О3
возможно образование первичного шлака, подвижного при
1350 °C. До достижения такой температуры шлак образует тес-
тообразную массу, заполняющую межкусковые пространства
слоя, что снижает газопроницаемость столба материалов в ниж-
ней части печи.
Таким образом, при полном восстановлении оксидов железа
к моменту начала первичного шлакообразования высота зоны,
имеющей жидкие фазы, снижается, но увеличивается высота зо-
ны тестообразных масс, которые в значительной степени ухуд-
шают условия прохождения газа в сравнении с жидким шлако-
вым расплавом.
По данным А. Д. Готлиба, хорошая текучесть шлака, содер-
жащего FeO, при перегреве его на 50 °C выше температуры
плавления достигается при соблюдении в нем отношения
SiO2:FeO, равного 4-5. При малой величине этого отношения
(менее 1,0-1,5), т. е. при очень высоком содержании FeO, по-
движность шлака ухудшается.
Обобщая имеющиеся данные о процессе первичного шлако-
образования и об особенностях этого процесса, можно сделать
следующие выводы.
Характерной особенностью первичного шлака является то,
что, как это показано выше, он образуется на таком горизонте
печи, где еще не закончилось восстановление оксидов железа.
Поэтому первичный шлак отличается некоторым (относительно
161
высоким в сравнении с конечными шлаками) содержанием FeO.
Количество FeO в нем зависит от степени тугоплавкости пустой
породы рудного материала, что определяется соотношением
SiO2, А12О3 и СаО, а также от его восстановимости и распределе-
ния температур по высоте и сечению печи. Возможны четыре
сочетания этих свойств (при одинаковом распределении темпе-
ратур).
1.	Легковосстановимый рудный материал имеет тугоплав-
кую пустую породу (например плавка офлюсованного хорошо
восстановимого агломерата).
2.	Трудновосстановимый материал имеет легкоплавкую пус-
тую породу (например неофлюсованный агломерат, содержа-
щий силикат железа FejSiO^.
3.	Трудновосстановимый материал имеет тугоплавкую пус-
тую породу.
4.	Легковосстановимый материал имеет легкоплавкую пус-
тую породу.
В первом случае к моменту расплавления пустой породы ок-
сиды железа в значительной степени успевают восстановиться и
первичный шлак имеет минимальное содержание FeO.
Во втором случае картина обратная. К моменту расплавле-
ния пустой породы значительное количество FeO восстановить-
ся не успевает и шлаки содержат максимальное количество мо-
нооксида железа.
В третьем и четвертом случаях в первичном шлаке содержа-
ние FeO промежуточное.
Существенное влияние на содержание монооксида железа в
первичном шлаке оказывает богатство рудного материала желе-
зом. Чем богаче рудный материал, тем больше при прочих рав-
ных условиях в первичном шлаке FeO.
Таким образом, максимальное содержание FeO в первичном
шлаке отмечается при плавке богатых трудновосстановимых
рудных материалов с легкоплавкой пустой породой, минималь-
ное - при плавке бедных легковосстановимых руд с тугоплавкой
пустой породой. Содержание FeO в первичном шлаке может на-
ходиться в пределах 3-50 % и более (см. табл. 5.4).
Как следует из диаграмм состояния системы FeO-SiO2 (см.
рис. 5.12), а также других систем (FeO-SiO2—СаО и
FeO-SiO2-Al2O3), чем больше FeO в шлаке, тем ниже температу-
ра его плавления. Содержание FeO в легкоплавких смесях и эв-
тектиках составляет 50-75 %. Таким образом, горизонт шлако-
162
образования зависит от соотношения указанных свойств железо-
рудного материала (при одинаковом температурном уровне
плавки и распределении температур).
В доменных печах, работающих на богатых трудновосстано-
вимых рудных материалах с легкоплавкой пустой породой, шлак
образуется при низких температурах выше распара. Образовав-
шийся шлак, как и чугун, стекает по кускам кокса. Однако из-за
большой вязкости (она в несколько десятков раз больше вязко-
сти чугуна) он стекает гораздо медленнее, чем чугун. Следует
обратить внимание, что в процессе восстановления FeO, а также
других компонентов (SiO2, МпО) из шлака на коксовой насадке
он склонен к вспениванию вследствие образования монооксида
углерода СО. Это препятствует его стеканию.
В доменных печах, работающих на бедных легковосстанови-
мых рудных материалах с тугоплавкой пустой породой, шлак об-
разуется при более высоких температурах в распаре или даже
ниже его. Высота зоны печи, в которой образуются и стекают
шлаки, в этом случае уменьшается.
Вторая особенность первичных шлаков вызвана тем, что в их
образовании принимают участие в основном пустая порода руд-
ного материала и известняк, или точнее СаО флюса. Зола кокса
в образовании первичного шлака почти не принимает участия.
Основная ее масса переходит в шлак только после сгорания топ-
лива перед фурмами в горне доменной печи. В образовании пер-
вичного шлака может участвовать только небольшое количест-
во золы той части кокса, которая задействована в прямом вос-
становлении выше горизонта шлакообразования, т. е. не больше
10-15 % от всей золы.
Поскольку СаО в доменную печь вносится из расчета полу-
чения шлака нормальной (заданной) основности из пустой поро-
ды рудного материала и золы кокса и целиком переходит в
шлак, то основность первичного шлака должна быть выше, чем
конечного. В этом заключается вторая особенность первичных
шлаков:
СаО _____________СаО___________
SiO2nn SiO2nn + SiO23K — SiO2_>Si
(5.12)
где SiO2nn - количество кремнезема в пустой породе рудного ма-
териала; SiO23K — количество кремнезема в золе кокса; SiO2_^Si —
количество кремнезема на восстановление кремния.
163
По мере опускания первичного шлака и превращения его в
конечный происходит восстановление SiO2. Однако в настоящее
время при небольших расходах кокса количество SiO2, по-
шедшего на восстановление кремния, оказывается примерно
равным количеству кремнезема, вносимого золой кокса. Поэто-
му основность первичного шлака в настоящее время мало отли-
чается от основности конечных шлаков.
При опускании первичного шлака вниз растворяющаяся в
нем известь и магнезия вытесняют из химических соединений
монооксиды железа и марганца, образуя силикаты кальция и
магния. Свободные FeO и МпО восстанавливаются углеродом до
железа и марганца. Частично восстанавливается кремний и дру-
гие примеси. До уровня фурм из шлака успевает восстановиться
почти все железо и значительная часть марганца. В результате
этих процессов шлак обогащается SiO2, А12О3, СаО и MgO, а со-
держание в нем FeO и МпО непрерывно снижается.
Когда капли (или струйки) шлака проходят перед фурменны-
ми очагами, то в шлаке резко возрастает содержание FeO, МпО
и других оксидов вследствие перехода в него окислившихся в
окислительных зонах фурменных очагов примесей чугуна - Fe,
Si, Мп и др. В это же время в шлак переходит зола кокса, сгора-
ющего у фурм, что сопровождается снижением основности шла-
ка. За счет тепла, выделяющегося при окислении железа и при-
месей чугуна, а также за счет тепла сгорающего кокса капли чу-
гуна и шлака в фурменной зоне сильно разогреваются. Когда
они опускаются ниже воздушных фурм, то в восстановительной
среде и при высоких температурах окислившиеся компоненты
чугуна быстро восстанавливаются и содержание монооксида же-
леза и марганца в шлаке вновь снижается.
При движении шлака вниз он постепенно насыщается серой.
Сера в шлак из чугуна интенсивно переходит в процессе прохож-
дения капель металла через слой скопившегося в горне шлака.
Окончательное содержание серы в шлаке устанавливается после
совместного течения расплавов в канале чугунной летки и разде-
ления расплавов в главном горновом желобе при выпуске чугуна.
Таким образом, при движении шлака от горизонта его обра-
зования до горна печи его состав непрерывно изменяется. Такой
шлак называется промежуточным. Ниже уровня воздушных
фурм, в горне печи, где происходит разделение по плотности
жидких продуктов плавки (чугуна и шлака), образуется шлак с
окончательным составом — конечный.
164
5.3. СОСТАВ И СВОЙСТВА ШЛАКОВ
Как первичные, так и промежуточные и конечные шлаки в
различных условиях плавки имеют различный состав. Состав
шлака определяется видом выплавляемого чугуна, составом ис-
ходных шихтовых материалов (точнее, составом пустой породы
рудного материала), принятой технологией доменной плавки
(например основностью шлака) и другими факторами. Для раз-
личных условий плавки на различных металлургических пред-
приятиях пределы содержания компонентов в конечном домен-
ном шлаке имеют следующие значения, %: SiO2 35-45; СаО
35-50; А12О3 до 15-20; MgO до 10-15; МпО 0,2-3,5; FeO 0,5-0,8;
S 0,5-3,0.
На некоторых металлургических предприятиях (к примеру
на ОАО “НТМК”) при плавке титаномагнетитового рудного
сырья шлак содержит кроме указанных компонентов от 8,6 до
10,0 % ТЮ2,0,16—0,17 % V2O5. На Карагандинском металлурги-
ческом комбинате в шлаке обнаруживается ВаО в пределах
2-3%.
Основность шлака CaO:SiO2 находится в пределах 0,9-1,3.
Шлаки с основностью 0,9-1,0 считаются кислыми, 1,2-1,3 - ос-
новными. Содержание серы в шлаке, а следовательно и в чугуне
(т. е. распределение серы между чугуном и шлаком), связаны е>
его основностью. В шлаках с основностью 0,9 обычно не может
содержаться серы более 0,5 %. Высокое (до 3,0 %) содержание
серы в шлаке бывает при основности около 1,3. Не только со-
держание серы, но и других примесей в чугуне (к примеру мар-
ганца) определяется составом шлака. Только содержание фос-
фора и углерода в чугуне не зависит от состава шлака. Состав
шлака и его свойства определяют не только состав чугуна, но и
экономичность работы доменной печи. Правильно установлен-
ные состав и свойства шлака способствуют ровному ходу печи,
рациональному распределению газового потока, т. е. высокой
производительности печи при минимальном расходе кокса.
Иногда доменную плавку ведут в целях получения специаль-
ных чугунов и шлаков. Тогда их состав отличается от приведен-
ных выше. Например, плавка высокоглиноземистых шихт с низ-
ким содержанием железа (18-20 %) направлена на получение
специальных высокоглиноземистых шлаков (до 55 % глинозема)
для цементной и алюминиевой промышленности, а также для
рафинирования стали. Выплавляемый при такой плавке шлак
165
имеет следующий состав, %: SiO2 ~ 8,0; А12О3 ~ 50; СаО ~ 41,0;
FeO ~ 0,6. Такой шлак отличается повышенной температурой
плавления (1335-1475 °C), а также повышенной вязкостью
(0,5-0,7 Па с при температуре 1600 °C).
Основными свойствами шлака, имеющими большое техно-
логическое значение, являются температура плавления (крис-
таллизации), вязкость, плавкость (теплота плавления, кДж/кг) и
серопоглотительная способность. Представляют интерес для
технологов и такие свойства, как поверхностное натяжение, тем-
пература каплеобразования.
Так как шлак представляет собой многокомпонентную сис-
тему, то трудно установить строгое количественное изменение
его свойств при одновременном изменении концентрации в нем
нескольких составляющих компонентов. Для установления та-
ких зависимостей многокомпонентный шлак условно принима-
ется состоящим из трех основных компонентов, например SiO2,
А12О3, СаО, сумма которых в конечном шлаке обычно составля-
ет 90-95 % и принимается за 100 %. Если исследуются свойства
первичного шлака, то за 100 % принимается сумма концентра-
ций SiO2, СаО, FeO, поскольку первичные шлаки состоят глав-
ным образом из этих оксидов.
Влияние изменения состава трехкомпонентного шлака на его
свойства может быть оценено с помощью трехосных диаграмм
(таких как диаграммы состояния тройных систем). Влияние дру-
гих компонентов на свойства шлака определяется специально.
С помощью трехосных диаграмм описываются любые свой-
ства трехкомпонентных шлаковых систем, в частности темпера-
тура плавления, вязкость, плавкость. Соединяя линиями точки,
характеризующие составы шлаков с одинаковыми значениями
свойств, получают изотермы, изокомы и изокали, т. е. линии
равных температур плавления, вязкости и плавкости.
Рассмотрим указанные свойства шлаков отдельно.
Температура плавления шлака. Изотермы плавления шла-
ков в тройной системе SiO2-CaO-Al2O3 представлены на рис.
5.11. Для построения такой диаграммы за температуру плавле-
ния принята температура кристаллизации шлака. Это темпера-
тура условная, так как определяемая температура плавления и
затвердевания, подобная точке плавления какого-то чистого
кристаллического вещества (например 0 °C для системы во-
да-лед), для шлаков отсутствует в связи со сложностью (много-
компонентностью) их состава и протеканием вследствие этого
166
процесса кристаллизации в каком-то сравнительно широком
температурном интервале. Исключение составляют некоторые
шлаки строго определенного состава, соответствующие проч-
ным химическим соединениям или эвтектикам.	,
Из диаграммы (см. рис. 5.11) видно, что наиболее тугоплав-
кими являются чистые оксиды. Более низкую температуру плав-
ления имеют двойные и тройные химические соединения, обра-
зующиеся в этой системе. Еще более легкоплавкие - двойные
эвтектики, состав которых характеризуется точками на сторо-
нах треугольника. Самые легкоплавкие - тройные эвтектики,
состав которых характеризуется точками стыка трех линий раз-
дела областей кристаллизации. Эвтектики в этой системе будут
рассмотрены ниже.
Таким образом, шлаки в этой тройной системе имеют темпе-
ратуры плавления, изменяющиеся в широком диапазоне в зави-
симости от состава шлаков. Составы шлаков с одинаковой тем-
пературой плавления соединены изотермами с цифрами, кото-
рые указывают температуру плавления сплавов.
С увеличением содержания SiO2 выше 65 % температура плав-
ления шлака повышается при любом содержании Д12О3. В области
концентрации SiO2 65-45 % и при неизменном содержании А12О3
температура плавления шлака остается примерно одинаковой
(~ 1435-1455 °C), но понижается (приблизительно до 1300 °C) при
увеличении содержания Д12О3 до 15-20 %. При дальнейшем увели-
чении содержания глинозема температура плавления возрастает.
Изменение температуры плавления с изменением содержания SiO2
в кислых шлаках (CaO/SiO2 = 0,9-1,0) происходит постепенно. Та-
кие шлаки называют устойчивыми.
В более основных шлаках, содержащих 35-40 % SiO2,5-15 %
Д12О3, 50-55 % СаО, температуры плавления резко изменяются
при незначительном изменении содержания SiO2 и СаО. Пониже-
ние содержания SiO2 всего на 2 % (с 38 до 36 %) и соответствую-
щее повышение СаО (с 52 до 54 %) при 10 % А12О3 вызывает уве-
личение температуры плавления шлака с 1500 до 1700 °C. Изо-
термы, имеющие разные температуры плавления шлака, в этой
области расположены близко друг к другу. Такие шлаки, резко
изменяющие свойства с незначительным изменением состава,
называются неустойчивыми.
Отметим еще раз, что температуры начала кристаллизации
при охлаждении или конца плавления шлаков, т. е. температуры
ликвидус и перехода их в стеклообразное, аморфное состояние,
167
не тождественны температуре перехода шлака из твердого со-
стояния в жидкое. Чаще всего при этих температурах шлак при
нагревании не переходит в жидкое состояние, а лишь теряет кри-
сталличность и становится аморфной стеклообразной фазой. По
существу - это жидкость с настолько высокой вязкостью
(107-108 Па с), что такой шлак можно считать твердым телом.
Переход в стеклообразное состояние особенно характерен для
кислых шлаков (с повышенным содержанием SiO2). Для того
чтобы такие шлаки стали текучими, их необходимо перегреть
выше температуры кристаллизации на несколько сот градусов.
Например, упомянутые уже тройные эвтектики, имеющие тем-
пературу плавления 1170-1265 °C, становятся текучими только
при 1500-1600 °C.
- В других случаях шлак течет при температурах ниже темпе-
ратуры кристаллизации. Например, шлак, содержащий 33,1 %
SiO2,13,5 % А12О3 и 53,4 % СаО и имеющий температуру кристал-
лизации 1700 °C, достаточно подвижен (текуч) при 1500 °C. Это
связано с тем, что при 1500 °C твердая фаза составляет только
35 % шлака, а 65 % занимает жидкая фаза, имеющая низкую вяз-
кость. Такая гетерогенная система (суспензия) обладает доволь-
но высокой текучестью.
Для некоторых составов шлаков температуры кристаллиза-
ции и перехода шлака в подвижное состояние довольно близки.
Из этих данных следует, что температура перехода шлака
из твердого состояния в жидкое, подвижное, хотя и имеет зна-
чение для технолога, но не дает полного представления о тем-
пературе и температурном интервале, в котором шлак получа-
ет текучесть (подвижность), достаточную для того чтобы он
мог свободно течь в межкусковых каналах, свободно вытекать
из доменной печи. Для этого данные о температурах плавле-
ния дополняют сведениями о вязкости шлаков при определен-
ных температурах, а также о зависимости вязкости шлака от
температуры.
Вязкость обусловлена внутренним трением, возникающим
между отдельными слоями жидкости, перемещающимися с раз-
личными скоростями. Так, при движении жидкости по трубопро-
воду (или шлака по желобу) слои жидкости, примыкающие к
стенкам трубы (или желоба), перемещаются медленнее, чем у
оси трубы (у поверхности жидкости в желобе), а тонкий слой у
стенок может быть вообще неподвижным. Таким образом, два
параллельно движущихся слоя имеют разные скорости движе-
168
ния. Если скорость движения одного слоя V, другого V + dV, а
расстояние между слоями dx, то сила Р, преодолевающая силы
внутреннего трения между частицами разных слоев, пропорцио-
нальна разности скоростей dV, площади поверхности соприкос-
новения между слоями и обратно пропорциональна расстоянию
между слоями. Этот закон (закон Ньютона) математически вы-
ражается следующим образом:
P = i)S^,	(5.13)
dx
где Т| - коэффициент пропорциональности, называемый коэф-
фициентом внутреннего трения (абсолютной вязкости), - дина-
мическая вязкость.
Если сила в 1 дину изменяет разность скоростей двух отстоя-
щих один от другого на 1 см слоев жидкости поверхностью 1 см2,
на 1 см/с, то вязкость жидкости равна 1 пуазу (П). Размерность
пуаза в системе CGS - динс/см2.
В международной системе единиц в качестве единицы дина-
мической вязкости принята величина Н с/м2 = Па с. Это соответ-
ствует вязкости жидкости, когда сила в 1 Н изменяет разность
скоростей двух слоев жидкости поверхностью 1 м2 на 1 м/с. При-
чем 1 П = 0,1 Пас, или 1 Пас = 10 П = 1 сП.
Кроме динамической вязкости существует понятие “кине-
матическая” вязкость. Связь между ними выражается соотно-
шением
v = —,	(5.14)
Р
где р - плотность жидкости.
Технологи имеют дело с динамической вязкостью. Вязкость
или обратная ей величина текучесть (1/т|) характеризуют по-
движность шлака при данной температуре.
Понятие вязкости относится к жидкости, представляющей
собой гомогенную систему, обладающую внутренним трением
между подвижными молекулами. В связи с тем, что при темпера-
турах между линиями ликвидуса и солидуса шлаки, находясь в
подвижном состоянии, представляют собой гетерогенную систе-
му (суспензию - смесь тугоплавких фаз в расплаве), понятие вяз-
кости жидкости к реальным шлаковым расплавам применять не-
правомерно. В этом случае принято говорить о “кажущейся”
вязкости шлака, в отличие от “истинной”, когда замеряется вяз-
кость шлака, нагретого выше температур ликвидуса. Такая вяз-
169
Рис. 5.13. Схема ротационного вискози-
метра.
1 — электропечь; 2 — тигель; 3 — шпиндель;
4 — стальная упругая нить; 5 — электродвигатель;
6 — термопара; 7 — потенциометр
кость отличается от истинной
вязкости жидкого компонента,
так как она связана не только с
трением молекул жидкости, но и
с трением их о частицы твердой
фазы, взвешенной в жидкости.
В реальном шлаке могут на-
ходиться и посторонние туго-
плавкие частицы (коксовая ме-
лочь, крошки огнеупоров и т. п.), которые также будут сгущать
шлак, делать его малоподвижным.
Кажущаяся вязкость, хотя и не имеет четкого физического
смысла, представляет собой величину, удобную для технических
суждений, так как дает отчетливое представление о важном
свойстве шлака - его подвижности (текучести).
Для измерения вязкости как натуральных, так и синтетичес-
ких шлаков в настоящее время в лабораторной практике приме-
няются преимущественно ротационные и вибрационные методы.
Ротационный вискозиметр состоит из тигля, чаще всего гра-
фитового, в котором находится расплавленный шлак (рис. 5.13).
В шлак опущен графитовый шпиндель, ось которого совпадает
с осью тигля. При этом образуется система из двух коаксиаль-
ных цилиндров (тигель-шпиндель). Между коаксиальными ци-
линдрами находится шлак. Шпиндель подвешен на стальной ни-
ти. При равномерном вращении шпинделя двигателем шлак при-
водится в движение, но его слои между стенками тигля и шпин-
делем вращаются с разными скоростями, причем вязкость шла-
ка вызывает закручивание шпинделя и стальной нити. По крутя-
щему моменту двигателя и углу закручивания нити определяют
сопротивление шпинделю сил внутреннего трения, т.е. вязкость
шлака. Угол закручивания стальной нити возрастает при увели-
чении вязкости шлака. Измерения вязкости ведут при опреде-
ленной температуре, что дает возможность сравнивать вязкость
различных шлаков.
В вибрационном вискозиметре шпиндель, совершающий ко-
лебания, помещают в тигель с расплавленным шлаком. Ампли-
туда вынужденных колебаний шпинделя до погружения его в
170
шлак максимальна. После опускания шпинделя в шлак происхо-
дит изменение амплитуды из-за увеличения массы шпинделя за
счет прилипания к нему слоя жидкого шлака и трения этого слоя
о соседние слои. Чем больше вязкость, тем больше скорость
уменьшения амплитуды колебаний шпинделя. По уменьшен]
на
амплитуды судят о вязкости шлака. Градуировку вискозиметров
производят по градуировочным жидкостям с известной вязкос-
тью.
Зависимость вязкости шлака от температуры выражается
формулой Ле-Шателье
IglgH = -Mt + Р,
(5.15)
где t - температура шлака; М,Р - постоянные коэффициенты,
зависящие от свойств шлака.
Исходя из этой зависимости Н. В. Рул ла установил возмож-
ность определения температуры затвердевания (начала кристал-
лизации), т.е. температуры плавления шлака (по Ренкину).
При построении диаграмм температур кристаллизации шла-
ковых систем CaO-SiO2-Al2O3 (см. рис. 5.11) Н. В. Ренкин прини-
мал за температуру плавления ту, при которой аморфная изо-
тропная масса приобретает кристаллическое анизотропное
строение. Для этого снимались термограммы нагрева шлака, а
на них по горизонтальным площадкам находилась температура
плавления. Возможно определение температуры плавления по-
сле изучения закаленных образцов под микроскопом. Темпера-
тура, при которой в жидкости при охлаждении появляются пер-
вые кристаллы, обладающие анизотропией (или при нагревании
вся масса становится изотропной), есть температура начала кри-
сталлизации - точка ликвидус. Температуру, при которой в про-
цессе охлаждения не остается частиц, обладающих свойствами
изотропии, можно считать точкой конца затвердевания или на-
чала плавления при нагреве - точкой солидус.
Двойной логарифм вязкости представляет собой прямоли-
нейную функцию температуры, т. е. с помощью двойного лога-
рифмирования сложная зависимость вязкости от температуры
превращается в прямолинейную (рис. 5.14, а, б). Шлаки при тем-
пературе выше начала кристаллизации представляют собой го-
могенную фазу, а ниже - гетерогенную систему. Поэтому эти
шлаки, т. е. один и тот же шлак, но при разных температурах,
различаются по свойствам, и в уравнении 5.15 значения постоян-
ных М и Р разные. Если определить зависимость двойного лога-
171
Рис. 5.14. Зависимость вязкости (а) и двойного логарифма вязкости (б) от тем-
пературы.
1 — зависимость двойного логарифма и вязкости от температуры на участке 1; 2 — то же на участ-
ке 2; гнк — температура начала кристаллизации
рифма от температуры для этих двух состояний (в двух разных
температурных интервалах), то получим для двух состояний
шлака две прямые, пересекающиеся в точке, отвечающей тем-
пературе начала кристаллизации (fHK). При этом обнаруживается
хорошее совпадение результатов таких исследований с данными,
представленными на диаграмме Ренкина.
Вязкость шлаков имеет большое технологическое значение,
поэтому ее изучению уделяется такое внимание. Это объясняет-
ся тем, что, во-первых, в густых шлаках замедляются процессы
диффузии. Поскольку почти все физико-химические процессы
связаны с диффузией, то замедляется их протекание. Особенно
важно это для протекания процессов десульфурации чугуна. В
густых шлаках процессы десульфурации протекают значитель-
но медленнее, чем в жидкоподвижных, в связи с чем уменьшает-
ся полнота (степень) удаления серы из металла в шлак. Далее на-
до иметь в виду, что в вязких шлаках снижается скорость осаж-
дения капель чугуна. Это приводит к увеличению потерь чугуна
со шлаками. Сильно сгущают шлаки нитриды и карбиды титана.
Поэтому при плавке титаномагнетитовых рудных материалов
потери чугуна со шлаком возрастают до 3 % вместо обычных
0,5-1,0 %. Густой шлак медленно фильтруется в межкусковых
пространствах кокса, в ряде случаев он вообще не имеет воз-
172
Рис. 5.15. Область доменных
шлаков на диаграмме системы
СаО—SiO2—А12О3 (заштрихо-
вана)
можности стекать по кус-
кам кокса, а движется
вместе с ним. Эти явления
существенно ухудшают
газопроницаемость зоны
шлакообразования. И, на-
конец, густые шлаки
трудно выпускать из гор-
на печи.
В связи со сказанным
SiO2
СаО	А12О3
ясно, что для нормального протекания технологического про-
цесса плавки вязкость шлака должна быть как можно более низ-
кой. Обычно считается, что вязкость доменных шлаков, выпус-
каемых из печи, должна быть не более 0,5-0,7 Па с.
Вязкость шлаков кроме температуры определяется их хими-
ческим составом и обычно представляется на тройной диаграм-
ме системы CaO-SiO2-Al2O3, где точки, соответствующие шла-
кам с одинаковой вязкостью при одинаковой температуре, со-
единяются линиями - изокомами. На этих линиях цифрами ука-
зывается значение вязкости. Область доменных шлаков в этой
системе (на рис. 5.15 эта область заштрихована) ограничивается
значениями основности CaO:SiO2, равными 0,8-1,3, с содержани-
ем СаО 44,5-56,5 % и А12О3 от 5 до 20 %. В этой области, как вид-
но из диаграммы Ренкина, изотермы располагаются близко друг
к другу, что означает резкое повышение температуры плавле-
ния с увеличением содержания оксида кальция, т.е. его основно-
сти в этой шлаковой системе. Расположение изоком в этой обла-
сти при температуре 1500 °C представлено на рис. 5.16. Выбор
такой температуры обусловлен тем, что для успешного хода до-
менного процесса при обычной плавке эта температура должна
обеспечить необходимую текучесть шлака.
Совместное рассмотрение диаграмм температур плавления
и вязкости позволяет выбирать состав шлака, имеющего не
только оптимальную температуру кристаллизации, но и хоро-
шую текучесть шлака. Шлаки, изокомы которых расположены
редко, устойчивы по вязкости. Близкое расположение изоком
друг к другу свидетельствует о неустойчивости шлаков по вяз-
40
30
60
Рис. 5.16. Диаграмма вязкос-
ти шлаков системы СаО—
SiO2—А12О3 при температу-
ре 1500 °C (цифры у изоком,
Пас)
кости - при незначи-
тельном изменении со-
става шлаков их вяз-
кость изменяется в ши-
роких пределах. Это
можно проиллюстри-
ровать следующими
экспериментальными
данными.
Если взять шлаки с постоянным кремниевым модулем (на-
пример при отношении SiO2:Al2O3, равном 85/15 = 5,7), то при из-
менении их основности состав шлаков будет меняться по линии
1 (рис. 5.17). Соответственно будет меняться и вязкость шлаков
(рис. 5.18). Минимальная вязкость соответствует шлакам с ос-
новностью CaO:SiO2 = b'. У кислых шлаков с основностью
CaO:SiO2 < b' ее изменение сопровождается сравнительно не-
большим изменением вязкости: она изменяется медленно, по-
скольку наклон кривой пологий. Шлаки при этом устойчивы по
вязкости.
Область минимальной вязкости шлаков находится в заштри-
хованной области (см. рис. 5.15).
При основности CaO:SiO2 > b' вязкость шлаков с увеличени-
ем их основности резко возрастает. Это характерно для шлаков
с основностью 1,2-1,3. Таким образом, шлаки, имеющие основ-
ность выше значения Ь', становятся неустойчивыми по вязкости.
В связи с этим основность доменных шлаков обычно не превы-
шает значения 1,3.
Составы шлаков одинаковой основности, но с разным содер-
жанием А12О3 на диаграмме (см. рис. 5.17) располагаются на ли-
нии 2. Изменение вязкости при изменении содержания А12О3 в
шлаке представлено на рис. 5.19. Минимальная вязкость шлака
имеет место при содержании глинозема, равном примерно 10 %.
Такое содержание А12О3 считается наилучшим. Его можно полу-
чить в том случае, когда кремниевый модуль пустой породы руд-
ного сырья равен 3,5-4,0. При содержании А2О3 в шлаке более
20-25 % шлаки имеют настолько большую вязкость, что домен-
174
Рис. 5.17. Диаграмма вязкости участка шлаковой системы СаО—SiO2—А12О3
при температуре 1500 °C
Рис. 5.18. Изменение вязкости шлаков с изменением их основности при посто-
янном отношении SiO2:Al2O3 и температуре 1500 °C
Рис. 5.19. Изменение вязкости шлаков с изменением содержания в нем А12О3
при постоянной основности и температуре 1500 °C
ная плавка становится невозможной. Так же влияет на вязкость
шлака содержание в нем MgO. Наименьшая вязкость при этом
имеет место при содержании магнезии в шлаке примерно 8 %.
При содержании MgO выше 13-15 % вязкость шлака становится
настолько высокой, что он не может дренировать в доменной пе-
чи и вытекать из нее через летку. Плавка в этом случае стано-
вится невозможной.
На вязкость шлаков оказывает влияние присутствие в них и
других компонентов (FeO, МпО, CaS и др.). Влияние монооксида
железа на вязкость первичных и промежуточных шлаков изуча-
лось при различном содержании (5-10-15-20 %) А12О3 в четвер-
ной системе SiO2-CaO-Al2O3-FeO. Эта система наиболее полно
отражает состав первичных шлаков. Исследования А. А. Гим-
мельфарба показали, что увеличение содержания FeO в шлаке
резко снижает его вязкость при любых содержаниях SiO2, СаО,
А12О3.
Восстановление монооксида железа и увеличение вследствие
этого содержания в шлаке оксидов кальция, кремния и алюми-
ния вызывают повышение температуры плавления и вязкости
шлака. Но поскольку по мере движения шлакового расплава
вниз возрастает и температура шлака, то шлак остается подвиж-
ным. В конечном шлаке содержится не более 0,2-0,8 % FeO, и
влияние ее на свойства шлака практически не проявляется.
Аналогичное влияние на температуру плавления и вязкость
шлака оказывает монооксид марганца МпО. При выплавке пере-
дельных чугунов с высоким содержанием марганца, а также зер-
кального чугуна и ферромарганца МпО оказывает влияние на
свойства не только первичных, но и промежуточных и конечных
шлаков.
Содержание в шлаках Na2O и К2О понижает как температуру
плавления, так и вязкость шлаков, включающих мало глинозе-
ма. При содержании глинозема в шлаке свыше 10 % добавки ок-
сидов щелочных металлов повышают его вязкость и температу-
ру плавления.
Введение в шлаки CaF2 даже в небольших количествах пони-
жает их вязкость и температуру плавления.
Содержание 10-15 % ТЮ2 в шлаке не оказывает существен-
ного влияния на его вязкость. Однако из практики работы до-
менных печей, переплавляющих титаномагнетитовые рудные
материалы, известно, что при содержании в шлаках 6-11 % TiO2
они становятся очень вязкими, вызывающими затруднения в ра-
176
боте печи. Это объясняется тем, что титан хорошо растворяется
в малоуглеродистом (т. е. в губчатом свежевосстановленном)
железе, а затем по мере науглероживания последнего раствори-
мость его снижается и достигает предела насыщения. Поэтому
избыток титана выделяется из капель чугуна, стекающего в горн
печи в виде твердых карбидов и нитридов титана (TiC и TiN). По-
следние, примешиваясь к шлаку, повышают его вязкость, а так-
же накапливаются в горне печи в виде неплавких масс, которые
загромождают горн печи.
Повышение содержания в шлаке CaS до 3-4 % понижает его
вязкость и температуру плавления. При дальнейшем увеличении
концентрации CaS вязкость и температура плавления шлаков
возрастают.
Помимо состава шлака на его вязкость большое влияние
оказывает температура. Зависимость вязкости шлака от темпе-
ратуры представляется в виде уравнения
Е
ц = Д-елг,	(5.16)
где А - постоянная величина для данного состава шлака; Е -
энергия активации вязкого течения расплава; R - универсальная
газовая постоянная; Т - абсолютная температура. Графически
эта зависимость выражена на рис. 5.20. Вязкость всех шлаков с
ростом температуры снижается. Однако для различных шлаков
эти зависимости различны. У кислых шлаков с основностью
CaO:SiO2 < 1,1-1,15 вязкость с
ростом температуры снижает-
ся относительно медленно
(dv\:dt невелико). У основных
шлаков с ростом основности
(CaO/SiO2> 1,1-1,15) величина
dx\-.dt значительно больше -
вязкость шлака резко изменя-
ется в узком температурном
интервале. В связи с этим ос-
новные шлаки (основностью
более 1,1-1,15) считаются не-
устойчивыми. При незначи-
Рис. 5.20. Зависимость вязкости шла-
ков от температуры.
1 — кислые шлаки; 2 — основные шлаки
177
тельных снижениях нагрева печи, работающей на основных
шлаках, вязкость их резко возрастает, что вызывает затрудне-
ния в работе печи (замедление стекания шлакового расплава,
медленное осаждение капель чугуна в шлаке, ухудшение процес-
са десульфурации чугуна, несмотря на высокую основность шла-
ка, затруднение отработки шлака при выпуске расплавов из пе-
чи; в крайнем случае возможно даже замораживание шлака).
Поэтому при работе печи на основных шлаках нужно очень вни-
мательно следить за нагревом печи, не допуская снижения тем-
пературы шлакового расплава.
Поскольку кислые шлаки при охлаждении загустевают (за-
твердевают) медленно, то при взятии пробы они тянутся нитями
за пробоотборником. Поэтому такие шлаки называют длинны-
ми (длинными их называют также потому, что они размягчают-
ся или затвердевают в широком - длинном интервале темпера-
тур). Такие шлаки затвердевают не кристаллизуясь в силу осо-
бенностей их строения и образуют стекло.
Основные шлаки при охлаждении затвердевают (кристалли-
зуются) очень быстро - в коротком интервале температур, нитей
они не образуют. Поэтому их называют короткими. Основные
шлаки, охлаждаясь, кристаллизуются, излом их камневидный.
Как показано ранее, состав и количество шлака оказывают
существенное влияние на качество (состав) чугуна. Чем выше
основность шлака, тем больше в чугуне марганца и меньше се-
ры. Серопоглотительная способность шлака при этом возраста-
ет. Увеличение количества шлака приводит к снижению содер-
жания в чугуне как серы, так и марганца.
На состав выплавляемого из данного рудного материала чу-
гуна оказывает влияние и вязкость шлака. Если из этого мате-
риала получаются густые, малоподвижные шлаки, то для при-
дания им достаточной жидкоподвижности приходится увеличи-
вать нагрев печи, а это, как известно, сопровождается получе-
нием чугуна с повышенным содержанием кремния. В связи с
этим мартеновский чугун с низким содержанием кремния мож-
но получить из рудных материалов, плавка которых дает шлак
с содержанием не более 17-18 % А12О3. При большем его содер-
жании в шлаке можно получать только более горячие чугуны
типа литейных.
Плавкость шлаков - также важное технологическое свой-
ство. Плавкость характеризуется количеством тепла, которое
необходимо затратить для расплавления 1 кг твердого шлака
178
(теплота плавления шлака). Плавкость шлаков изменяется в
пределах 1470-1850 кДж/кг. Однако чтобы шлак имел доста-
точную текучесть, его необходимо нагреть до более высоких
температур, что требует дополнительного расхода тепла, в ре-
зультате чего энтальпия шлака будет выше теплоты его плав-
ления.
Энтальпия реальных доменных шлаков на выпуске из печи со-
ставляет при выплавке передельного чугуна 1720-1850 кДж/кг,
литейного от 1850 до 2020 кДж/кг и ферросилиция в пределах
2020-2100 кДж/кг. Различие плавкости и энтальпии шлаков
при выплавке различных чугунов определяется тем, что вели-
чина плавкости влияет на тепловой баланс печи и нагрев гор-
на, и поэтому для выплавки более горячих чугунов выбирают
состав шлака, обеспечивающий повышенную плавкость с уче-
том необходимого перегрева. В связи с этим состав шлаков
выбирают на основе данных о температурах плавления и вяз-
кости, а затем проверяют и другие свойства конечного шлака
и соответствующего ему первичного: подвижность в зоне шла-
кообразования, устойчивость, обессеривающую способность,
плавкость.
Для этой цели используют данные о теплоте плавления
шлаков, имеющих одинаковую вязкость, при которой они хо-
рошо текут (0,3-0,5 Па с) и которая приблизительно соответст-
вует вязкости реаль-
ных доменных шла-
ков на выпуске из пе-
чи. На рис. 5.21 пред-
ставлена диаграмма
В. Г. Воскобойнико-
ва, отражающая плав-
кость шлаков при вяз-
кости 0,5 Па с.
Температуры, при
которых шлаки имеют
вязкость 0,3-0,5 Па с,
называются темпера-
Рис. 5.21. Диаграмма плав-
кости шлаков при их вяз-
кости 0,5 Па-с (цифры у
кривых — энтальпии шла-
ка, кДж/кг)
СаО. %
179
турами хорошей текучести шлака. Для шлаков одинаковой вяз-
кости, но разных составов значения их различны.
Количество тепла (кДж/т чугуна), которое уносит шлак,
можно определить, пользуясь уравнением
Чш L^tuiviui Q) + (/ши
+ 'плШ
(5.17)
где стш - удельная теплоемкость твердого шлака (средняя в ин-
тервале температур от 0 до температуры плавления),
кДж/(кг-К); сжш - теплоемкость жидкого шлака (средняя в интер-
вале температур от температуры плавления до температуры вы-
пускаемого из печи шлака), кДж/(кг-К); цпш - скрытая теплота
плавления шлака, кДж/кг; - температура плавления шла-
ка, °C; t - температура шлака на выпуске, °C; U - удельный вы-
ход шлака, кг/т чугуна.
Температура, с которой шлак выпускается из печи, опреде-
ляется заданным составом чугуна и вязкостью шлака, и ее прак-
тически невозможно менять. Уменьшая выход шлака, можно со-
кращать количество уносимого им из печи тепла.
Кроме рассмотренных важнейшими свойствами шлаков, ока-
зывающими влияние на доменный процесс, являются поверхно-
стное натяжение и температура каплеобразования шлаков.
Поверхностное натяжение. Как известно, любая термоди-
намическая система стремится принимать состояние, при кото-
ром запас потенциальной энергии был бы наименьшим. В рас-
плаве этот принцип реализуется в том случае, когда некоторое
число частиц из поверхностного слоя переходит внутрь жидко-
сти, что связано с сокращением ее поверхности. С уменьшени-
ем поверхности расплава запас потенциальной (поверхностной)
энергии системы снижается и система стремится к этому само-
произвольно, так как энергетически выгодна минимальная по-
верхность любого вещества. Чтобы увеличить поверхность
расплава, необходимы преодоление межчастичных (например
ионных) сил и совершение определенной работы. Такая работа
А, отнесенная к вновь образованной поверхностй, равной 1 м2,
и представляет собой поверхностное натяжение, выражаемое
формулой
где G — поверхностное натяжение, Дж/м2; А — работа, Дж; S — по-
верхность, м2.
180
Поверхностное натяжение можно определить и как отноше-
ние силы F, действующей в поверхностном слое на протяжении
единицы длины /, к этой длине. В этом случае размерность о -
Н/м.
о =	(5.19)
Величина поверхностного натяжения зависит от сил взаимо-
действия между частицами и характера кристаллической решет-
ки, т. е. определяется структурой расплава (присутствием в нем
того или иного типа ионов) и его температурой. Замена одного
иона другим, имеющим большее отношение заряда к его радиу-
су, приводит, как правило, к понижению поверхностного натя-
жения.
Поверхностное натяжение влияет на характер протекания
расплавов по межкусковым каналам, а значит, и на характер
движения материалов и газов и распределения последних по се-
чению печи. Поверхностными свойствами, к примеру, объясня-
ют склонность некоторых шлаков образовывать при стекании
на поверхности кусков кокса тонкие поверхностные пленки (в
случае хорошей смачиваемости кокса шлаком). Это может не-
благоприятно сказываться на движении шихты и газов в домен-
ной печи.
На движение газов в доменной печи существенное влияние
оказывает способность некоторых шлаков к вспениванию. Это
явление также объясняется поверхностными свойствами распла-
ва. Компоненты газовой фазы могут адсорбироваться на поверх-
ности раздела жидкой и твердой фаз, если при этом понижается
удельная свободная поверхностная энергия расплава (т. е. когда
адсорбция газов энергетически выгодна и идет самопроизволь-
но). Следует отметить, что механизм вспенивания шлаков недо-
статочно изучен. Представляется вероятным, что при образова-
нии первичных шлаков с высоким содержанием монооксида же-
леза и кремнезема может наблюдаться значительное вспенива-
ние шлаков, что вызывает увеличение сопротивления прохожде-
нию газа в зоне шлакообразования.
Температура каплеобразования шлаков наряду с вязкостью
характеризует их способность протекать через слой твердых ма-
териалов в доменной печи. Считают, что температура каплеоб-
разования более четко определяет начало подвижного состоя-
ния шлака, так как связана не только с вязкостью, но и с поверх-
ностным натяжением (с поверхностной энергией), обусловлива-
181
Таблица 5.5
Температуры каплеобразования шлаков различного состава
Состав шлака, %					Температура плавления по Ренкину, °C	Температура каплеобразова- ния, °C
	SiOj	A12O3	СаО	Fc2O3		
	62,03	13,56	24,41		1170	1457
	53,40	6,75	39,85	—	1450	1420
	49,51	18,86	31,63	—	1350	1360
	47,20	15,70	37,10		1330	1397
	46,20	19,80	34,00	—W	1300	1347
	44,13	18,42	37,18	1,27	1300	1378
	43,48	14,68	41,63	0,21	—	1370
ющим взаимодействие сил сцепления стекающей капли с твер-
дым материалом. За температуру каплеобразования принимает-
ся температура, при которой капля шлака отрывается от места
своего образования.
Размер капли шлака можно определить, пользуясь таким же
уравнением, как для определения размеров капли чугуна (5.7):
6®ш-Г
К
Рш ' S
(5.20)
где рш - плотность шлака; ош_г - поверхностное натяжение на
границе шлак-газ; g - ускорение силы тяжести.
Для определения температуры каплеобразования в лабора-
торных условиях спрессованный образец шлака установленной
массы подвергается нагреву с заданной скоростью. Температура
в момент отрыва капли от образца и считается температурой
каплеобразования. В табл. 5.5 приведены температуры каплеоб-
разования шлаков различного состава по данным М. Я. Остро-
ухова.
5.4. СТРОЕНИЕ СИЛИКАТНЫХ ШЛАКОВЫХ РАСПЛАВОВ
Согласно ионной теории строения шлаков, разработанной
О. А. Есиным, основной структурной составляющей всех сили-
катных систем является кремнекислородный тетраэдр SiO^", в
вершинах которого располагаются четыре крупных аниона О2-,
а в центре - маленький высокозарядный катион SiO4". Связь
182
Рис. 5.22. Кремнекисло-
родный тетраэдр (а) и со-
единение двух тетраэд-
ров (б)
a
б
Si-О весьма прочна
(прочнее, чем связь
Ме-0 в силикатах
металла). Каждый
ион кислорода О2-,
входящий в тетра-
эдр, имеет по одной
свободной валентности. Тетраэдры в силикатах либо находятся
в виде изолированных друг от друга структурных единиц, либо,
соединяясь между собой через вершины, образуют комплекс-
ные анионы (рис. 5.22). Характер соединения зависит от отно-
шения общего числа атомов кислорода в силикате (как в основ-
ных оксидах, так и в SiO2) к числу атомов кремния (O:Si). Это
отношение тем ниже, чем меньше основность или чем относи-
тельно больше SiO2 в силикате в сравнении с количеством ос-
новных оксидов.
Рассмотрим основные типы силикатов.
1.	Ортосиликаты. Для двухвалентных металлов формула ор-
тосиликата имеет вид Me2SiO4 = 2MeO SiO2 с отношением O:Si = 4.
В узлах кристаллической решетки располагаются изолиро-
ванные тетраэдры SiO^-, которые удерживаются в структуре при
помощи простых катионов (Са2+, Mg2+, Fe2+ и др.), т. е. этими кати-
онами насыщаются свобод-
ные валентности ионов кис-
лорода в вершинах двух со-
седних тетраэдров (рис. 5.23).
В более основных силика-
тах (O:Si > 4) кислород как
входит в обособленные ком-
плексы SiC>4*, так и находится
в виде простых анионов О2-.
Более кислые, системы
характеризуются величиной
O:Si < 4. Число атомов кис-
- Ме2+- О - Si- О-Ме2+- О -Si- О-Ме2+
Ме2+
Ме2+
Ме2+- О -Si - О - Ме2+- О -Si - О -Ме2+
Рис. 5.23. Схема кристаллической
структуры ортосиликата
183
Рис. 5.24. Структура кремнекис-
лородного аниона в виде сдвоен-
ного тетраэдра (а) и кольца из
трех тетраэдров (6)
порода оказывается недо-
статочным, для того чтобы
они могли по четыре окру-
жать каждый атом крем-
ния. Это обусловливает объединение тетраэдров по вершинам.
При этом часть атомов кислорода становится общей для двух и
более смежных тетраэдров.
2.	Пиросиликаты. Анионы этого класса силикатов представ-
лены сдвоенными тетраэдрами и имеют формулу Si2O^“ с отно-
шением O:Si = 3,5 (рис. 5.24, а). Им соответствуют соединения
типа Me3Si2O7 = 3MeO-2SiO2.
Общая валентность аниона (комплекса) определяется чис-
лом наружных ионов кислорода, каждый из которых обладает
одной нескомпенсированной валентной связью. В ортосилика-
тах на каждый атом кремния приходится по четыре такие ва-
лентные связи, при помощи которых удерживаются катионы ме-
таллов.
В пиросиликатах число указанных связей уменьшается до 3,5
и соответственно уменьшается количество катионов металла
или отношение концентрации основных оксидов к SiO2.
3.	Метасиликаты с анионами в виде изолированных колец,
состоящих из трех (рис. 5.24, б), четырех и шести тетраэдров.
Формулы анионов соответственно записываются следующим
образом: Si3O9~, Si4O^, Si6O}8~ Здесь степень объединения тетра-
эдров более высокая и отношение О:Si = 3.
4.	Метасиликаты (пироксены). У них анионы представлены
бесконечными цепочками из тетраэдров (рис. 5.25), между кото-
рыми располагаются катионы металлов. В каждой структурной
единице таких силикатов на один атом кремния приходится три
атома кислорода (два целых и две половинки). Таким образом,
формула аниона [SiO3“]n с отношением O:Si = 3. Формула мета-
силиката MeSiO3 = MeOSiO2.
А В
Рис. 5.25. Строение кремнекислород-
ных анионов у пироксенов (структур-
ная единица выделена пунктирами
А А и ВВ)
184
Рис. 5.26. Строение кремнекис-
лородных анионов у амфибо-
лов (структурная единица вы-
делена пунктирами АА и ВВ)
5.	Амфиболы. В этих
силикатах степень объеди-
нения тетраэдров еще вы-
ше, а анионы имеют фор-
му сдвоенных пироксено-
вых цепочек (рис. 5.26).
В структурной единице
содержится 2 + — = 4 атомов кремния и 8 + — = 11 атомов кисло-
рода. Отсюда комплексные анионы выражаются формулой
Si4O^]n, а силикаты - формулой Ме^цОи = 3MeO-4SiO2 и ха-
рактеризуются отношением O:Si = 11/4 = 2,75.
6.	Слюдоподобные силикаты. В анионах тетраэдры соединя-
ются друг с другом по трем вершинам и образуют плоские слои,
простирающиеся в двух измерениях, т. е. в плоскости (рис. 5.27).
Катионы металлов располагаются между слоями на свободных
кислородных вершинах, относительное число которых еще
меньше, чем в предыдущих случаях.
Каждый атом кремния и шесть атомов кислорода, располо-
женные на вершинах шестиугольника (структурной единицы),
принадлежат трем структурным единицам, а шесть кислородных
атомов, находящихся на сторонах, - двум структурным едини-
цам. На каждую из них прихо-
дится, таким образом, — = 2
атома кремния и — + — = 5 ато-
мов кислорода. Комплексные
анионы и силикаты имеют соот-
ветственно формулы [Si2Oj"]n и
MeSi2O5 = MeO-2SiO2, а отноше-
ние O:Si = 2,5.
Рис. 5.27. Строение кремнекислород-
ного аниона у слюдоподобных силика-
тов (структурная единица выделена)
185
Таблица 5.6
Типы различных силикатов и строение кремнекислородных анионов
Наименование минерала	Отноше- ние O:Si	Формула аниона	Форма аниона	Химическая формула силика- та, выраженная при помощи	
				элементов	оксидов
Ортосиликаты	4,0	SiOt	Изолированный тетраэдр	Ме^Юд	2MeOSi02
Пиросиликаты	3,5	Si2Ot	Сдвоенные тет- раэдры	Мез812О7	3MeO-2SiO2
Метасиликаты	3,0	[SiOj-]m	Кольцо из т = 3; 4; 6 тетраэдров	MeSiO3	MeOSiO2
Метасиликаты			Бесконечная це-		
(пироксены)	3,0	[SiOH	почка	MeSiO3	MeOSiO2
Амфиболы -	2,75	[Si4OH	Сдвоенная бес- конечная цепоч- ка (лента)	A/fe^Si^Oj ।	3MeO-4SiO2
Слюдоподобные			Бесконечная		
силикаты	2,50	[Si2OH,	плоская сетка		
			. (пакет)	MeSi2O5	MeO-2SiO2
Кварц	2,0	[SiOJn	Бесконечная трехмерная сет-		
			ка (каркас)	SiO2	
7.	Модификация диоксида кремния (кварц, тридимит, крис-
тобалит). Эти формы образуются путем объединения тетраэд-
ров в непрерывный трехмерный каркас. Каждый ион кислорода
принадлежит одновременно двум тетраэдрам, и на один атом
кремния приходится по два кислородных атома. Здесь уже не ос-
тается свободных кислородных вершин, на которых могут удер-
живаться катионы металлов. Кристаллы представляют собой
как бы гигантские молекулы [SiO2]w (табл. 5.6).
Из сказанного выше и табл. 5.6 можно сделать следующие
выводы.
1. По мере увеличения кислотности (понижения основности)
силикатов усложняются и увеличиваются размеры кремнекис-
лородных анионов.
2. Усложнение форм связи идет в направлении: изолирован-
ный тетраэдр, изолированные группы из 2, 3, 4 и 6 тетраэдров,
цепочка, пояс (лента), пакет, каркас. Иными словами, усложне-
ние идет по схеме: точка—линия-плоскость-объем.
186
Высокозарядные катионы алюминия, фосфора и др. подобно
кремнию образуют с кислородом анионные комплексы, входя-
щие в кристаллические решетки алюмосиликатов, алюминатов,
фосфатов и т. д.
В расплаве имеются не только кремнекислородные группы,
но и металлы (Ме+). Следовательно, весь расплав представляет
собой систему плотноупакованных анионов кислорода О2-, в
промежутках между которыми расположены меньшие по разме-
рам катионы (Са2+, Mg2+, Fe2+, Mn2+, Si4*, Al3+, P5* и др.). При этом
из всех связей анионов с катионами, очевидно, наиболее прочны-
ми являются соединения Si4+ с О2-, чем и обусловлено существо-
вание кремнекислородных комплексов как структурных единиц
твердой решетки.
Чем крупнее кремнекислородные агрегаты, тем выше вяз-
кость расплава, так как крупность групп обусловливает взаим-
ное сцепление слоев жидкости между собой, а это увелич
зает
внутреннее трение - вязкость. При увеличении в шлаке основ-
ных оксидов МеО последние также диссоциируют на ионы Ме2+
и О2- (поскольку связи Me-О гораздо слабей связей Si-O), при-
чем ион кислорода, внедряясь в кремнекислородные комплексы,
повышает в них отношение O:Si. Группы разрушаются и упро-
щаются, внутреннее трение между слоями жидкости слабеет,
вязкость снижается. Так объясняется понижение вязкости гомо-
генных кислых расплавов при повышении в них содержания ок-
сидов кальция, магния, марганца, железа, натрия, калия, титана.
Сильнее разрушает кремнекислородные комплексы CaF2.
Это объясняется тем, что CaF2 вводит в расплав в 2 раза больше
анионов 2Fчем известь СаО. Поэтому CaF2 сильнее разжижа-
ет шлак.
5.5. ВЛИЯНИЕ ШЛАКОВ НА ХОД ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
Свойства и количество шлака влияют на тепловое состояние
(температуру) в горне, движение и распределение газов по сече-
нию печи, на ровность схода шихты, восстановление отдельных
элементов и переход их в чугун и на другие показатели процесса.
Температура горна и находящихся в нем чугуна и шлака оп-
ределяется не только расходом кокса и нагревом дутья, но и на-
гревом поступающих в него жидких продуктов плавки - чугуна и
шлака. Чугун, образующийся всегда приблизительно при одной
температуре, стекает в горн примерно с одинаковыми скоро-
187 .
стью и теплосодержанием. Теплота и температура шлака раз-
личны и зависят от температуры его плавления. Если шлак при-
ходит в горн нагретым до более высокой температуры, то горн
будет более “горячим” даже при одинаковых расходе кокса и на-
греве дутья в обоих случаях. А так как в нижней части печи про-
исходит восстановление наиболее трудновосстановимого эле-
мента - кремния, то при более тугоплавком шлаке кремния в чу-
гуне больше - он будет, как говорят, “химически горячим”. От-
сюда вытекает давно известное положение: тугоплавкий шлак
“греет” горн, легкоплавкий - “охлаждает”. Это означает, что бо-
лее тугоплавкий шлак приходит в горн (к фурмам) с более высо-
кой температурой, чем легкоплавкий, и при этом температура
продуктов плавки выше. При легкоплавком шлаке труднее до-
биться той же температуры горна, что и при трудноплавком. Ос-
новные меры для лучшего нагрева горна - повышенный расход
кокса и высокий нагрев дутья - главным образом способствуют
повышению содержания кремния в чугуне. Но не последнюю
роль играет при этом и температура приходящего в горн шлака.
Однако легкоплавкость и подвижность первичного шлака не
всегда отвечают низкому нагреву горна. Многое зависит от того,
как изменяются состав и свойства шлака по мере его стекания
вниз. Например, первичный высокожелезистый и высокомарган-
цовистый шлак имеет низкую температуру плавления и высокую
подвижность (надо учесть, что такой шлак еще и тяжелее, чем
низкожелезистый и низкомарганцовистый, и от этого его движе-
ние вниз еще ускоряется). Но железо и марганец, как известно,
быстро восстанавливаются по мере движения вниз при нормаль-
ном распределении газового потока. Восстановление Fe и Мп вы-
зовет снижение содержания FeO и МпО и повышение вязкости
шлака. Это снизит скорость его движения вниз и вызовет усилен-
ный его нагрев. С повышением температуры шлака его теку-
честь будет достаточной и при снижении содержания в нем FeO и
МпО. Происходит своеобразное “саморегулирование” вязкости
шлакового расплава, характерное для доменного процесса.
Наоборот, при медленном восстановлении железа и марган-
ца шлак, сохраняя высокую текучесть, приходит в горн быстро и
поэтому нагревается мало. Вследствие этого его текучесть не
бывает чрезмерно велика. Вот почему вязкость шлака оказыва-
ется более или менее стабильной независимо от интенсивности
восстановления FeO и МпО при движении шлака к горну домен-
ной печи.
188
Указанные свойства шлака влияют не только на температу-
ру горна, но и на ход печи. Тугоплавкий и вязкий шлак, заполняя
пространства между кусками материалов (главным образом кок-
са), ухудшает газопроницаемость столба материалов и затрудня-
ет движение газов, нарушает их распределение по сечению печи.
Ровный ход шихты при наличии таких шлаков в зоне шлакооб-
разования может нарушиться, и поэтому интенсивность хода пе-
чи должна быть снижена.
Наоборот, легкоплавкие и подвижные шлаки быстро осво-
бождают межкусковые пространства коксовой насадки, что при-
водит к увеличению порозности слоя кокса в зоне шлакообразо-
вания и создает возможность форсировать доменную плавку ду-
тьем и получать более высокую производительность печи.
Вязкий шлак может налипать на огнеупорную кладку печи,
способствуя образованию настылей, и создавать условия для
нижних подвисаний шихты. Чрезмерно подвижный шлак тоже
вреден, так как может не только охлаждать горн печи, но и “раз-
мывать” футеровку нижней части печи.
Отметим, что на вязкость шлаков большое влияние оказыва-
ет наличие механических примесей - мелких фракций твердых
материалов кокса, известняка и пр. Они сильно снижают по-
движность шлаков. Поэтому к прочности и гранулометрическо-
му составу кокса и других шихтовых материалов должны предъ-
являться высокие требования.
Вред вязких шлаков сказывается тем сильнее, чем их боль-
ше. Сравнительно вязкий шлак, если его немного, заполняет не
все межкусковые пространства коксовой насадки и оставляет
каналы для прохода газов. Подвижный шлак даже в относитель-
но большом количестве, вследствие высокой его текучести, так-
же может оставлять каналы для прохождения газового потока.
Таким образом, количество шлака во взаимосвязи с его вяз-
костью является одним из важных факторов ровного схода ших-
товых материалов и ровного хода печи.
Следовательно, много шлака вредно не только потому, что
это увеличивает расход кокса (из-за большого количества тепла,
уносимого им из печи), но и потому, что вызывает неровный ход,
затруднения в сходе шихты и неравномерное газораспределение.
Положение усугубляется при тугоплавких и вязких шлаках.
Опыт доменных плавок говорит о том, что можно успешно ра-
ботать с удельным выходом шлака 0,3 т/т чугуна и ниже. Лими-
тировать снижение удельного выхода шлака может только борь-
189
ба с серой. В последнее время выход шлака вследствие использо-
вания рудного материала с высоким содержанием железа на не-
которых печах составляет 0,2-0,4 т/т чугуна. Глубокое обогаще-
ние руд и уменьшение выхода шлака - важнейшие направления
развития доменного производства.
Из сказанного следует, что легкоплавкие и маловязкие шла-
ки благоприятствуют форсированной работе, но не всегда дают
возможность получить кремнистые “горячие” чугуны. Наобо-
рот, тугоплавкие и не очень подвижные шлаки “греют” горн, но
нарушают ровный ход при большом количестве дутья, т.е. при
форсировании хода сдерживают возможность интенсификации
плавки.
Чрезмерно легкоплавкий и подвижный шлак приводит к по-
холоданию, а тугоплавкий и вязкий шлак - к тугому ходу и зави-
санию. Две отмеченные крайности в работе доменной печи недо-
пустимы. Технолог должен избегать не только этих крайностей,
но и всякого приближения к ним, выбирая в зависимости от об-
стоятельств такое течение процессов образования первичного и
конечного шлаков, которое обеспечивает в каждом случае ров-
ный ход печи при необходимом тепловом состоянии горна.
Из сказанного становится очевидной необходимость работы
печи на устойчивых шлаках. В производственных условиях по
разным причинам неизбежны непроизвольные изменения усло-
вий плавки, вызывающие изменения в составе и свойствах пер-
вичного, промежуточного и конечного шлаков. Так, колебания
содержания железа и кремнезема в железорудных материалах,
загружаемых в доменные печи, нередко составляют ±1,5 %, а ос-
новности агломерата ±0,1. Поэтому радикальное совершенство-
вание усреднения и достижение колебаний в содержании Fe и
SiO2 в железорудной части шихты не более ±0,2-0,3 %, а основ-
ности ±0,03-0,05 значительно улучшат процессы шлакообразо-
вания, стабилизируют тепловое состояние печи и состав чугуна,
особенно содержание кремния и серы. Химический состав (ос-
новность), количество, температура плавления и вязкость шлака
оказывают сильное, а часто и решающее влияние на процессы
восстановления железа, а также Si, Мп, Р, Сг, V, Ti и других эле-
ментов и на удаление серы в процессе доменной плавки. Это оп-
ределяет качество получаемого чугуна.
ГЛАВА
6
ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
6.1.	ПОВЕДЕНИЕ СЕРЫ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
И УСЛОВИЯ ДЕСУЛЬФУРАЦИИ ЧУГУНА
Сера в доменную печь вносится шихтовыми материалами и
топливом, вдуваемым через воздушные фурмы с дутьем. Наи-
большее количество серы вносит кокс. На его долю приходится
не менее 50 % серы, поступающей в печь. Как правило, эта циф-
ра достигает 65 % и более, а в ряде случаев - 90 %.
В коксе сера в основном (на 80 %) органическая, т. е. нахо-
дится в виде органических соединений, входящих в состав горю-
чей массы кокса. Остальная часть - это сера, входящая в состав
золы кокса, сульфидная, связанная с железом в FeS.
В железорудных материалах сера находится в виде сульфи-
дов: пирита FeS2, пирротина FeS и др. - в магнитных железняках;
в виде сульфатов: CaSO4 и BaSO4 др. - в окисленных рудах, агло-
мератах и окатышах.
Вдуваемое с дутьем топливо также может содержать серу - в
угольной пыли и мазуте. Сера в них содержится в виде органиче-
ских соединений. В золе угольной пыли может содержаться пи-
рит, или сульфатная сера CaSO4.
Органическая сера кокса в основной своей массе доходит до
фурм и вместе с углеродом сгорает по реакции
S + О2 = SO2.	(6.1)
Поднимаясь с газами через слой раскаленных материалов, в
заплечиках и распаре печи сернистый газ взаимодействует с Fe,
FeO, СаО и углеродом с образованием сульфидов железа FeS и
кальция CaS по реакциям
Fe + SO2 + 2С = FeS+2СО,
< FeO + SO2 + ЗС = FeS+ЗСО,
СаО + SO, + ЗС = CaS+ЗСО.
(6.2)
191
В этих процессах сера восстанавливается из SO2 до эле-
ментной и взаимодействует с Fe, Са, Mg, образуя соответству-
ющие сульфиды. Может протекать и такая реакция: MgO +
+ SO2 + ЗС = MgS + ЗСО. Однако поскольку сродство магния к
сере меньше, чем у кальция, то вероятность образования MgS
меньше, чем CaS. Кроме того, концентрация оксида магния в
шлаке значительно меньше, чем оксида кальция. Из-за мень-
шего сродства к сере десульфурирующая способность MgO
меньше, чем СаО.
Пирит, попадая в печь с железорудными материалами (в ос-
новном с магнетитами), под воздействием высоких температур
диссоциирует:
2FeS2 = 2FeS + S2.	(6.3)
Диссоциация пирита начинается и протекает при температу-
ре 650 °C. При этом в верхней части печи сера частично выделя-
ется из FeS2 в виде паров серы, и если это происходит у самой по-
верхности засыпи, она уносится из печи газовым потоком. Если
этот процесс идет на некотором расстоянии от уровня засыпи, то
выделившаяся сера частично или полностью поглощается мате-
риалами, к примеру, по реакции
FeO + S + СО = FeS + СО2.	(6.4)
Попавшие в доменную печь сульфаты при высоких темпера-
турах восстанавливаются углеродом по реакции
CaSO4 + 4С = CaS + 4СО - Q.	(6.5)
Представленная картина поведения различных соединений
серы в доменной печи подтверждается опытными данными, при-
веденными на рис. 6.1. Как видно из рисунка, по мере опускания
шихтовых материалов содержание серы в агломерате (окаты-
шах, руде), известняке и образующейся из него извести возраста-
ет. Значительная часть серы переходит в газ в нижней части пе-
чи. Однако из газа она поглощается чугуном, известняком, шла-
ком по реакциям (6.2).
Таким образом, в результате описанных процессов сера на-
ходится либо в виде FeS, хорошо растворимом в чугуне, либо в
виде CaS, растворимом в шлаке и не растворимом в чугуне.
Чтобы получить чистый по сере металл, необходимо перевес-
192
Содержание серы, %	Сера в газе, г/м3
Рис. 6.1. Изменение содержания серы в материалах и газах по высоте доменной
печи
ти ее в CaS, т. е. в шлак. Это возможно в результате следую-
щих реакций:
[FeS] + (СаО) = (CaS) + (FeO) - Q19
(FeO) + С = [Fe] + СО - Q2,
(6.6, а)
(6.6, б)
[FeS] + (СаО) + С = [Fe] + (CaS) + СО - Q3.	(6.6, в)
Суммарная реакция (6.6, в) описывает процесс десульфура-
ции в доменной печи, а реакция (6.6, а) - в сталеплавильном про-
цессе.
Константа равновесия реакции (6.6, а) может быть представ-
лена в виде уравнения
_ (CaS)(FeO)
s (CaO)[FeS] *
(6.7)
Поскольку содержание серы в шлаке пропорционально со-
держанию в нем CaS, т. е. (S) ~ (CaS), а содержание серы в чугу-
не пропорционально содержанию [FeS] в чугуне, т. е. [S] ~ [FeS],
то константа равновесия может быть записана в виде
_ (S) (FeO)
s (СаО) [S] ’
(6.8)
193
Из уравнений (6.7) и (6.8) следует, что для снижения содержа-
ния серы [S] в чугуне надо увеличивать концентрацию СаО в
шлаке и уменьшать величины CaS и FeO.
Аналогичная реакция может идти и с MgO, т. е.
[FeS] + (MgO) + С = (MgS) + [Fe] + СО - Q. (6.9)
Как известно, константа равновесия вообще и для реакции
десульфурации, в частности, является функцией температуры,
т. е. К' Поскольку реакция (6.6, а) идет с поглощением теп-
ла, то с повышением температуры, согласно принципу Ле-Шате-
лье, ее равновесие сдвигается вправо, т. е. в сторону увеличения
концентрации CaS. Поэтому чем выше температура, тем выше
значение К'. Практический интерес для нас представляет содер-
жание серы в чугуне. Поэтому уравнение (6.8) удобнее предста-
вить в другом виде, а именно:
rsi -(S)(FeO)
(СаО)К'
(6.10)
Из этого уравнения следует несколько условий для получе-
ния более чистого по содержанию серы чугуна.
Первое - это повышение температуры в печи. Чем выше
температура, тем выше значение и тем меньше серы перехо-
дит в чугун. В связи с этим при высоком содержании серы в кок-
се, чтобы обеспечить получение качественного чугуна (с низким
содержанием серы), приходится повышать нагрев печи за счет
большего расхода топлива, что приводит к увеличению содержа-
ния кремния в чугуне, т. е. получать более “горячий” чугун. Так,
в условиях работы печи на донецких коксах, которые содержат
до 2 % серы, выплавляются преимущественно чугуны марки
ПЛ1, т. е. чугуны с содержанием кремния более 1 %.
Второе - это повышение основности шлака. Из уравнения
(6.10) видно, что чем больше концентрация оксида кальция в шла-
ке, тем меньше содержание серы в чугуне. Стремление получать
более низкосернистые чугуны заставило повышать основность
шлака. Так, на металлургических заводах Урала и Сибири, где
раньше работали на шлаках основностью CaO:SiO2 = 0,9 - 1,0, по-
высили ее до 1,10-1,15. На заводах Украины, использующих до-
нецкие сернистые коксы, основность шлаков составляет 1,2—1,3.
Баланс серы в печи можно представить в виде уравнения
E(S/m/) = [S] + (S)U+{S]Vr,
(6.П)
194
где S„ [S], (S), {S} - соответственно содержание серы в i-м мате-
риале, в чугуне, шлаке и газе; /п, - удельный расход i-ro матери-
ала; U - удельный выход шлака; Vr - удельный выход газа.
Как уже известно, основная часть серы распределяется меж-
ду чугуном и шлаком. Отношение концентраций серы в шлаке
(S) и чугуне [S] называется коэффициентом распределения серы:
_(S)
S [S]'
(6.12)
Из уравнения (6.8) коэффициент распределения серы может
быть выражен следующим образом:
(S) = К'(СаО)
s [S] (FeO)
(6.13)
Как и константа равновесия К$, коэффициент распределения
серы является функцией температуры и основности шлака, т. е.
Ls = ф(*, CaO:SiO2). Из уравнения (6.12) следует, что (S) = [S]Ls.
Подставив это выражение в правую часть балансового уравне-
ния (6.11) вместо (S), будем иметь SXS/Wj) - {S}Vr = [S] + [S]Lst/=
= [S](l + Ls-U). В этом случае содержание серы в чугуне
[S] =

(6.14)
1 +
Поскольку значение Ls с ростом температуры и основности
шлака возрастает, то из этого уравнения вытекают два отмечен-
ных выше условия для максимального удаления серы из металла
в шлак (т. е. повышение температуры и основности шлака). Кро-
ме того, из этого уравнения вытекает третье условие для борь-
бы с серой и перевода ее в шлак - это больший выход шлака (СТ).
Однако здесь не все так просто, как это следует из уравнения
(6.14). Дело в том, что воздействие количества шлака на содер-
жание серы в чугуне проявляется не только через удельный вы-
ход шлака, но и через изменение значения коэффициента рас-
пределения серы между шлаком и чугуном (Ls). Увеличение ко-
личества шлака затрудняет диффузию в нем серы, т. е. ее отвод
в виде CaS от реакционной поверхности, и тем самым понижает
использование его десульфурирующей (серопоглотительной)
способности. При большом количестве шлака возрастает доля
слабо используемой его верхней части, которая наиболее удале-
195
на от границы раздела металл—шлак, т. е. от реакционной по-
верхности. В результате этого общее использование серопогло-
тительной способности шлака и значение Ls снижаются. Кроме
того, увеличение выхода шлака U влечет за собой повышение
удельного расхода кокса, а следовательно, и прихода серы с ним.
Таким образом, борьба с серой путем увеличения выхода шлака
малоэффективна.
Однако нельзя и чрезмерно снижать удельный выход шлака,
который в каждом конкретном случае (в зависимости от содер-
жания серы в шихте, состава, свойств и нагрева шлака, ровности
хода печи и других факторов) должен ограничиваться опреде-
ленным значением, равным такому выходу шлака, при котором
он будет близок к насыщению серой.
Обычно в современных доменных печах серопоглотительная
способность шлака используется на 30-60 %. Поэтому имеются
достаточно большие резервы улучшения десульфурации чугуна
и снижения удельного выхода шлака (более глубокое обогаще-
ние рудных материалов). Опытные данные показывают, что
снижение выхода шлака до 300 кг/т чугуна и несколько меньше
даже при работе печи на сернистом донецком коксе при дости-
жении высокого значения коэффициента распределения серы
между шлаком и чугуном Ls позволяет получать чугун с низким
содержанием серы.
Следовательно, повышение значения Ls - четвертое условие
успешной борьбы с серой, переводом ее из металла в шлак.
Пятое условие - это снижение содержания серы в шихтовых
материалах, т. е. снижение прихода серы в печь. Поэтому
уменьшение удельного расхода кокса как основного поставщи-
ка серы позволяет сократить ее приход в печь и снизить содер-
жание серы в чугуне. То же относится и к приходу серы с желе-
зорудными материалами. Агломерация — весьма эффективное
средство удаления серы из железорудных материалов и сниже-
ния содержания ее в чугуне. Поэтому она получила широкое
развитие не только как средство окускования, но и как средство
борьбы с серой.
Как видно из уравнений (6.11) и (6.14), часть серы может уно-
ситься газами. Однако это количество обычно невелико и зави-
сит от нагрева верхней части печи. Так, при выплавке чугунов с
низким содержанием кремния расход топлива относительно мал,
вследствие чего образуется мало газа и понижается температура
в верхней части печи — потери серы с газами в этом случае не
196
Рис. 6.2. Зависимость коэффициента
распределения серы от основности
шлака и температуры
превышают 5 %. Они могут воз-
растать до 10-15 % при выплав-
ке горячих передельных и ли-
тейных чугунов, когда верхняя
часть печи разогревается боль-
шим количеством газа, образу-
ющегося за счет повышенного
расхода кокса. Остальная часть
серы распределяется между чу-
гуном и шлаком, причем боль-
шее ее количество (88-90 %) пе-
реходит в шлак.
Процесс десульфурации
(6.6) гетерогенный. Он протекает между двумя фазами - шлаком
и чугуном на границе их раздела. В связи с этим большое значе-
ние имеет площадь поверхности раздела чугуна и шлака, а так-
же их вязкость. Чем больше поверхность раздела, тем быстрее
идет процесс десульфурации. Наибольшее значение эта поверх-
ность имеет при прохождении капель чугуна через слой шлака в
горне печи. Поэтому, как видно из рис. 6.2, именно в горне печи
чугун в основном очищается от серы. В связи с тем, что процесс
десульфурации связан с диффузией реагирующих веществ, боль-
шое значение имеет вязкость чугуна и особенно шлака (вязкость
шлака во много раз выше вязкости чугуна). Чем меньше вяз-
кость расплавов, тем быстрее исходные вещества диффундиру-
ют к границе чугуна и шлака, т. е. к реакционной поверхности, и
быстрее диффундируют от нее продукты реакции. С этой точки
зрения полезно повышать температуру в печи, так как снижает-
ся вязкость чугуна и шлака.
Значение вязкости для процесса десульфурации хорошо ил-
люстрируется зависимостью коэффициента распределения серы
от основности шлака (см. рис. 6.2). Эта зависимость получена
при определенном, постоянном времени взаимодействия чугуна
со шлаком (кривые 1-3). Как видно из рисунка, повышение Ls с
ростом основности шлака происходит лишь до определенного
значения. При дальнейшем повышении основности коэффици-
ент распределения серы между шлаком и чугуном понижается и
десульфурация ухудшается. Это связано с увеличением вязкости
197
шлака от повышения его основности при одной и той же темпе-
ратуре, вследствие чего диффузия серы в шлаке затрудняется.
Повышение температуры шлака уменьшает его вязкость, и мак-
симальное значение достигается при более высокой основности
шлака (1,25 при 1400 °C; 1,45 при 1450 °C; 1,52 при 1500 °C). По-
этому влияние основности шлака и температуры на десульфу-
рацию чугуна нужно рассматривать комплексно. Кривая 4 на
рис. 6.2 получена при более продолжительном времени взаимо-
действия чугуна и шлака. Как видно, максимальное значение Ls
не достигается в этом диапазоне основности шлака. Очевидно,
что эта кривая правильнее отражает влияние основности на де-
сульфурацию, а также и диффузии на этот процесс.
Повышение десульфурирующей способности шлака при зна-
чительном увеличении его основности достигается, например,
введением в шихту плавикового шпата (CaF2). Такие шлаки об-
ладают высокой подвижностью и десульфурирующей способно-
стью. Добавка CaF2 для разжижения шлаков часто применяется
в сталеплавильных процессах.
Определенный интерес представляет влияние на десульфура-
цию содержания в шлаках оксида магния MgO. Этот оксид в пол-
ной мере не может заменить СаО как десульфуратор, так как
сродство магния к сере значительно ниже, чем кальция. Поэто-
му в присутствии СаО вероятность образования MgS невелика.
Однако MgO при содержании его в шлаке 8-10 % существенно
снижает вязкость последнего и тем самым способствует проте-
канию процесса десульфурации.
Марганец может в какой-то степени заменить оксид кальция
в процессе десульфурации. При этом протекает следующая ре-
акция:
МпО + FeS + С = MnS + Fe + СО.	(6.15)
Однако с точки зрения десульфурации наибольшее значение
марганец имеет вне доменной печи. В этом случае удаление се-
ры из металла идет по реакции
Мп + FeS = Fe + MnS + Q.
(6.16)
Поскольку при этой реакции выделяется тепло (что свиде-
тельствует о большем сродстве марганца к сере, чем железа), то
снижение температуры способствует сдвигу равновесия в сторону
продуктов реакции. Особенно успешно этот процесс протекает в
198
чугуновозных ковшах и миксерах сталеплавильных цехов. Обра-
зовавшийся MnS скапливается в шлаковой пленке на поверхности
металла. В связи с этим при достаточно высоком содержании мар-
ганца в чугуне (свыше 1 %) можно допускать несколько большее
содержание серы в чугуне, выпускаемом из доменной печи.
Таким образом, мы познакомились с поведением серы в до-
менной печи, ее распределением между продуктами плавки и
факторами, влияющими на степень перехода ее из металла в
шлак.
В заключение приведем некоторые практические данные о
качестве чугуна по содержанию серы и борьбе с серой на метал-
лургических заводах. В табл. 6.1 показан баланс серы для домен-
ной плавки при работе печи на донецком коксе (завод “Запорож-
сталь”) и выплавке передельного чугуна. Из таблицы видно, что
в чугун переходит всего 3,65 % серы от ее общего количества,
поступившего в печь. Основная часть (87,44 %) переходит в
шлак. С газом уносится только 2,11 % и 6,8 % уходит из печи с
колошниковой пылью. Эти данные о распределении серы между
продуктами плавки согласуются с теми, которые приводились
ранее по обобщенным результатам.
Видно также, что количество серы, вносимой в доменную
печь, определяется в основном расходом кокса и содержанием в
нем серы. Для рассматриваемого завода (“Запорожсталь”), ра-
ботающего на сернистом донецком коксе (S = 1,75 %) и низко-
сернистой криворожской руде, 90 % серы вносится в печь с кок-
сом. Ее приход с коксом составил 8,146 кг/т чугуна. Для сравне-
ния: на Магнитогорском металлургическом комбинате приход
серы с коксом изменяется в пределах 2-3 кг/т чугуна.
Для уменьшения содержания серы в чугуне при работе печи
на сернистом коксе необходимо всеми способами снижать удель-
ный расход кокса, а следовательно, и ее приход в печь, а также
снижать содержание серы в самом коксе, к примеру, вводом в
угольную шихту углей с низким содержанием этой вредной при-
меси.
Работа доменных печей заводов Урала и Сибири характери-
зуется более низким приходом серы с коксом из-за низкого со-
держания в нем серы. Однако и на этих заводах кокс - основной
источник поступления серы в доменные печи. Поэтому наиболее
эффективным средством снижения содержания серы в чугуне
служит уменьшение прихода ее с коксом, главным образом за
счет снижения его удельного расхода.
199
Таблица 6.1
Баланс серы при доменной плавке на донецком коксе
Статья	Расход, кг/т чугуна	Содержание серы, %	Приход (расход) серы	
			кг/т чугуна	%
Приход				
Кокс	475	1,75	8,146	90,05
Агломерат	1479	0,04	0,580	6,41
Окатыши	264	0,04	0,104	1,15
Железная руда	10	0,03	0,003	0,03
Марганцевая руда	1	0,13	0,001	0,01
Сварочный шлак	3	0,04	0,001	0,01
Металлодобавки	30	0,05	0,146	1,62
Мартеновский шлак	42	0,14	0,057	0,63
Известняк	35	0,025	0,008	0,09
Итого			9,046	100,00
Расход				
Чугун	1000	0,033	0,330	3,65
Шлак	452	1,750	7,910	87,44
Колошниковая пыль	99	0,620	0,615	6,80
Перешло в газ	1960*	0,097**	0,191	2,11
Итого			9,046	100,00
* В м3/т чугуна.
“ В г/м3.
Перспективы дальнейшего снижения содержания серы в чу-
гуне вытекают из анализа выражения (6.14). Такой анализ и был
проведен нами выше. Кроме того, перспективным направлением
повышения качества чугуна по содержанию серы является его
внедоменная десульфурация.
6.2.	ВНЕДОМЕННАЯ ДЕСУЛЬФУРАЦИЯ ЧУГУНА
В связи с повышением требований к качеству чугуна и стали,
особенно высококачественных марок, становится актуальным
вопрос о внедоменной десульфурации чугуна. Если в обычной
стали содержание серы составляет 0,021-0,023 %, то в низкосер-
нистой оно должно быть 0,008-0,009 %, а в особо качественных
сталях не должно превышать 0,005 %.
Требования сталеплавильного передела к качеству чугуна
возросли и в связи с тем, что кислородно-конвертерный процесс
200
в меньшей степени пригоден для осуществления десульфурации
металла, чем мартеновский, который в настоящее время вытес-
няется конвертерным. Это связано с тем, что в конвертерных
шлаках содержание FeO большее, что ухудшает условия перехо-
да серы из металла в шлак. Процесс конвертерной плавки завер-
шается в короткий промежуток времени, что также ухудшает ус-
ловия обессеривания. Для выплавки кислородно-конвертерной
стали практически нужно использовать чугун с таким же содер-
жанием серы, как и в готовой стали.
Внедоменная десульфурация позволяет доводить содержание
серы в чугуне отдельных плавок или всего чугуна до нужных
кондиций для получения самых низкосернистых марок стали.
Становятся возможными выведение процесса десульфурации из
доменной печи, ведение плавки на кислых шлаках и достижение
при этом хороших показателей работы доменной печи. Пониже-
ние основности шлака имеет ряд преимуществ.
1.	Уменьшение выхода шлака.
2.	Снижение основности агломерата, что повышает его меха-
ническую прочность, а следовательно, газопроницаемость стол-
ба шихтовых материалов в доменной печи.
3.	Снижение удельных расходов кокса и флюса.
4.	Снижение вязкости и тугоплавкости шлаков, что наряду с
повышением газопроницаемости столба шихты обеспечивает
более ровный ход плавки, позволяет форсировать ее ход, следо-
вательно, увеличивать производительность доменной печи.
Таким образом, плавка на кислых шлаках обеспечивает сни-
жение удельного расхода кокса и увеличение производительнос-
ти доменной печи, но выплавляемый чугун при этом имеет по-
вышенное содержание серы (до 0,1-0,5 %) и требует обязатель-
ной десульфурации его после выпуска из доменной печи.
Однако несмотря на то, что плавка на кислых шлаках с по-
следующей внедоменной десульфурацией имеет указанные пре-
имущества, в промышленных масштабах она не получила широ-
кого развития из-за недостаточной доработки технологии и от-
сутствия высокоэффективного способа внедоменной десульфу-
рации высокосернистого чугуна, пригодного для применения в
доменных цехах с высокой производительностью, т.е. отсутст-
вия высокопроизводительных установок. Десульфураторы либо
дороги и дефицитны, либо малоэффективны, либо при их ис-
пользовании создаются неблагоприятные санитарные условия
труда. И все-таки как за рубежом, так и в нашей стране приме-
201
няют внедоменную обработку чугуна и допускают работу домен-
ных печей на менее основных шлаках.
Существует несколько способов внедоменной десульфура-
ции чугуна, которые отличаются реагентами, используемыми
для этой цели, способом их присадки в чугун, конструкцией уст-
ройств для ввода присадок и т. д.
Один из способов десульфурации чугуна вне печи содержа-
щимся в нем марганцем уже рассмотрен выше. Реакция десуль-
фурации чугуна марганцем идет в чугуновозных ковшах и в мик-
серах сталеплавильных цехов.
Наиболее распространенным реагентом для десульфурации
чугуна является кальцинированная сода. Соду дают либо в ковш
перед заливкой чугуна, либо в момент заливки, либо в струю чу-
гуна на желобе. Десульфурация содой происходит по следующей
реакции:
FeS + Na2CO3 + С = Na2S + СО2 + СО + Fe - 35,070 МДж. (6.17)
При использовании соды для связывания 1 кг серы расходу-
ется 1,94 кг реагента (Na2CO3). Наряду с десульфурацией в ме-
талле снижается содержание газов и неметаллических включе-
ний. Степень десульфурации для такого процесса может дости-
гать 80-85 % при снижении температуры чугуна на 1,7 °C на
каждый 1 г соды. В зависимости от содержания серы в исходном
чугуне и желаемой степени десульфурации расход соды состав-
ляет 2,5-50 кг/т чугуна, а степень ее использования достигает
30-60 %. При подаче соды в ковш до заливки чугуна процесс де-
сульфурации завершается в течение 10-15 мин. При этом всплы-
вающий на поверхность образовавшийся Na2S необходимо уда-
лять, иначе при длительном контакте чугуна с образовавшимся
содовым шлаком при понижении температуры сера будет пере-
ходить обратно в чугун по реакции (6.17), которая со снижением
температуры пойдет влево.
Недостатки этого способа - высокая стоимость и дефицит
реагента, взаимодействие содистого шлака с футеровкой ковша,
ухудшение условий труда при возгонке (улетучивании) части со-
ды в воздух рабочей зоны.
До недавнего времени такой способ десульфурации был наи-
более распространен как в нашей стране, так и на заводах Запад-
ной Европы. Для уменьшения уноса соды она использовалась в
виде гранул размером от 0,25 до 4 мм. В последнее время на за-
рубежных заводах в некоторых случаях осуществляется вдува-
202
ние соды в чугуновозный ковш азотом. При этом показатели де-
сульфурации улучшились - снизился расход соды, повысилась
степень ее использования.
Кроме соды для десульфурации чугуна используются из-
весть, карбид кальция, металлический магний.
Десульфурация известью получила меньшее распростране-
ние, чем содой, хотя известь не так дефицитна и более дешева.
Десульфурация известью идет по реакции
FeS + СаО + С = CaS + Fe + СО - 149,134 МДж. (6.18)
Этот процесс может проводиться во вращающейся печи, ку-
да заливают чугун, а на его поверхность подают измельченную
известь и коксик, или в ковшах путем вдувания порошка извести
в чугун, а также другими способами. Во время вращения печи (в
первом случае) и при продувке чугуна (во втором) достигаются
хороший контакт извести с чугуном и высокая степень его де-
сульфурации (до 90-95 %). При десульфурации известью не об-
разуется жидкого шлака (известь после поглощения серы оста-
ется в твердом состоянии), не наблюдается и обратного перехо-
да серы в металл. Содержание серы в чугуне после такой обра-
ботки его известью можно снизить до 0,01 % и ниже.
Однако способ десульфурации чугуна известью не получил
широкого распространения, так как вращающиеся печи имеют
низкую производительность и, кроме того, громоздки. Вдувание
извести в ковш и другие способы ее подачи в чугун еще только
осваиваются в промышленных масштабах.
Десульфурация карбидом кальция идет по реакции
СаС
2тв
+ S = CaS
+ 2С.
(6.19)
На зарубежных заводах этот способ десульфурации полу-
чил сравнительно широкое распространение. Порошкообраз-
ный карбид кальция вдувают азотом в жидкий чугун или пода-
ют на металл и перемешивают крыльчаткой. При расходе кар-
бида кальция 3-5 кг/т чугуна содержание серы в нем снижает-
ся до 0,002-0,005 % в зависимости от исходного ее содержания
в чугуне.
Высокой десульфурирующей способностью при внедомен-
ной десульфурации чугуна обладает металлический магний. Вве-
дение 1,0-1,2 кг магния на 1 т чугуна позволяет удалить 90 % се-
ры и получить чугун с содержанием ее до 0,005 %. Для связыва-
203
ния 1 кг серы необходимо 0,75 кг магния. Десульфурация магни-
ем происходит следующим образом:
[FeS] + Mg = (MgS) + [Fe] + Q.	(6.20)
Температура плавления магния 651 °C, а кипения - 1105 °C.
Поэтому при температуре жидкого чугуна магний находится в
виде перегретого пара, упругость которого при 1400 °C состав-
ляет 784,53 кПа (около 8 атм). Испарение магния при вводе его
в чугун обеспечивает хороший контакт реагента с металлом. Од-
нако это требует специальных мер для предотвращения выбро-
сов металла под действием высокого давления паров магния.
Десульфурация металлическим магнием имеет ряд преиму-
ществ.
1. Малое количество образующегося шлака, который легко
всплывает.
2. В процессе такой десульфурации не образуется вредных
для окружающей среды продуктов реакции.
Для предотвращения выбросов чугуна магний вводят неболь-
шими порциями в жидком виде, в виде небольших кусочков, об-
мазанных теплоизоляционной массой, и пр. Установки по внедо-
менной десульфурации магнием с введением его в виде слитков
или гранул, вводимых в чугун специальной фурмой (сжатым воз-
духом), работают на Магнитогорском металлургическом комби-
нате, а также на ряде металлургических заводов Украины: Кра-
маторском, Мариупольском, Коммунарском, “Криворожстали”
и др. К примеру, при внедоменной десульфурации на установке
Краматорского металлургического завода при расходе магния
0,74 кг/т чугуна содержание в нем серы снижается с 0,067 до
0,005 %. Степень усвоения магния при этом составляет 70-90 %.
Исследования и производственный опыт показывают, что
внедоменная десульфурация чугуна магнием, осуществляемая на
указанных заводах, экономически более эффективна в сравне-
нии с удалением серы в доменной печи за счет повышения основ-
ности шлака, большого удельного расхода кокса или переделом
высокосернистого чугуна в конвертере или в мартеновских пе-
чах.
Для повышения экономичности процесса десульфурации и
производства низкосернистого металла необходимо предотвра-
щать попадание в чугуновозные ковши шлака при выпуске чугу-
на из печи, снижать его количество и (в случае внедоменной де-
сульфурации) более полно скачивать шлак из ковшей после про-
204
ведения процесса десульфурации. Это связано с тем, что попада-
ющий в конвертер из ковшей шлак, содержащий относительно
много серы, является источником ее перехода из шлака обратно
в металл, так как в конвертерном шлаке по мере продувки ме-
талла кислородом повышается содержание FeO, и равновесие
реакции (6.6, а) сдвигается влево, т. е. в сторону перехода серы
из шлака в металл. Аналогичный процесс перехода серы из шла-
ка в чугун имеет место и в миксерах сталеплавильных цехов, что
подтверждается на практике.
Рассмотренные методы внедоменной десульфурации, как и
другие существующие способы, хотя и применяются в промыш-
ленности в нашей стране и за рубежом, нельзя считать достаточ-
но разработанными и эффективными. Поэтому ведутся широ-
кие исследования и опытные работы по их усовершенствованию
и открытию новых.
Требования к металлу постоянно возрастают. Доменщики
должны обеспечить выплавку чугуна для производства массово-
го (рядового) металла с содержанием серы до 0,020-0,025 %, а
для выплавки высококачественных и специальных сталей - до
0,01 % и ниже. В связи с этим мощности установок для внедомен-
ной десульфурации должны увеличиваться в несколько раз.
В наши дни доменщики ОАО “Магнитогорский металлурги-
ческий комбинат” получают чугун в печах с содержанием серы
0,009-0,011 %, а на стадии внедоменной десульфурации металли-
ческим магнием доводят ее содержание перед кислородно-кон-
вертерным переделом до 0,005 % и ниже.
ГЛАВА
7
ГОРЕНИЕ ТОПЛИВА И ТЕПЛОВАЯ
РАБОТА ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
7.1.	ПРОЦЕСС ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА,
СОСТАВ И ТЕМПЕРАТУРА ГОРНОВЫХ ГАЗОВ
Процесс горения топлива в доменных печах имеет большое
технологическое значение. Во-первых, с ним связана основная
статья прихода тепла в доменной печи, во-вторых, в процессе го-
рения образуется газ, который принимает участие почти во всех
других процессах, протекающих в доменной печи. От количест-
ва и состава газа зависит степень развития этих процессов.
Итак, назначение и роль процесса горения топлива в домен-
ной печи состоят в следующем.
1.	Получение необходимого для протекания процессов до-
менной плавки тепла.
2.	Получение газа-восстановителя и теплоносителя.
3.	При горении топлива освобождается пространство, в кото-
рое опускаются вышележащие шихтовые материалы, т. е. сгора-
ние топлива обеспечивает движение шихты.
Главной особенностью горения топлива в доменных печах
является горение при большом избытке топлива (углерода), ис-
ключающем возможность возникновения избытка воздуха. Про-
цесс горения топлива (кокса) у фурм доменной печи можно пред-
ставить в виде схемы (рис. 7.1). У самого среза фурмы, из кото-
рой дутье поступает в рабочее пространство доменной печи, оно
содержит О2д кислорода и Ы2д азота. Следовательно, в этом мес-
те имеется избыток кислорода. Поэтому горение здесь идет по
С + О2 = СО2 + 01.
(7.1)
Как видно, при горении по этой реакции образуется СО2 и
выделяется большое количество тепла (400,928 МДж/(кгмоль),
или 33,500 МДж/кг углерода).
По мере удаления от фурмы содержание кислорода в газе
уменьшается в связи с затратами его на горение, а содержание
206
Расстояние от среза фурмы, м
Рис. 7.1. Изменение состава газа по оси фурмы
СО2 возрастает. На некотором расстоянии от фурм состав газа
существенно не меняется. Содержания кислорода и СО2 здесь ко-
леблются в небольших пределах, а при дальнейшем удалении от
торца фурмы вновь продолжаются увеличение концентрации
диоксида углерода и снижение содержания кислорода. На рас-
стоянии примерно 0,9-1,5 м от фурмы содержание СО2 в газе до-
стигает максимума, а кислород из газовой фазы исчезает. С это-
го момента начинается процесс взаимодействия СО2 с углеродом
кокса по реакции
СО2 + С = 2СО - 02.
(7.2)
Эта реакция сопровождается поглощением значительного
количества тепла -165,797 МДж/(кг моль). В связи с ее протека-
нием содержание СО2 в газе снижается, а СО - увеличивается. На
расстоянии 1,2-1,8 м от обреза фурмы содержание СО2 становит-
ся равным нулю и горение прекращается. Таким образом, горе-
ние в доменной печи можно представить как суммарный процесс
протекания предыдущих реакций:
С + О2 = СО2 + Qi (400,928 МДж/моль),
СО2 + С = 2СО - Q2 (-165,797 МДж/моль),
(7.3)
2С + О2 = 2СО + (Ci - е2) = Сгор,
207
где
Qrop “
400,928-165,797
117,566 МДж/моль, или
9,830 МДж/кг углерода.
На рис. 7.1 приведено изменение состава газа по оси воздуш-
ной фурмы. Примерно так же меняется состав газа вдоль оси
фурмы и в горизонтальной плоскости. Различие может быть
только в расстоянии, на котором из газовой фазы исчезают кис-
лород и диоксид углерода. В связи с этим зону горения кокса
можно представить так, как это показано на рис. 7.2, несколько
вытянутой вверх, поскольку газ в основном движется вверх на
выход из печи согласно перепаду давления.
Зона (или очаг) горения состоит из двух частей. В первой
(окислительной) части в газе при вдувании в печь сухого воздуха
содержатся О2, N2, СО2, во второй (восстановительной) - такие
газы, как СО2, N2, СО. За пределами зоны горения в газе нахо-
дятся только СО и N2. Причем содержание СО в газе по мере
удаления от торца фурмы продолжает расти, что связано с про-
теканием процессов прямого восстановления железа и примесей
чугуна (Si, Мп, Р и др.), в результате которого образуется моно-
оксид углерода.
Эксперименты показывают (см. рис. 7.1), что и в первой
(окислительной) части зоны горения в газе есть небольшое ко-
личество СО. Вероятно, в какой-то степени здесь идет процесс
(7.2). Однако более вероятным происхождение небольших ко-
личеств СО в этой зоне представляется как результат другого
явления. Из теории горения твердого топлива известно, что
процесс окисления углерода идет на поверхности кусков за счет
адсорбированного кислорода
(или другого окислителя). При
этом первоначально образу-
ются комплексы СЛОу, кото-
рые распадаются при их де-
сорбции на СО и СО2. Соотно-
шение СО:СО2 зависит от тер-
модинамических условий (дав-
ления, температуры). Этим
Рис. 7.2. Зона горения кокса перед
фурмами
208
объясняется наличие СО в зоне циркуляции, где присутствует
кислород, т. е. в окислительной. В избытке кислорода моноок-
сид углерода должен догорать. Но для полного догорания тре-
буется определенное время. Поскольку время пребывания га-
за в зоне горения мало, то процесс догорания полностью не за-
вершается.
Указанная особенность горения (избыток углерода и недо-
статок кислорода) приводит к тому, что в результате в горне до-
менной печи образуется только СО - восстановитель, без кото-
рого невозможно решение одной из главных задач доменного
процесса - отнятия кислорода от оксидов железа (восстановле-
ние железа).
То обстоятельство, что горение в доменной печи происходит
до СО, позволяет просто и точно определять количество и со-
став продуктов горения. Для этого процесс горения в сухом ду-
тье следует представить в виде уравнения
N2n
_2S-N
®2д
= СО+0,5—^-N
°2д
(7.4)
N
где —— N, = у. Для атмосферного воздуха у = 3,76.
О2Д
Расход сухого дутья в расчете на 1 кг углерода составит
у0_
кд
22,4fll N2a>
212^ О2д
11,2 (О2л +N2fl)
12 О2д
м3/кг Сф,
где V® - расход воздуха при “нормальных” условиях; Сф - коли-
чество углерода, сгорающего у фурм.
Поскольку в сухом дутье О2д + N2fl = 1, то расход сухого дутья
,Л 0,9333 3/ „
V® =	— м3/кг Сф,
или при у = 3,76 он составит
И} =	+ з,76) = 4,4427 м3/кг Сф.
12
(7.5)
(7.6)
209
Выход горнового газа определится следующим образом:
(О2д + Ы2д) -
22,4
212
= К0+|^( °2^—]°2. = V? +	= v° (1 +
1 \	^2д
Итак,
V? = V®(1 + 02д), м3/кг Сф
(7.7)
Содержание в газе СО выражается формулой
СОГ =
22,4	100
12 22>4fj । Ы2Д '
12 I 2О2Д>
2 О2 -100
______^д______
2 ’^2д +^2д
2-О2 -100
**д
®2Д +Огд +^2д
В этом случае в конечном счете содержание СО в газе со-
ставляет
2О2п 100
СОГ= х л л
2д
Содержание азота в газе
N2r =
22,4 М2д
100
12 2 О2д 22,4 С t
12	2
2Д
2д
N2n100
N2„100
2дт1,2д	^2д гх,2д 1 ^2д
окончательном виде получим
N2„100
м — 2д
(7.9)
2Д
210
Рис. 7.3. Изменение температуры по
оси фурмы в зоне горения
При подаче в доменную
печь сухого атмосферного ду-
тья (О2д = 21 %, N2j( = 79 %) со-
держание монооксида углеро-
да и азота в горновом газе со-
ставляет соответственно 34,7
и 65,3 %.
Такой
состав газа имеет
место на границе зоны горе-
ния, т. е. в той точке, где со-
держание СО2 становится равным нулю. Такой газ называется
горновым.
Изменение температуры в зоне горения по радиусу горна до-
менной печи показано на рис. 7.3. В кислородной части зоны го-
рения температура газа по мере удаления от торца фурмы возра-
стает. В той точке, в которой содержание кислорода становится
равным нулю, а СО2 достигает максимального значения, темпе-
ратура газа возрастает до максимума. Эта точка называется фо-
кусом горения. Точнее, это не точка, а выпуклая поверхность,
ограничивающая кислородную часть зоны горения.
В восстановительной части зоны горения, где СО2 восстанав-
ливается до СО, за счет поглощения тепла на этот процесс тем-
пература газа снижается. Температура газа, выходящего из зоны
горения (на ее границе), называется теоретической температу-
рой горения - /ф. Ее можно найти из теплового баланса зоны го-
рения:
егоР+ед + еч+Сшл+е
0ОК — Qrr + Сч + С
шл>
(7.10)
к
где QTop - тепло от горения топлива; Qn - теплосодержание дутья;
<2Ч, Сшл> Qk ~ теплосодержание чугуна, шлака и кокса соответст-
венно, поступающих в зону горения; QOK - тепло от окисления
железа и примесей чугуна при прохождении его через зону горе-
ния; Qrr - теплосодержание горнового газа; Q'4, Q'lun - теплосо-
держание чугуна и шлака, выходящих из зоны горения.
Из зоны горения чугун и шлак уносят больше тепла, чем вно-
сят, т. е.
(б'ч + 0шл )>(&, + Сшл).
211
Это связано с тем, что в зоне горения в шлак переходит зола
кокса (<2ЗК - теплосодержание золы кокса, переходящей в шлак),
а также потому, что в зоне горения они разогреваются за счет
высоких температур факела горения и тепла, выделяющегося
при окислении компонентов чугуна. Учитывая сказанное, можно
записать
Подставив эти значения в уравнение (7.10), получим тепло-
вой баланс горения в таком виде:
Сократив подобные члены (<2Ч, (7^, 0ОК) в правой и левой ча-
стях, получим
Переписав еще раз это уравнение, имеем
Crop + Сд + Ск Сзк ~ Сгт*
Разность QK - Q3K = 0С, т. е. теплосодержание углерода кокса
без золы. Тогда тепловой баланс зоны горения имеет такой вид:
СГОр + Од + Сс = О
гг>
(7.11)
или в расшифрованном виде этот баланс запишется следующим
образом:
(7.12)
Теоретическая температура горения в этом случае
(7.13)
и находится обычно в пределах 1900-2200 °C.
Из уравнения (7.13) видно, что расход кокса не должен вли-
ять на температуру горения. Однако это не совсем так, посколь-
ку значение /ф рассчитано на 1 кг углерода, приходящего к фур-
мам. В действительности с изменением удельного расхода кокса
на 1 т чугуна меняется и температура продуктов плавки, т. е. ко-
212
нечная температура потока материалов в доменной печи, а сле-
довательно, и температура кокса, приходящего к фурмам (?к), и
количество тепла, вносимого углеродом кокса (сс- /к) в зону го-
рения.
При изменении температуры кокса, приходящего к фурмам,
на 100 °C (с 1400 до 1500 °C) величина сс7к изменяется на
201 кДж/кг углерода. Это может вызвать изменение температу-
ры горения всего на 25 °C. Такой величиной можно пренебречь,
тем более что вне зависимости от расхода кокса, приходящего на
фурмы, при выплавке одинаковых марок чугуна его температу-
ра примерно одинакова.
По мере продвижения газового потока к оси печи темпера-
тура его снижается, так как тепло затрачивается на нагрев ма-
териалов, находящихся в осевой части печи, и на покрытие за-
трат на прямое восстановление. Однако в осевой части печи (в
точке пересечения ее оси с осью фурм) температура должна
быть не меньше 1500 °C, в ином случае материалы там могут за-
стыть с образованием так называемого “тотермана”. Для этого
осевая часть должна быть хорошо газопроницаемой, чтобы ту-
да в достаточном количестве могли поступать горячие горно-
вые газы.
О хорошей газопроницаемости осевой части печи свиде-
тельствует содержание в газе, отобранном из осевой части
горна, примерно 50 % монооксида углерода. Рассмотрим два
примера.
1. Допустим, что в осевой части горна содержание СО = 50 %.
Газ в осевую часть печи частично поступает из зоны горения с
содержанием в нем 34,7 % СО и 65,3 % N2. Часть газа образует-
ся в самой осевой части горна за счет процессов прямого восста-
новления. Этот газ состоит из 100 % СО. Допустим, что X - доля
газа, поступающего из зоны горения. Тогда можно записать сле-
дующее уравнение:
Х-34,7 + (1 - X)100,0 = 50,0-1,0.
(7.14)
Из этого уравнения X = 0,767. Это означает, что 76 % газа,
проходящего через осевую часть горна, поступает из зоны го-
рения. Газ приносит с собой тепло, он прогревает эту часть гор-
на, благодаря чему в ней поддерживается температура не ниже
1500 °C, т. е. достаточная для того, чтобы образующиеся в осе-
вой части горна чугун и шлак находились здесь в жидкоподвиж-
ном состоянии.
213
2. Допустим, что содержание СО в газе осевой части горна
составляет 95 %. Тогда уравнение (7.14) принимает вид
АГ-34,7 + (1 - Л)100,0 = 95,0-1,0.
(7.15)
Решив это уравнение, получим X = 0,077. Таким образом, в
этом случае только 7,7 % газа, проходящего через осевую часть
горна, будет поступать из зоны горения. Это означает, что осевая
часть горна практически не газопроницаема. Остальные 92,3 %
газа образуются в самой осевой части горна. В этом случае тем-
пература в центральной части горна может оказаться недопусти-
мо низкой и материалы там могут оказаться застывшими, т. е. в
центре печи велика вероятность образования “тотермана”.
Чтобы центральная часть горна была хорошо прогрета, не-
обходимо обеспечивать достаточную газопроницаемость посту-
пающих в эту зону материалов. Это делается за счет загрузки в
осевую часть печи относительно больших количеств кокса и
меньших количеств рудных компонентов шихты. Для этого при-
ходится отступать от равномерного распределения материалов и
газов по сечению печи.
Распределение материалов и газов по сечению печи контроли-
руют путем отбора проб газа под поверхностью засыпи шихты,
анализа этих проб на содержание СО2 в газе по радиусу колошни-
ка и построения кривой изменения содержания СО2 по радиусу ко-
лошника печи. Для забора проб в стенке печи делается отверстие,
а к кожуху приваривается патрубок с сальником и задвижкой
(рис. 7.4). Через это отверстие в печь вводится труба, с помощью
которой на различном расстоянии от стенки печи отбираются
пробы газа. Трубу нужно вводить в слой материалов, а не над его
поверхностью, так как
над поверхностью за-
сыпи газ может частич-
но перемешиваться и
харак-тер изменения
содержания СО2 по ра-
диусу колошника будет
искаженным.
Рис. 7.4. Устройство пат-
рубка для ввода трубы в
печь при отборе проб газа.
/ — заборная труба; 2 — патрубок;
3 — задвижка; 4 — сальник
214
Рис. 7.5. Изменение содержания СО2 в
газе по радиусу верхней части печи, не-
обходимое для обеспечения прогрева
осевой части горна
При равномерном распреде-
лении шихты (рудного материала
и кокса) по сечению печи содер-
жание СО2 в газе по радиусу печи
одинаково, так как по любой вер-
тикали одинаковое количество
Расстояние от стенки печи
газа обрабатывает одинаковое
количество рудных материалов. Степень развития восстановитель-
ного процесса также одинакова, о чем
свидетельствует одинаковое содержание
СО2 в газе на выходе из слоя шихты.
Для обеспечения достаточной газо-
проницаемости осевой части печи в эту
зону, как уже отмечалось, нужно загру-
зить относительно большее количество
кокса и меньшее - рудных материалов.
При таком распределении шихтовых
материалов через осевую часть печи
проходит больше газа, чем через другие
участки ее поперечного сечения. Кри-
вая изменения содержания СО2 по ради-
усу колошника в связи с этим будет
иметь минимум на оси печи (рис. 7.5).
Величина этого минимума и величи-
на ЛСО2о зависит от диаметра печи
(рис. 7.6): чем больше диаметр, тем
больше разница в длине максимального
пути движения газового потока от фур-
мы по* оси печи (по линии П) и мини-
мального пути от фурмы (по ЛИНИИ I).
Эту разницу приходится компенсиро-
вать большим отступлением от равно-
мерного распределения материалов и
газового потока. Таким образом, чем
Рис. 7.6. Схема движения газовых потоков в пе-
чах малого (а) и большого (б) диаметров
215
Рис. 7.7. Труба отбора проб газа из горна доменной печи
больше диаметр печи (горна), тем больше должна быть ДСО^. Бе-
зусловно, что такое отступление от равномерного распределения
материалов и газов по сечению печи приводит к некоторому сни-
жению степени развития процесса косвенного восстановления же-
лезорудных материалов, так как там будет проходить меньше га-
за. Однако при сравнительно небольших диаметрах печей, когда
отношение высоты печи к диаметру распара (HID) достаточно ве-
лико (== 3), это снижение степени развития процесса восстановле-
ния неощутимо, так как площадь круга центральной части относи-
тельно невелика. При значительных диаметрах печей, когда это
отношение снижается до 2,0, влияние неравномерности распреде-
ления на степень развития восстановительного процесса становит-
ся заметным. При строительстве крупных доменных печей с боль-
шим диаметром горна это обстоятельство должно учитываться.
В связи с изложенным при определении кривой содержания
СО2 в газе на колошнике, соответствующей оптимальному распре-
делению материалов и газового потока по сечению печи, необхо-
димо производить отбор проб газа из осевой части горна для опре-
деления содержания СО в газе. Для этого используется водоохлаж-
даемая труба, которая вводится через воздушную фурму в горн пе-
чи. Устройство такой трубы показано на рис. 7.7. Для отбора газа
по радиусу горна по оси воздушной фурмы трубу с помощью ле-
бедки вводят через специальное устройство с сальниковым уплот-
нением в крышке колена фурменного прибора. Останавливая тру-
бу в том или ином месте, отбирают пробу газа из этой точки для
последующего химического анализа. При соединении внутренней
трубки с манометром замеряется статическое давление газов в раз-
личных точках по радиусу горна. С помощью этой трубы измеря-
ется и температура в горне печи, для чего во внутреннюю трубку
вводится термопара, которая выдвигается в момент замера темпе-
ратуры из охлаждаемой трубки на 80-100 мм.
216
7.2. ФАКТОРЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ РАЗМЕРЫ
ЗОН ГОРЕНИЯ
Большое технологическое значение для доменного процесса
имеют размеры и форма зон горения в горне доменной печи.
Они оказывают существенное влияние на движение шихтовых
материалов, распределение газового потока по сечению печи и
протекание физико-химических процессов (горения, окисления,
восстановления, плавления, теплообмена и др.), а следовательно,
и на технико-экономические показатели плавки.
При малых размерах зон горения затрудняется опускание
шихтовых материалов и нарушается распределение газов по се-
чению печи. Размеры зон горения определяются многими фак-
торами: количеством дутья, скоростью его истечения из фурм,
нагревом и влажностью, содержанием кислорода и добавок к ду-
тью и др. Рассмотрим основные из них.
Влияние количества дутья. Чем больше количество дутья,
поступающего в печь через фурму, тем шире размеры зоны
горения во всех направлениях. Это связано с тем, что для усво-
ения большого количества кислорода при возрастающем ко-
личестве дутья требуется больше горючего, занимающего со-
ответственно большее пространство перед фурмами. С увели-
чением расхода дутья возрастает и кинетическая энергия струи
(Е = ?и0/2), вследствие чего она проникает на большую глуби-
ну, а размеры зоны циркуляции (окислительной зоны) по оси
фурмы возрастают в большей мере, чем в двух других измере-
ниях. Уменьшение количества дутья вызывает сокращение
размеров зоны горения.
Кинетическая энергия (Е) должна соответствовать диаметру
горна (d) доменной печи. По данным академика 3. И. Некрасова,
для печей с диаметром горна не более 8 м оптимальное значение
кинетической энергии дутья определяется из уравнения
Е = 86,5-d2 - 313 d + 1160.	(7.16)
Исходя из диаметра горна и общего расхода дутья на печь,
можно найти размеры и количество воздушных фурм, обеспечи-
вающих требуемые размеры окислительной зоны. Размеры этой
зоны определяются с учетом того, чтобы горновые газы могли в
достаточном количестве проникать в осевую часть горна, про-
гревать ее, т. е. обеспечивать нормальный тепловой режим осе-
вой области.
217
Влияние скорости истечения дутья из фурм. Эта скорость за-
висит как от величины расхода дутья при постоянном сечении
фурм, так и от сечения фурм при неизменном расходе дутья. В
первом случае, при увеличении количества дутья, повышение
скорости истечения приводит к росту размеров зон горения во
всех направлениях (в глубину, ширину и высоту). Во втором -
увеличение скорости истечения за счет уменьшения сечения
фурм при постоянном количестве дутья вызывает увеличение
размера зоны горения в глубину, но при уменьшении - в ширину
и высоту. Это связано с тем, что с увеличением кинетической
энергии струи дутья при постоянном его расходе окислительная
зона и зона циркуляции кусков кокса проникают глубже в на-
правлении движения струи, т. е. к центру горна печи, но уменьша-
ются в двух других направлениях. Уменьшение скорости истече-
ния дутья за счет изменения сечения фурм вызывает уменьшение
размеров окислительных зон в глубину и увеличение в ширину и
высоту. Чрезмерное увеличение кинетической энергии дутья за
счет уменьшения сечения фурм приводит к росту количества и
скорости движения циркулирующего кокса и как следствие - к
большому измельчению его и увеличению количества коксового
“мусора”, загромождающего горн, повышенному уносу кокса с
продуктами плавки, а также к прогарам воздушных фурм.
Влияние нагрева дутья. Нагрев дутья в зависимости от тепло-
вого состояния печи может по-разному влиять на размеры окис-
лительной зоны. При нормальном, а тем более чрезмерном на-
греве горна повышение температуры дутья вызывает увеличение
объема (при постоянной массе), скорости и кинетической энер-
гии воздушной струи дутья, а следовательно, и окислительной зо-
ны. При недостаточном нагреве печи в зоны горения поступает
кокс, имеющий меньшие температуры - порядка 1400 °C вместо
1500 °C при нормальном нагреве печи. В этом случае повышение
температуры нагрева дутья может и не увеличивать температуру
в зоне горения и не изменять размеры фурменного очага.
При обогащении дутья кислородом вследствие уменьшения
количества азота на единицу кислорода общее количество газов
при сгорании единицы топлива снижается, что вызывает повы-
шение температур в зоне горения. Это вызывает сокращение
размеров зоны горения из-за увеличения скорости горения и рас-
ширение этих размеров из-за увеличения объема газов за счет их
температурного расширения. Таким образом, влияние обогаще-
ния дутья кислородом на размеры зон горения неоднозначно.
218
50
Расстояние от среза фурмы, м
Рис. 7.8. Изменение состава газа по оси фурм доменной печи при увлажнении
дутья
Оно может вызвать как увеличение, так и сокращение (что на-
блюдается чаще) размеров зон горения. При определенных ус-
ловиях в случае обогащения дутья кислородом размеры зон го-
рения могут оставаться неизменными.
Влияние влажности дутья. Содержащаяся в атмосферном ду-
тье влага (как естественная, так и вводимая в дутье специально)
разлагается в окислительной зоне по известной реакции:
Н2Опар + С = Н2 + СО - 124,436, кДж. (7.17)
В результате поглощения тепла температура в окислительной
зоне снижается, что вызывает расширение зоны горения в глубь
горна. Повышение температуры нагрева одновременно с его ув-
лажнением повышает температуру в зоне горения и ослабляет
влияние увлажнения дутья на размеры зоны горения. При ком-
пенсации расхода тепла на разложение влаги соответствующим
нагревом дутья (9 °C на каждые 1 г пара в 1 м3 дутья, или 72 °C на
каждый 1 % пара по объему в дутье) изменения размеров окисли-
тельных зон (считая по СО2) с увлажнением дутья не происходит.
Следует уточнить при этом, что если размеры окислительных зон
считать по наличию в газе Н2О, то при увлажнении дутья они уве-
личиваются, так как разложение Н2О углеродом заканчивается на
большем расстоянии от фурмы, чем разложение СО2 (рис. 7.8).
Влияние добавок к дутью углеводородов - природного газа
или мазута - на размеры окислительных зон аналогично влия-
нию водяных паров. Углеводороды в фурме и в начале окисли-
219
тельной зоны сгорают с образованием Н2О, которая ведет себя
так же, как влага дутья. Но при больших расходах углеводоро-
дов, достигаемых в настоящее время, при сгорании образуется
значительно больше влаги, чем ее вводится при увлажнении ду-
тья. При этом область ее разложения расширяется, что вызыва-
ет возрастание окислительных зон по Н2О. Кроме того, частич-
ное сгорание природного газа в фурме существенно увеличивает
объем вдуваемого газа и повышает кинетическую энергию
струи, увеличивает и глубину проникновения ее в направлении к
центру горна печи. В значительной мере этим объясняется до-
статочное проникновение горновых газов в центральную часть
горна больших печей, работающих с вдуванием в горн природно-
го газа, что обеспечивает прогрев их центральной части. На
рис. 7.8 приведены результаты одного из исследований состава
газа в горне при работе печи с вдуванием природного газа. В то
время как СО2 исчезает из газовой фазы зоны горения на рас-
стоянии 1200 мм от торца фурмы, влага пропадает из газа на бо-
лее значительном расстоянии - 2250 мм.
Увеличение давления газов в горне, вызванное ростом расхо-
да дутья, сопровождается увеличением кинетической энергии
струи и удлинением окислительной зоны. Давление в горне, вы-
званное работой печи на повышенном давлении без увеличения
массы дутья, объем дутья, скорость его истечения из фурм и ки-
нетическая энергия струи уменьшаются, что вызывает сокраще-
ние зоны горения.
Влияние размеров кусков кокса и его пористости. Увеличе-
ние размеров кусков уменьшает величину их удельной поверхно-
сти, поэтому при расходовании на горение определенного коли-
чества кислорода объем горящего кокса и размер зоны горения
будут тем больше, чем крупнее кокс. Чем больше пористость
кокса, тем больше реакционная поверхность в единице объема,
и поэтому сокращается размер зоны горения.
Качество шихтовых материалов и режим загрузки их в печь
также оказывают влияние на развитие зон горения. Сортирован-
ная, освобожденная от мелочи шихта и прочный кокс обеспечи-
вают более равномерное течение процессов по сечению горна,
большее проникновение газов к центру и увеличение зон горе-
ния. Система загрузки материалов в печь, вызывающая перифе-
рийный поток газов, способствует увеличению зон горения в вы-
соту и уменьшению их в глубину, ослабляя проникновение газов
к центру печи и понижая температуру в ее осевой части. Систе-
220
ма загрузки, вызывающая осевое движение газов, дает противо-
положное воздействие - зоны горения при этом развиваются в
глубь горна.
Влияние степени наполнения горна чугуном и шлаком. При
повышении уровня жидких продуктов плавки в горне происхо-
дит уплотнение нижних слоев шихтовых материалов, вследствие
чего протяженность зоны циркуляции уменьшается, что ограни-
чивает возможности форсировки процесса плавки дутьем и сни-
жает производительность печи. Поэтому увеличение числа вы-
пусков чугуна и своевременная отработка шлака являются не-
пременным условием роста производительности доменной печи.
Количество и состав шлаков, приходящих в нижнюю зону пе-
чи, также оказывают заметное влияние на газопроницаемость
материалов в горне и на размеры зоны циркуляции кусков кок-
са в фурменном очаге. Малое количество шлака, высокая его
подвижность способствуют развитию зон циркуляции и повыше-
нию возможности форсировки плавки дутьем. Напротив, боль-
шое количество шлака высокой вязкости ведет к сокращению
размеров зон горения.
Для создания оптимальных размеров циркуляционных (окис-
лительных) зон и регулирования процессов, происходящих в гор-
не, используют изменение всех перечисленных факторов, т. е.
изменение распределения материалов на колошнике печи, коли-
чества дутья и его температуры, содержания влаги и добавок в
дутье, а также числа, сечения и высова фурм, изменяющих вели-
чину кинетической энергии струи при заданных параметрах ду-
тья.
7.3. ТЕПЛООБМЕН В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Доменная печь относится к противоточным теплообменни-
кам. В ней имеют место два потока, движущихся навстречу друг
другу: поток горячих газов, поднимающихся снизу вверх, и дви-
жущийся навстречу ему сверху вниз поток шихтовых материа-
лов и образующийся из них поток чугуна и шлака. Противоточ-
ные теплообменники широко распространены в технике. К ним
относятся все шахтные печи (вагранки, печи для обжига куско-
вых руд, известняка и других материалов), нагревательные, ме-
тодические печи прокатных цехов, трубчатые вращающиеся пе-
чи (для сушки, магнетизирующего обжига руд, получения це-
ментного клинкера) и т. п.
221
Рис. 7.9. Схема противоточного теплообмена
Как известно, изменение температур матери-
ала и газов в противоточных теплообменниках
зависит от соотношения теплоемкостей (или во-
дяных эквивалентов) потоков. Допустим, имеет-
ся противоточный теплообменник (рис. 7.9) с
двумя потоками — теплоносителя (г) и нагревае-
мого материала (м). Теплоемкости этих потоков
составят
м
№г = сг-Vr; W„ = сиМм,	(7.18)
где Wr, - теплоемкости потоков газа и материалов,
кДж/(минград); сг, см - удельная теплоемкость газа и материала,
кДж/(м3град) или кДж/(кг град); Vr, Мн - расход газа и материа-
ла, м3/мин или кг/мин.
Теплоемкости потоков могут находиться в разных соотноше-
ниях:
IVr > W„ или Wr < WM.
(7.19)
В зависимости от этого соотношения меняется и характер из-
менения температур потоков газа-теплоносителя и нагреваемо-
го материала по длине (высоте) теплообменника (рис. 7.10).
Теплообмен в противотоке можно описать уравнением теп-
лового баланса (7.20) в каком-то элементарном участке тепло-
обменника высотой dH и уравнением теплопередачи (7.21):
dtM = dtrWr,	(7.20)
dtMWM = a-F(rr - tjdx,	(7.21)
где a - коэффициент теплопередачи, кДж/(м2сград); F - пло-
щадь поверхности кусков материала, проходящего в единицу
времени через слой высотой dH, м2/мин; т - время, мин.
Уравнение (7.20) можно представить в другом виде:
Jr VK
Jr ~	’
(7.22)
В уравнении (7.21) возможна замена: dx = dH/wM, где и>м - ско-
рость движения материала, м/мин.
222
Рис. 7.10. Изменение температуры газов и материалов по высоте теплообмен-
ника при разных соотношениях теплоемкостей их потоков.
а — W„<Wr;6 —	> 1¥г; tK, to, tn, Гф — конечные и начальные температуры потоков
Тогда уравнение (7.21) можно записать в таком виде:
АН
dtM 4УМ = a-F(rr - гм)—,
(7.23)
или
dtu a-F
М М _
dH~W-wM
(7.24)
Из уравнения (7.22) следует, что dtM =
в уравнение (7.24) вместо dtM, получим
W
-s-dtT;
W
» 1
подставив это
W,. dt, = a F
WudH
или после преобразований
dtT _ a-F
“ИС-wM
(7.25)
223
Полученными уравнениями (7.24) и (7.25) описывают изме-
нения температуры материалов и газов по длине (высоте) тепло-
обменника, в том числе в доменной печи. Проанализируем рас-
сматриваемые варианты теплообмена (см. рис. 7.10) с помощью
уравнений (7.22), (7.24) и (7.25).
В первом случае, когда Wr > WM, из уравнения (7.22) следует,
что dtJdtT > 1 и температура материала по высоте (Н) изменяет-
ся с большей скоростью, чем температура газа, т. е. dtJdH >
> dtJdH, причем в направлении движения газового потока обе
скорости увеличиваются, а следовательно, и разность темпера-
тур (fr _ /м) становится большей, что следует из уравнений (7.24)
и (7.25). Интенсивность теплообмена при этом возрастает, тоже
из-за разности температур (fr - /м). Отметим еще, что так как
скорости изменения температур газа и материала в указанном
направлении растут и являются величиной положительной (раз-
ность температур (tr - /м) положительная), то кривые изменения
температуры газа и шихты выпуклые (см. рис. 7.10, а).
В направлении движения материала разность температур
(гг - fM) уменьшается (так как Wr > VVM). В связи с этим величины
dtJdH и dtJdH также уменьшаются, т. е. интенсивность теплооб-
мена снижается, но соотношение скоростей изменения темпера-
тур материала и газа остается прежним, т. е. dtJdH > dtJdH. При
этом материал нагревается быстрее, чем охлаждается газовый
поток, и достигает практически той температуры, при которой
газ входит в теплообмен (/0), а газы выходят из теплообмена с
более высокой температурой (tj, чем температура материалов,
вступающих в теплообмен. Газовый поток выносит с собой из
теплообменника избыток тепла, который материал не может
отнять от газового потока из-за того, что WM < lVr.
Во втором случае, когда > VKr (см. рис. 7.10, б) dtJdtT < 1 и
температура материалов по высоте (Н) изменяется с меньшей
скоростью, чем температура газа-теплоносителя. Это вызывает
рост разности температур (гг - tj в направлении движения мате-
риалов. Поэтому величины скоростей изменения температур
\dtJdH и dtJdH) возрастают в направлении движения материа-
лов. В этом случае поток материалов отнимает и усваивает все
тепло газового потока, который, имея меньшую теплоемкость,
охлаждается до температуры, с которой материал вступает в
теплообмен {tj). Но поток материалов из-за большой теплоемко-
сти не может нагреться до той температуры (гф), с которой в теп-
лообмен вступает газ.
224
Если рассмотреть процесс теплообмена в противотоке в ко-
нечных разностях температур, то баланс тепла описывается сле-
дующим равенством (подобным (7.20)):
W м('м - ф = Wr(for - Ф,
(7.26)
где /о - температура газа, с которой он входит в теплообмен; t* -
температура газа, с которой он выходит из теплообмена; /** -
температура материала, с которой он выходит в теплообмен;
t* - температура материала, с которой он выходит из теплообмена.
Для первого случая, когда Wr > WM, можно записать
т. е. материалы нагреваются быстрее (в большей степени), чем
охлаждаются газы. Для второго случая, когда 1¥г < Жм, это отно-
шение меньше единицы:
При этом материалы нагреваются медленнее, чем охлажда-
ется газовый поток.
Рассмотрим теперь особенность доменной печи и доменного
процесса по сравнению с большинством других противоточных
теплообменников. Одна из важнейших особенностей состоит в
том, что доменная печь имеет большую высоту рабочего прост-
ранства, где происходит теплообмен между газовым потоком и
шихтовыми материалами. Большую величину имеет и теплооб-
менная поверхность (F) - поверхность кусков шихтовых матери-
алов. Коэффициент теплопередачи (а) также значителен из-за
большой скорости движения газового потока и сильной его тур-
булизации. Все это обусловливает большую интенсивность теп-
лообмена, т. е. высокие скорости изменения температур газа и
материалов в печи (dtJdH и dtJdH). При высоких скоростях теп-
лообмена он должен завершиться.
О завершенности теплообмена для случая, когда Wr >
свидетельствует выравнивание температур материалов и газов
на входе газа в теплообменник. В этом случае, как показано вы-
ше, материалы забирают все тепло от газового потока, какое
могут забрать. Однако поскольку их теплоемкость меньше теп-
225
лоемкости потока газов, последний уносит избыток тепла из
теплообменника.
Во втором случае, когда VFr < WM, температуры материалов и
газов выравниваются на выходе газов из теплообменника и теп-
лообмен при этом также завершается. Газ отдает все свое тепло
материалу. Но из-за меньшей теплоемкости потока газа по срав-
нению с теплоемкостью потока материалов нагреть их до той
температуры, с которой он входит в теплообменник, не может.
У него для этого не хватает тепла.
Фактически температуры материалов и газов на входе и вы-
ходе из доменной печи как противоточного теплообменника
имеют следующие значения: температура горения кокса у фурм,
т. е. температура горновых газов, с которой они входят в тепло-
обмен (/ф), составляет 1900-2200 °C, а средняя температура про-
дуктов плавки (чугуна и шлака), в виде которых материалы вы-
ходят из теплообменника (fn), равна 1400-1500 °C. Температура
колошниковых газов, т. е. газов, покидающих доменную печь,
(гк), равна 200-500 °C. Материалы в печь загружаются с темпера-
турой (гмн) 20-30 °C. Таким образом, температуры газов и мате-
риалов в доменной печи не выравниваются ни на входе, ни на вы-
ходе газового потока из теплообменника. Исходя из этих дан-
ных, можно предположить, что, несмотря на благоприятные ус-
ловия (большая высота рабочего пространства доменной печи,
большая поверхность кусков и большое значение коэффициен-
та теплопередачи), теплообмен в доменной печи не завершается.
Над разгадкой этого очевидного парадокса работали многие
крупные ученые металлурги-доменщики и теплотехники, но
правильную, четкую модель теплообмена в доменной печи уда-
лось создать ученым кафедры металлургических печей Ураль-
ского политехнического института (ныне УГгУ-УПИ) под ру-
ководством профессора Б. И. Китаева. Было установлено, что
приведенный парадокс обусловлен другой особенностью тепло-
обмена в доменных печах.
Эта особенность заключается в том, что в доменной печи не
просто происходит теплообмен между газом и шихтой, а одно-
временно получают большое развитие физико-химические про-
цессы, сопровождающиеся значительными тепловыми эффек-
тами. Эти процессы составляют суть доменной плавки. К ним от-
носятся прямое восстановление железа и других элементов,
плавление, разложение карбонатных соединений и др. Физико-
химические процессы протекают на поверхности или внутри ку-
226
сков материалов. Там же происходят выделение и поглощение
тепла, сопровождающие эти процессы.
Для учета тепловых эффектов этих процессов Б. И. Китае-
вым введено понятие о кажущейся теплоемкости материалов.
Кажущаяся удельная теплоемкость (смк, кДж/(кг град)) является
величиной, получающейся в результате вычитания или прибав-
ления к удельной теплоемкости материала протекающих в нем
тепловых эффектов, отнесенных к температурному интервалу, в
котором они происходят. Поскольку степень развития процесса
зависит от температуры и тепловой эффект является функцией
температуры, то и количество тепла, выделяющегося и погло-
щаемого за счет этого процесса, также является функцией тем-
пературы Q = <р(0, точнее Q = J dQ, где /н и гк - границы тем-
пературного интервала, в котором протекает процесс. В общем
виде кажущаяся теплоемкость материала
Смк = см ±	(7.27)
at
В случае, если процесс протекает с поглощением тепла, то
кажущаяся удельная теплоемкость материала
с» = + -Я.	(7.28)
где Д/ — интервал температур, в котором протекает процесс.
Если же процесс идет с выделением тепла, то кажущаяся
удельная теплоемкость меньше его удельной теплоемкости для
выбранного интервала температур:
^мк “
(7.29)
В доменной печи соотношение теплоемкостей потоков газа и
материалов, от которого зависит ход теплообмена, не остается
постоянным, а меняется по высоте (рис. 7.11). Это и усложняет
картину теплообмена, определяя приведенные выше особеннос-
ти его в доменной печи.
Теплоемкость газового потока при изменении температуры
по высоте печи почти не меняется. Дело в том, что хотя удель-
ная теплоемкость газового потока с ростом температуры возра-
стает, количество газа и содержание в нем трехатомных компо-
227
Рис. 7.11. Изменение теплоемкостей потоков
газа (Wr) и материалов (IVM) в зависимости от
температуры по высоте печи
нентов (СО2 и Н2О), обладающих
большей теплоемкостью, уменьшает-
ся. Эти два фактора практически ком-
пенсируют друг друга, в результате
теплоемкость газового потока оста-
ется почти постоянной по всей высоте
доменной печи.
В отличие от теплоемкости газо-
вого потока теплоемкость потока ма-
териалов в зависимости от температу-
ры (и соответственно по высоте до-
менной печи) меняется существенно.
При невысоких температурах в верх-
ней части печи она также меняется мало, поскольку уменьшение
массы материалов в результате разложения гидратов и удаления
влаги, диссоциации карбонатов, косвенного восстановления
компенсируется увеличением удельной теплоемкости при повы-
шении температуры. Однако начиная с горизонта, где темпера-
тура достигает 700-800, а особенно 900-1000 °C (начало прямо-
го восстановления железа), происходит резкое увеличение кажу-
щейся удельной теплоемкости материалов, а следовательно,
и теплоемкости их потока, в первую очередь за счет реакции
СО2 + С = 2СО - 23 970 кДж/кг С. Разложение карбонатов, плав-
ление чугуна и шлака также значительно увеличивают кажущу-
юся теплоемкость потока материалов.
При температуре t0 ~ 900 °C теплоемкости потоков становят-
ся равными, а при более высоких температурах теплоемкость
потока материалов значительно возрастает по сравнению с теп-
лоемкостью газового потока. Таким образом, в отличие от боль-
шинства противоточных теплообменников соотношение тепло-
емкостей потоков в доменной печи меняется по высоте. В этом
и заключается секрет кажущегося парадокса, о котором говори-
лось выше. В связи с этим характер изменения температур газо-
вого потока и материалов в верхней и нижней частях печи раз-
личен (рис. 7.12), но в каждой из этих частей теплообмен завер-
шается.
В верхней части печи, где УИГ > 1УМ, температура материалов
становится равной температуре газов на входе газового потока в
228
Рис. 7.12. Изменение температур мате-
риалов (zM) и газов (гг) по высоте до-
менной печи
I 0 500	1500	2500
h Температура, °C
эту часть печи (/м « /г « Го). В
нижней части, где Wr < 1УМ, тем-
пературы газов и материалов
уравниваются на выходе газово-
го потока из этой части печи,
т. е. на входе в нее потока мате-
риалов (tr ~tM~ t0). Таким обра-
зом, доменная печь представля-
ет собой как бы два последова-
тельно работающих теплооб-
менника, в каждом из которых
теплообмен завершается. Эти
части печи получили название
верхней и нижней ступеней теп-
лообмена. Между ними расположена зона, где теплообмен практи-
чески отсутствует, так как температурный напор почти равен ну-
лю (/г -tM~ 0). В этой зоне температуры материалов и газов равны
и по высоте печи не меняются (dtJdH 0; dtJdH 0). Высота этой
зоны называется “холостой”. Однако это название правомерно
только с точки зрения теплообмена, так как все другие процессы
(восстановление, шлакообразование и др.) там не прекращаются.
Наличие двух ступеней теплообмена и “холостой” высоты
доказано не только теоретически, но подтверждено многочис-
ленными экспериментальными исследованиями непосредствен-
но на доменных печах путем их вертикального зондирования, в
результате чего было установлено распределение температур
газа и материалов по высоте рабочего пространства печи.
Для подтверждения правильности изложенной схемы теплооб-
мена в доменной печи приведем несложные расчеты для конкрет-
ных условий доменной плавки: содержание кислорода в дутье —
29,1 %, расход материалов (рудный материал и кокс) -2,36 кг/кг чу-
гуна, выход газа -1,82 м3/кг чугуна, средняя теплоемкость матери-
алов - 0,92 кДж/(кг-град), теплоемкость газов -1,38 кДж/(м3-град).
Тогда для верхней ступени теплообмена
1¥м = 2,36-0,92 = 217 кДж/(град-кг чугуна),
Wr = 1,82-1,38 = 2,51 кДж/(град-кг чугуна).
229
Таким образом, WT > WM, а 1УГ/1УМ = 2,51/2,17 = 1,16. При воз-
можных (реальных) изменениях условий плавки это отноше-
ние (Wp/WM) будет больше единицы, но меньше 2,0, т. е. отно-
шение [(/м - Го)/(*о ~ £)] > 1- Таким образом, в верхней части пе-
чи (в верхней ступени теплообмена) материалы нагреваются в
большей степени (с большей интенсивностью), чем охлажда-
ются газы (dtJdH > dtJdH). Действительно, материалы в верх-
ней ступени теплообмена в доменной печи нагреваются от
0-20 до 900-1000 °C, а газы охлаждаются от 950-1050 до
150-350 °C.
Тепловой баланс нижней ступени теплообмена в доменной
печи должен учитывать тепловые эффекты (в основном эндо-
термические) физико-химических процессов, которые там про-
текают (скрытая теплота плавления, разложение карбонатов,
прямое восстановление и др.).
Обозначим сумму этих затрат тепла через Q и учтем ее в теп-
ловом балансе нижней ступени теплообмена (уравнение 7.26).
Тогда будем иметь
^г(гф - Ф = WM(rn - tf) + Q.
(7.30)
Разделив все члены уравнения на 1Ум(/ф - to), получим
Wm гф_^о К<('ф-'ог)’
или
и; Q
К и;(гф-/ог) ;ф-/о‘
(7.31)
Определим значение (гп - )/(*ф ~ *о) Для условий рассмот-
ренной выше доменной плавки. С учетом перехода части мас-
сы материалов в газовую фазу (за счет газификации углерода
кокса, разложения карбонатов, прямого восстановления и
т. п.) масса материалов уменьшится и составит GM = 2,05 кг/кг
чугуна, а теплоемкость см = 1,046 кДж/(кг-град). Тогда УК, =
= 2,05-1,046 = 2,14 кДж/(град-кг чугуна). Объем газа Vr =1,90 м7кг
чугуна, теплоемкость его 1,65 кДж/(м3-град). В этом случае
Wr = 3,14 кДж/(град кг чугуна). Тогда ~ 3,14/2,14 = 1,47.
Как видно, это отношение и для нижней ступени теплообмена
230
остается больше единицы, но меньше 2,0 и сохраняется в этих
пределах при всех возможных значениях параметров плавки.
Разность (7ф - t$) = 700-800 °C (так как среднее значение
Гф = 1750 °C; = 950-1050 °C). Из теплового баланса доменной
плавки можно найти значение Q, которое приблизительно равно
1870 кДж/кг чугуна. В этом случае
1870
2,14(700-5-800)
= 1,24-5-1,09.
При возможных изменениях всех входящих в это выражение
параметров оно всегда остается больше единицы. Значение от-
ношения (fn - $)/(*ф - Ф в выражении (7.31) всегда будет меньше
единицы. В нашем случае
'ф-'о
1,47 - (1,24 -5-1,09) = 0,23 - 0,38.
Таким образом, из результатов приближенного расчета сле-
дует, что в нижней ступени теплообмена материалы нагревают-
ся в меньшей мере (с меньшей скоростью), чем охлаждаются га-
зы (dtJdH < dtJdH). Действительно, материалы в этой зоне на-
греваются от 900-1000 до 1450-1550 °C, а газы охлаждаются от
1500-2000 (в среднем 1750) до 950-1050 °C.
Получается, что наиболее напряженной в тепловом отно-
шении зоной является нижняя ступень теплообмена, в которой
сконцентрированы основные восстановительные процессы,
протекающие с поглощением тепла. Поэтому потребное для
доменной плавки количество тепла и удельный расход кокса
определяются теплообменом в нижней ступени. Выходящий из
нее газ несет столько тепла, что его с избытком хватает для
нагрева холодной шихты и протекания других теплообменных
процессов в верхней части печи - верхней ступени теплообме-
на. Отсюда следует, что при изменении условий плавки за счет
мероприятий, направленных на снижение удельного расхода
кокса, максимальный эффект дают те из них, которые непо-
средственно воздействуют на нижнюю ступень теплообмена.
Именно поэтому повышение температуры дутья, например,
приводит к экономии кокса, так как при этом увеличивается
приход тепла в нижнюю ступень теплообмена. Так же действу-
231.
Рис. 7.13. Изменение теплоемкостей
потоков газов и материалов по высо-
те печи и их средние значения в верх-
ней и нижней ступенях теплообмена
(рис. 7.13), то тепловой баланс
сать в виде уравнения
ет снижение расхода извест-
няка в шихте или снижение
степени прямого восстановле-
ния железа, поскольку это
уменьшает теплопотребление
WM в нижней ступени теплооб-
мена.
Если принять какие-то
средние значения теплоем-
костей потоков газа и мате-
риала для верхней и ниж-
ней ступеней теплообмена
нижней ступени можно запи-
^гсрнС^ф ^о) ^мсрнС^п
(7.32)
где Интерн и WMCpH - средние теплоемкости потоков газа и матери-
алов в нижней ступени теплообмена (см. рис. 7.13).
Это уравнение отличается от уравнения (7.30) тем, что в нем
значение WMcpH является усредненной кажущейся теплоемкостью
потока материалов, в которую входит суммарный тепловой эф-
фект (б) всех физико-химических процессов, протекающих в
нижней ступени теплообмена.
Из уравнения (7.32) видно, что увеличение потребности в
тепле в нижней ступени теплообмена может быть покрыто толь-
ко за счет увеличения количества тепла, которое несет газовый
поток. А это возможно либо путем повышения температуры га-
зов, входящих в нижнюю ступень теплообмена (/ф), либо при уве-
личении теплоемкости его потока (^герн)- Повышения темпера-
туры газового потока, входящего в нижнюю ступень теплообме-
на (/ф), можно достичь, например, увеличивая температуру дутья
или снижая его влажность, повышая концентрацию кислорода в
дутье и т. п.
Рассмотрим возможность изменения теплоемкости газового
потока за счет увеличения количества газов (см. уравнение 7.18,
Wr = cT-Vr).
232
В доменной печи газ образуется в результате горения кокса
у фурм. Из предыдущего материала следует, что при горении уг-
лерода кокса по реакции
С + 1/2 О2 +
°2д
на каждый килограмм сгоревшего у фурм углерода образуется
объем газа
, м3/кг Сф.
Тогда количество газа, получающегося при горении углеро-
да и приходящееся на 1 т чугуна, составит
*2д
2-0j
СФ,
м3/т чугуна,
или после преобразований
0 9333
УФ ~	+ °2д>сф»м /т чугуна.
и2д
Тогда в первом приближении (так как газ образуется и за
счет других процессов, а не только при горении углерода, напри-
мер при прямом восстановлении железа и примесей чугуна)
уравнение (7.32) можно записать в следующем виде:
09333
^^"(1 + О2д)Сф-сг(гф - 1о) =	- «„),	(7.33)
°2д
откуда
(7.34)
В уравнении (7.34), как и в (7.32), WMCpH включает не только
теплоемкость материалов, но и все статьи затрат и прихода теп-
233
ла, связанные с процессами в нижней части доменной печи. К
этим статьям относятся:
<7„в	ре - затраты тепла на прямое восстановление железа;
<7пв	п - затраты тепла на прямое восстановление примесей;
qрвд	— затраты тепла на разложение влаги дутья;
Qvio ~ тепло шлакообразования.
Частично к этим статьям относятся также qn - тепловые по-
тери и затраты тепла на расплавление чугуна и шлака (скрытая
теплота плавления), последние входят в q4 (тепло, уносимое чу-
гуном) и qm (теплосодержание шлака). Полностью статьи q4 и
к этому перечню отнести нельзя, так как они учитываются в ка-
жущейся теплоемкости материалов (см).
7.4.	ИЗМЕНЕНИЕ КОЛИЧЕСТВА И СОСТАВА ГАЗА
ПО ВЫСОТЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Началом процесса газообразования в доменной печи являют-
ся горение топлива у фурм, разложение природного газа и дру-
гих добавок к дутью. Поступающий в доменную печь углерод
топлива, количество которого С = £СК (где к - удельный расход
кокса; Q - содержание углерода в коксе), расходуется на прямое
восстановление железа и примесей чугуна (Спв) и горение у фурм
(С*). Часть углерода растворяется в чугуне ([С]). Количество уг-
лерода, расходуемого на прямое восстановление, определяется
из выражения
12	2-12	12	5-12	12
Qn> = [Fe]^ + [Si]^ + [Mn]^- + [Р]^ + t/(S)^. (7.35)
jo	Zo	J J	Z-Jl	3Z
Тогда количество углерода, сгорающего у фурм, равно
пв*
(7.36)
Схематично распределение углерода, расходуемого в домен-
ной печи, представлено на рис. 7.14. С учетом разложения при-
родного газа у фурм требуемое количество кислорода на горе-
ние углерода Сф до СО составит
VO2 =	’2 + ^(0,5СН4 + С2Н6 + 1.5СзН8 -
A
- 0,5СО2 - 0,5Н2О).
(7.37)
234
С = k-CK
Рис. 7.14. Схема распределения расхода углерода в доменной плавке и образо-
вания газов в нижней части печи
Количество дутья без подачи природного газа
, м3/т чугуна,
(7.38)
где фд - влажность дутья, доли ед.; О2д - содержание кислорода в
дутье, доли ед.
С дутьем вносятся кислород, азот и пары воды:
^Огд = Уд-°2д(1 - Фд). м3/т чугуна,	(7.39)
VN2fl = V«-N2„(l - Фд), м3/т чугуна,	(7.40)
Ун2од = ^Фд, м3/т чугуна.	(7.41)
В случае подачи природного газа (Упг) количество дутья с
учетом уравнения (7.37) составит
V	V
______уО2д_______________УО2Л______
О2д(1-фд)+0,5ф„ О2д +(0,5-О2д)фд
235
сФЧГ + У-(0.5СН4 +...-0,5Н20)
-1
0?д +(о«^“^2д)фд
(7.42)
При этом объем азота, поступающего в доменную печь, равен
VN2 = V„-N2fl(l - фд) + Vnr-N2nr = Уд(1 - О2д)(1 - фд) + Vnr-N2nr.
Поскольку Vnr-N2nr «< УдМ2пг(1 - фд), то
VN2 =
11,2
12
+ Упг(0,5СН4 + ...-0,5Н2О) (1-О2д)(1-фд)
О2д + (о> 5 Огд ) фд
• (7.43)
Объем водяных паров, поступающих с дутьем, составит
Ун2О ~ Уд'фд “
<Р, Сф^ + Упг(0,5СН4 +
А
- 0,5Н2О)
О2д+(0,5 О2д)фд
, м3/т чугуна. (7.44)
Объем СО, образующегося при горении кокса на фурмах без
вдувания природного газа, составит
УСОф = 2Уо2Д-м3/т чугуна.	(7.45)
При вдувании природного газа
^соф = 2VO2A + Vnr(COnr + 2С02пг + 0,5Н2Опг) =
= 2 Сф
11,2
12
+ У_ (0,5СН4 +... - 0,5СО2 - 0,5Н2О)
11с \	*Т	А»	Л* f
+ Vnr(COnr + 2СО2пг + Н2ОПГ).	(7.46)
Объем водорода, образующегося у фурм,
Ун2ф = VH20 + М2СН4 + ЗС2Н6 + ... + Н2О + Н2) =
= Уд-ф„ + Упг(2СН4 + ... + Н2), м3/т чугуна. (7.47)
236
Из приведенных выражений следует, что объем и состав гор-
новых газов, т. е. содержание в них СО, N2 и Н2, зависит от расхо-
да кокса, влажности дутья, содержания кислорода и азота в дутье,
расхода природного газа и от степени прямого восстановления (rj).
Поднимаясь от фурменных очагов вверх, газ вступает в область
прямого восстановления, где за счет газификации углерода по реак-
циям прямого восстановления железа и примесей образуется СОт.
Таким образом, процесс прямого восстановления железа и примесей
чугуна участвует в формировании газового потока в доменной печи.
При прямом восстановлении железа и примесей чугуна, де-
сульфурации и разложении гидратной влаги углеродом образу-
ется СО в количестве
^СОпв = Спв^ м3/т чугуна.
(7.48)
Тогда всего в доменной печи образуется СО
Vco = Исоф + Vco» = -^Сф + С») +
1
+Vnr(CH4 + 2С2Н6 + ЗС3Н„ + ... + 2СО2 + СО) =^(4СК - [С]) +
+ Ц„.(СН4 + 2С2Н6 + ЗС3Н8 + ... + 2СО2 + СО), м3/т чугуна. (7.49)
Как видно из уравнения (7.49), количество монооксида угле-
рода, образующегося в печи, зависит только от удельного расхо-
да кокса и природного газа. В связи с этим следует отметить, что
как бы ни менялась степень прямого восстановления железа в
печи, если расход кокса постоянен, то и количество СО, образу-
ющегося в печи, постоянно.
Поднимаясь выше, газ вступает в зону косвенного восстанов-
ления, которая простирается от горизонта с температурами
1000-1100 °C до колошника печи. В этой зоне состав газа изме-
няется в результате процессов косвенного восстановления, раз-
ложения гидратов и гидратной влаги, диссоциации карбонатов,
испарения влаги шихты и других процессов.
Количество монооксида углерода, расходуемого на косвен-
ное восстановление и разложение гидратной влаги и образую-
щейся СО2 в результате этих процессов, равно
СОкв v СО2КВ “
z2kb
16
18
Н2О,СО
237
f [Fe](l-rJ + jj(m,Fe2O3,)
|	56	160
V. (т1Н2Охим,-) V h2q,co
м3/т чугуна,
(7.50)
где Vh2o,co - степень разложения гидратной влаги оксидом угле-
рода, доли ед.
При составлении уравнения (7.50) с введением величины
22,4^(m.Fe2O3/)
------“-------- исходили из реакции
ЗРе^з + СО = 2Fe3O4 + СО2,
2(Fe3O4 + СО = 3FeO + СО2),
3Fe2O3 + ЗСО = 6FeO + ЗСО2,
или
РегОз + СО = 2FeO + СО2.
Количество СО в колошниковом газе
^сокг - ^со~ ^сокв - ^соф + Кгопв— ^сокв» м3/т чугуна. (7.51)
При косвенном восстановлении оксидов железа и марганца
происходит образование СО2 и Н2О за счет расходования равных
количеств СО и Н2 соответственно на реакции косвенного вос-
становления. При разложении гидратной влаги оксидом углеро-
да образуются Н2О и СО. Процессы восстановления оксидов же-
леза и марганца и разложение гидратной влаги идут при неиз-
менном количестве газа. При этом изменяется содержание в га-
зе СО и СО2, Н2, Н2О, а суммы содержаний СО + СО2, Н2 + Н2О
и N2 остаются неизменными.
При наличии в рудах или флюсе карбонатов происходит их
разложение с выделением в области косвенного восстановления
в газовую фазу СО2, увеличивающего количество газа и изменя-
ющего его состав: содержание СО2 при этом возрастает, а СО,
238
N2, H2O и H2 понижается. Изменение состава газа тем сильнее,
чем выше содержание в шихте карбонатов. Количество СО2, об-
разующееся при диссоциации карбонатов флюса, равно
224
УсО2карб ~ ф-СО2карб м3/т чугуна, (7.52)
где Усоокарб _ объем СО2, образующейся при разложении карбо-
натов; ф - расход флюса (известняка), кг/т чугуна; СО2карб — со-
держание в нем СО2.
Количество СО2 в колошниковом газе
Усогкг Усогкв + Усс^карб
[Fe](l-rJ । ^(m,Fe2O3>) t
1	56	160
^ХИМ/ )Ун2О,СО ф-СОгкарб
18	44
м3/т чугуна. (7.53)
Как видно из уравнений (7.51) и (7.53), количество СО и СО2
в газе определяется расходом кокса и известняка, а соотношение
СО2 и СО зависит от степени прямого восстановления железа,
степени окисленности рудных материалов, их восстановимости и
от расхода известняка.
Количество водорода, образующегося при разложении гид-
ратной влаги, составляет
м3/т чугуна,
(7-54)
где уН20 = Ун2о,со + Vh2o,c - степень разложения гидратной вла-
ги, в том числе оксидом углерода (Vh?o,co) и углеродом (Vh2o,c)-
Как указывалось выше, Vh2o = 0,20-0,56, и обычно принимается,
что Vh2o,co - Vh2o,c-
Количество водорода, затрачиваемого на косвенное восста-
новление, и образующихся при этом паров воды
Уц2кв = Ун2окв = Уц2ф-'Пн2> М3/т чугуна,	(7.55)
где Т]н2 - степень использования водорода; Уц2ф - объем Н2 в гор-
новом газе.
239
Таким образом, в колошниковом газе количество водорода
равно
Ун2кг = Ун2ф + ун2гв - VH2KB, М3/т чугуна.
(7.56)
Количество паров воды в колошниковом газе составит
’ Н2Окг “
^(^Н2Охим,) + ^(т,Н2Офиз,)(1-уН2О)22>4 ।
18	+
+^н2окв, м3/т чугуна.
(7.57)
Некоторое изменение в составе и количестве газа происхо-
дит также в результате перехода в газ летучих кокса (СО, СО2,
Н2, СН4, N2), но их содержание незначительно и в коксе обычно
не превышает 1,0 %. При определенных условиях состав газа мо-
жет изменяться и вследствие разложения монооксида углерода
по реакции 2СО = СО2 + С.
Схема изменения количества и состава газа по высоте домен-
ной печи в результате рассмотренных нами процессов представ-
лена на рис. 7.15. Как видно из рисунка, основная масса газа об-
разуется у фурм доменной печи за счет процесса горения кокса и
конверсии природного газа (мазута). В нижней части печи (в зо-
не прямого восстановления) значительное количество газа (око-
ло 10-15 %) образуется в результате прямого восстановления
железа и примесей чугуна. Частично в этой зоне может происхо-
дить разложение известняка с выделением СО2, которая преоб-
разуется в СО при взаимодействии с углеродом. (В наших расче-
тах разложение известняка принято в зоне косвенного восста-
новления.)
В верхней части печи происходит изменение состава газа. До-
полнительный газ образуется только за счет разложения гидрат-
ной влаги (при этом образуется немного Н2) и испарения физи-
ческой влаги шихты (Н2ОШ). Кроме того, выделяются летучие
кокса.
На рис. 7.15 видно также изменение содержаний основных
компонентов газа по высоте печи. В зависимости от условий
плавки состав газа, покидающего столб шихтовых материалов
(колошниковый газ), изменяется в довольно широких пределах.
При обычном атмосферном дутье Х(СО2 + СО) в сухом колош-
никовом газе чаще всего составляет 39—41 %, редко выходя из
240
^Njior ^СОкг ^COjKr
Объем газов	Содержание, %
Рис. 7.15. Схема изменения количества и состава газа по высоте доменной печи
пределов 38-42 %, содержание N2 и Н2 составляет соответствен-
но 55-59 и 1-2,5 %. В зависимости от условий работы печи и рас-
хода кокса содержание СО2 в газе при выплавке передельного
чугуна изменяется также в широких пределах, как это видно из
табл. 7.1.
Состав колошникового газа несет в себе большой объем ин-
формации. При неблагоприятных условиях (низкое содержание
железа в шихте, плохое распределение и использование химиче-
ской энергии газового потока, высокий расход кокса, вызываю-
щий высокий выход газа, и пр.) содержание СО2 в колошнико-
вом газе понижается до 9-12 %. Подготовка шихты, обеспечи-
вающая хорошее использование газа и низкий расход кокса, а
значит, и малый выход газа, позволяет повысить содержание
СО2 в колошниковом газе до 17-18 %, а при особо благоприят-
ных условиях оно достигает ~ 20 %. При выплавке литейных чу-
гунов, особенно ферросплавов, из-за высокого расхода кокса
содержание СО2 в газе ниже, чем при выплавке передельных
чугунов.
Приведенный в табл. 7.1 состав колошникового газа и со-
отношение концентраций его компонентов справедливы толь-
241
Таблица 7.1
Примерный состав сухого колошникового газа при работе доменной печи
па атмосферном дутье, %
Вид чугуна	со2	со	сн4	н2	n2
Передельный	12-18	24-30	0,2-0,5	1,0-2,5	55-59
Литейный	8-14	28-32	0,2-0,5	1,5-3,0	56-59
Ферросплавы	Д -	31-35	0,2-0,5	2,0-3,5	56-59
ко при использовании естественного дутья и при определен-
ном, достаточно большом соотношении Сф/СцВ (т. е. большом
расходе дутья и вносимого им азота и большом выходе горно-
вого газа).
В настоящее время в связи с сокращением удельного расхода
кокса и, следовательно, уменьшением отношения Сф/Спв содер-
жание Х(СО2+СО) превышает 41 %. В частности, обогащение
дутья кислородом, увлажнение дутья, применение углеводород-
ных добавок к дутью изменяют состав не только горнового газа,
но и колошникового. Так, при обогащении дутья кислородом в
газе увеличиваются Х(СО2 + СО) и содержание Н2 за счет сниже-
ния содержания No. При увлажнении дутья в газе возрастают
концентрация Н2 иУ(СО2 + СО), содержание азота также снижа-
ется. Использование углеводородных добавок повышает содер-
жание водорода в газе до 6-15 % при соответствующем
снижении концентрации других компонентов.
Таким образом, состав газа существенно изменяется при из-
менении условий работы доменной печи. Чем экономичнее она
работает, т. е. чем меньше удельный расход кокса, а следова-
тельно, меньше С* и Спв, тем меньше образуется газа, меньше в
нем содержание N2, больше концентрация Z(CO2 + СО) и СО2
(как следствие низкого значения гД
Однако снижение содержания азота в колошниковом газе и
рост концентрации Е(СО2 + СО) могут свидетельствовать не
только о хорошей работе печи, но и о ее похолодании. Допустим,
что причиной похолодания является повышение степени прямо-
го восстановления (в результате, например, ухудшения равно-
мерности распределения материалов и газа по сечению печи,
увеличения размеров кусков рудных материалов, ухудшения их
восстановимости, возможно, за счет увеличения содержания си-
ликатов железа в агломерате и т. п.). В этом случае возрастут
количество кислорода, отнятого при прямом восстановлении
О2пв,и расход углерода на прямое восстановление Спв, уменыпит-
242
ся количество сгорающего у фурм углерода Сф (расход кокса
при этом не изменяется). Следовательно, уменьшится количест-
во N2, а Х(СО2 + СО) возрастет. Но при этом в отличие от печи,
работающей экономично, в условной печи количество и концен-
трация в газе СО2 уменьшатся.
Такое же изменение состава газа (снижение содержания
азота и СО2 при увеличении концентрации Х(СО2 + СО)), со-
провождающееся увеличением содержания водорода, свиде-
тельствует о прорыве холодильника и похолодании печи в ре-
зультате попадания в нее большого количества воды. Разло-
жение воды потребует большого количества углерода и тепла,
при этом возрастет Спв и снизится Сф (при постоянном удель-
ном расходе кокса).
Если похолодание является следствием непредвиденного уве-
личения содержания железа в рудном материале, то уменьшение
содержания азота в колошниковом газе и рост содержания
Е(СО2 + СО) будут сопровождаться увеличением содержания
СО2, как при экономичной работе доменной печи. Причина по-
холодания в этом случае состоит в увеличении количества окси-
дов железа и С„в при неизменном rd за счет роста общего коли-
чества восстанавливаемого железа, приходящегося на неизмен-
ное количество кокса.
Следовательно, если в газе уменьшается содержание азота,
увеличивается содержание Х(СО2 + СО) и СО2, то необходимо
тщательно проверить, не является ли это следствием похолода-
ния печи.
Разогрев печи сопровождается обратными изменениями в
составе колошникового газа.
Из сказанного следует, что по изменению количества и со-
става газа по высоте доменной печи, а также по составу колош-
никового газа можно судить о степени использования химичес-
кой энергии газового потока, т. е. о развитии косвенного восста-
новления оксидов железа, иначе говоря об экономичности до-
менной плавки. Чем лучше используется восстановительная спо-
собность газа - чем больше СО и Н2 превратится в СО2 и Н2О в
результате реакций косвенного восстановления, тем ниже удель-
ный расход кокса (так как уменьшаются rd, С„в и Сф) и выше тех-
нико-экономические показатели плавки.
Снижение rd, а следовательно, увеличение Rt уменьшает
удельный расход кокса, что в свою очередь ведет к росту произ-
водительности доменной печи.
243
7.5.	ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
Тепловым балансом плавки характеризуется количество теп-
ла, которое затрачивается на производство единицы массы чугу-
на. Поэтому расчет теплового баланса базируется на материаль-
ном балансе плавки.
Существуют разные способы составления тепловых балансов
доменной плавки. Первый из них по методу профессора А. Н. Рам-
ма получил широкое распространение в литературе. При составле-
баланса этим способом используется закон Гесса, на основе

которого протекающие в доменной печи процессы делятся на бо-
лее простые составляющие. Например, предполагается, что реак-
ции восстановления оксидов железа и других элементов твердым
углеродом, оксидом углерода и водородом протекают в две стадии.
На первой происходит диссоциация оксида с переходом кислорода
в газовую фазу; тепловой эффект этой реакции отрицательный.
На второй стадии восстановитель окисляется кислородом, кото-
рый образовался при диссоциации оксида. Тепловой эффект окис-
ления восстановителя - положительный. Так, процесс восстанов-
ления закиси железа углеродом представляется в следующем виде:
FeO = Fe + 0,5О2 - 270,61 МДж,
С + 0,5О2 = СО + 117,94 МДж,
FeO + С = Fe + СО - 152,67 МДж.
При восстановлении оксидом углерода процесс восстановле-
ния состоит из стадий:
FeO = Fe + 0,5О2 - 270,61 МДж,
СО + 0,5О2 = СО2 + 284,26 МДж,
FeO + СО = Fe + СО2 + 13,65 МДж.
Разложение влаги дутья и гидратной влаги углеродом и
СО (Н2О + С = Н2 + СО и Н2О + СО = Н2 + СО2) также делится
на составляющие с соответствующими тепловыми эффектами:
Н2О = Н2 + 0,5О2,
С + 0,5О2 = СО,
Н2О + С = Н2 + СО
Н2О = Н2 + 0,5О2,
СО + 0,5О2 = СО2,
Н2О + СО = Н2 + СО2.
и
244
В этом случае процессы С + 0,5О2 = СО и СО + 0,5О2 = СО2
могут быть сложены в один: С + О2 = СО2.
В связи с этим в балансе появляются статьи: диссоциация ок-
сидов, горение углерода до СО и до СО2 и т. д. При составлении
баланса по этому способу расход тепла в балансе состоит из сле-
дующих статей.
1.	#до - диссоциация восстанавливаемых оксидов. Она опреде-
ляется по теплоте образования оксидов и степени их восстанов-
ления (до металла или до более низшего оксида). Кроме химиче-
ского состава соединений при этом необходимо учитывать и ми-
нералогическое состояние. Например, закись железа (FeO) мо-
жет находиться в виде магнетита Fe3O4 (FeOFe^s), фаялита
(Fe3SiO4), сидерита FeCO3 (FeO CO2), оливинов и других соедине-
ний, теплота образования которых различна, а следовательно,
различна и затрата тепла на их диссоциацию.
2.	qs - перевод серы в шлак. При расчете этой статьи учиты-
вают тип сернистого соединения. Для сульфидной и органичес-
кой серы реакция имеет вид
СаО + S = CaS + 0,5О2 - 173,63 МДж, или 5,426 МДж/кг.
FeO и FeS, участвующие в реакции обессеривания, образуют-
ся и распадаются (диссоциируют) в самой печи, поэтому эти про-
цессы на общий расход тепла не влияют.
Для сульфатной серы следует учитывать вид сульфата. Для
сульфата кальция реакция перехода серы в шлак может быть за-
писана так:
CaSO4 = CaS + 2О2 - 921,19 МДж.
Образующийся по этим реакциям кислород участвует в реак-
циях горения углерода или СО.
3.	<7рк - разложение карбонатов и углекислоты флюсов.
4.	дивш - испарение влаги шихты, перегрев паров воды до тем-
пературы колошникового газа.
5.	<7рг - разложение гидратов. Разложение гидратной влаги
при этом включается в статью “диссоциация оксидов”.
6.	дрвд - разложение влаги дутья по реакции Н2О = Н2 + 0,5О2.
7.	- теплота, затрачиваемая на нагрев чугуна и уносимая
им из печи.
8.	<?ш - теплота, затрачиваемая на нагрев шлака и уносимая
им из печи.
245
9.	q„, — тепло, уносимое колошниковым газом.
10.	qn _ тепловые потери доменной печи. В эту статью входит
и невязка расчета теплового баланса. Так как истинное значение
невязки баланса неизвестно, то и тепловые потери остаются не-
определенными.
Приход тепла при составлении теплового баланса по этому
способу состоит из следующих статей.
1.	<?гс - тепло окисления углерода у фурм кислородом дутья до
СО по реакции
С + 0,5О2 = СО + 117,94 МДж.
2.	Тепло окисления углерода прямого восстановления кисло-
родом шихты. Тепловой эффект такой же, как в статье 1.
3.	Тепло окисления СО кислородом шихты.
4.	Тепло от неполного горения природного газа, мазута или
других добавок, вдуваемых с дутьем.
5.	Тепло окисления водорода кислородом шихты по реакции
Н2 + 0,5О2 = Н2О + 242,80 МДж.
6.	Физическое тепло дутья.
7.	Другие источники, например физический нагрев шихтовых
материалов, тепло, выделяемое при образовании шлака.
Преимуществом первого варианта (метода) расчета теплово-
го баланса является упрощение расчетов, поскольку все реакции
первой стадии (диссоциации, разложения) связаны с расходными
статьями баланса, а второй стадии (тепло окисления углерода
прямого восстановления, тепло окисления СО кислородом руды,
то же окисления Н2 кислородом руды) - с приходными статьями.
Однако такое разделение реакций на две стадии увеличивает
(примерно в 2 раза) общую величину приходных и соответствен-
но расходных статей баланса, что придает ему условный харак-
тер, искажает истинное соотношение тепловых эффектов про-
цессов, происходящих в печи. Общая сумма статей баланса не от-
вечает действительному расходу тепла на процесс. При этом ис-
кажается и удельный вес отдельных статей. Ряд статей прихода
тепла, рассчитанных по первому варианту, фиктивны. Напри-
мер, в печи не выделяется тепло от окисления углерода прямого
восстановления, догорания СО и Н2 в кислороде руды и т.п. Про-
цессы идут непосредственно по суммарным реакциям, рассмот-
ренным нами выше. Тепловой баланс при таком расчете в целом
246
не нарушается, но он не соответствует действительному расходу
тепла на процесс.
Удобнее составлять тепловой баланс по действительным за-
тратам тепла и тепловыделениям, которые соответствуют про-
цессам, протекающим в печи. В этом случае он будет иметь не-
сколько другой вид. Наиболее целесообразно тепловой баланс
рассматривать начиная с его расходной части, так как она опре-
деляет приходную часть. При выплавке чугуна тепло затрачива-
ется на следующие процессы.
1.	Прямое восстановление железа (<7ПвРе) по известной реак-
ции
FeO + C = Fe + CO-01.
2.	Прямое восстановление примесей чугуна (^пвп) тоже по из-
вестным реакциям:
SiO2 + 2С = Si + 2СО - Q2 (635,096 МДж);
МпО + С = Мп + СО - 0з (287,380 МДж);
Са3(РО4)2 + 5С = 2Р + ЗСаО + 5СО - 04 (1634,0 МДж);
CaSO4 + 4С = CaS + 4СО - 05 (502,416 МДж);
FeS + СаО + С = CaS + Fe + СО - 06 (153,237 МДж)
и восстановление других примесей (V, Сг, As и др.), если они в
шихте присутствуют.
3.	Разложение карбонатов - <7рк.
4.	Разложение гидратов и гидратной влаги - <7рггв.
5.	Разложение влаги дутья - <7рвд.
6.	Испарение влаги шихты - <7ИВШ.
7.	Тепло, уносимое из печи чугуном - qv
8.	Тепло, уносимое из печи шлаком - qm.
9.	Тепло, уносимое из печи колошниковым газом - <?кг.
10.	Тепло, теряемое печью через стенки в окружающее про-
странство и с охлаждающей водой (тепловые потери) - qn.
Таким образом, чтобы получить в доменной печи одну тонну
чугуна, необходимо затратить тепла
Срасх — ^ireFe + (7пвп ^7рк *7рггв + ^7рвд ^7ивш + Яч + Яы Яю Яп" (7.58)
247
Эти затраты тепла должны быть покрыты приходом тепла,
который складывается из следующих статей.
1.	Тепло, выделяемое при горении углерода топлива у фурм
~<7ф-
2.	Тепло, вносимое необходимым для горения углерода дуть-
ем-^.
3.	Тепло, выделяемое при косвенном восстановлении (<?кв) по
реакциям
ЗРезОз + СО = 2Fe3O4 + СО2 +
РезО4 + 4СО = 3Fe + 4СО2 + 02;
FeO + СО = Fe + СО2 + Q3,
3Fe2O3 + Н2 — 2Fe3O4 + Н2О + 04;
2МпО2 + СО — Мп2О3 + СО2 +
ЗМп2О3 + СО = 2Мп3О4 + СО2 + Q6;
Мп3О4 + СО = ЗМпО + СО2 + Qv
4.	Тепло, выделяемое при образовании шлака - qmo.
5.	Тепло, вносимое шихтовыми материалами - 7ШМ.
6.	Тепло, выделяемое при разложении гидратной влаги ших-
ты оксидом углерода (<7ргв) по реакции
Н2О + СО = Н2 + СО2 + 41,366 МДж/моль.
7.	Тепло, выделяемое при сгорании природного газа и других
заменителей кокса у фурм (если они применяются) - qmr.
Таким образом, приход тепла составит
Сприх Яф Яц Якв + Яшо Яшм + ?ргв QГПГ*	(7.59)
При нормальной работе печи приход тепла равняется его
расходу:
Сприх
Срасх-
(7.60)
Если это равенство нарушается, то нарушается и устойчивое
тепловое состояние печи. В случае, когда приход тепла меньше
потребности в нем (т. е. расхода), печь холодает, температура в
248
ней понижается. Следовательно, чугун получится с меньшим со-
держанием кремния и с большим — серы.
Если приход тепла превысит его расход, печь будет разогре-
ваться. Чугун будет содержать большее количество кремния. В
этом отношении доменный процесс как бы саморегулируется -
избыток тепла расходуется на восстановление кремния и других
трудновосстановимых примесей.
Как в том, так и в другом случае при нарушении равенства
(7.60) содержание кремния может выйти за установленные (рас-
четные) пределы, т. е. будет получен некондиционный чугун.
Первые две статьи прихода тепла (<?ф и <?д) находятся в прямо
пропорциональной зависимости от расхода кокса, точнее, от ко-
личества углерода кокса, сгорающего у фурм. Поэтому приход
тепла можно регулировать, изменяя удельный расход кокса и
температуру дутья.
Горение углерода кокса в горне доменной печи происходит
по реакции С + 0,5О2 = СО + 0гор, МДж/кг чугуна, тепловой эф-
фект горения углерода кокса ((2rop) является функцией степени
графитизации углерода в коксе. Для аморфного углерода тепло-
вой эффект горения до СО равен 10 500 кДж/кг углерода, а для
графита он составляет 9150 кДж/кг углерода. Если обозначить
степень графитизации кокса величиной е^, ед., то значение теп-
лового эффекта горения можно определить из выражения
9150 + (10 500 - 9150)^ = 9150 + 1350-е^ кДж/кг С.
При обычной степени графитизации углерода кокса, состав-
ляющей около 0,5, тепловой эффект горения углерода составля-
ет 9800-9850 кДж/кг углерода. Степень графитизации углерода
кокса зависит от условий коксования. С увеличением температу-
ры и времени коксования Еф возрастает.
В связи с изложенным приход тепла по первой статье приход-
ной части теплового баланса доменной плавки можно опреде-
лить из выражения
<7ф Сф’^гор’
(7.61)
С этой статьей прихода тепла неразрывно связана вторая, а
именно, “тепло, вносимое дутьем”. Она определяется из выраже-
ния
бд Уд’Сд’^д'Сф-
(7.62)
249
Таким образом, приход тепла по первым двум статьям мож-
но представить в виде уравнения
<7ф + Яд ^ф(Сгор +
Vet)
гд сд ‘дЛ
(7.63)
С первой статьей прихода тепла (<?ф) непосредственно связа-
на также одна из статей расходной части теплового баланса, а
именно, “количество тепла, уносимого колошниковым газом”:
Якг
(7.64)
Если принять, что
кг “ 9кг + 9кг»
(7.65)
где <fKr - количество тепла, уносимого той частью колошнико-
вых газов, которая является продуктами горения углерода у
фурм, то
Якг ~ ' Гг’^Гт’^Кг’Сф,
(7.66)
где я'кг - количество тепла, уносимого с колошниковыми газами,
образующимися в результате других процессов.
Отнеся приход тепла по первым двум статьям (<?ф и qn) и рас-
ход тепла по статье я'кг к 1 кг Сф, получим выражение
Crop *" ^д'^д’^д ^гг’^гг'Асг Яс>
(7.67)
где Яс ~ теплоотдача углерода, сгорающего у фурм доменной пе-
чи, кДж/кг Сф.
С учетом полученных выражений тепловой баланс доменной
плавки может быть записан следующим образом:
Яф + Яд + Якв + • • • (ZnaFe + (7пвп + Яч Яш + • • • + Якг Якг^
или
Яф Яд Якг ЯпвРе + ^пвп + Яч Яш + • • • + Якг Якв Яшо
Подставив в левую часть последнего равенства значения q&,
Яя, q'KT из уравнений (7.61), (7.62) и (7.66) соответственно, получим
Сгор'Сф + Уд’Сд'/д’Сф ^т ^-гг ^кг ^-'ф ^ZneFe + *7пвп + Яч Яш +
••• ' Якг Якв Яшо
250
Отсюда можно определить количество углерода кокса, кото-
рое необходимо сжечь у фурм доменной печи, чтобы получить
чугун:
^пвРе ^пвп	‘ ^кг Яуя Яше
п +у .с .t _у .с t
*£гор * ГД д F гг vrr *гг
или, учитывая уравнение (7.67),
Ф
ЯпвРе "1"^7пвп + Яч + <7ш 4*...~Ь ^кг Я кв Ящо
Яс
(7.68)
Пользуясь уравнением (7.68), можно установить, как должен
изменяться расход кокса при изменении отдельных статей тепло-
вого баланса. Однако это уравнение имеет формальный харак-
тер. Дело в том, что многие статьи теплового баланса взаимосвя-
заны и при изменении одной из них меняются другие. Эти изме-
нения уравнением (7.68) не учитываются (об этой связи ниже).
Примерная структура теплового баланса (рассчитанного по
второму способу) представлена в табл. 7.2. Следует остановить-
ся на основных статьях баланса, особенно приходных, с тем что-
бы определить возможные пути снижения удельного расхода
кокса.
Для выплавки чугуна необходимо затратить 6000-9000 МДж/т
чугуна. Меньшее значение расхода тепла соответствует пере-
дельному чугуну, а большее - литейному. При производстве спе-
циальных чугунов (ферросплавов) расход тепла будет еще боль-
ше. Как видно из табл. 7.2, источниками тепла в доменной печи
являются главным образом горение кокса у фурм и нагретое ду-
тье. Остальные источники тепла имеют подчиненное значение.
Приход тепла по этим двум статьям можно выразить уравнени-
ем (7.63), т. е.
21-2 = Сф(9830 + 4,45сд-Гд),
(7.69)
где С* - количество углерода, сгорающего у фурм, кг/т чугуна;
9830 и 4,45 - соответственно тепловой эффект горения, кДж/кг
С*, и расход дутья, м3/кг Сф; сд - теплоемкость дутья,
кДж/(м3град); 1Я - температура дутья, °C.
Как видно из уравнения (7.69), чтобы приход тепла не превы-
сил его расхода при повышении температуры дутья, иначе, что-
251
Таблица 7.2
Структура теплового баланса доменной плавки по второму способу расчета
№ п.п	Статья прихода тепла	%
1.	Горение кокса у фурм доменной печи (<?ф)	55-60
2.	Вносится с дутьем (</д)	35-40
3.	Выделяется при косвенном восстановлении (<7КВ)	1-2
4.	Выделяется при шлакообразовании (<7ШО)	До 2
5.	Вносится с шихтой (<7ШМ)	1-2
6.	Выделяется при разложении гидратной влаги СО (<7рг»со)	До 2
7.	Выделяется при конверсии природного газа (<7ГПГ)	ДоЗ
	Всего	100,00
№ п.п	Статья расхода тепла	%
1.	Прямое восстановление железа (4/nBFc)	20-30
2.	Прямое восстановление примесей (<?Пвп)	4-8
3.	Разложение карбонатов (<7рж)	До 10
4.	Разложение гидратов шихты и гидратной влаги (<?рггв)	До 20
5.	Разложение влаги дутья (<7рвд)	До 5
6.	Испарение влаги шихты (<?,.„,)	До 6
7.	Уносится чугуном (<7Ч)	15-20
8.	Уносится шлаком (^ш)	10-20
9.	Уносится колошниковым газом	15-20
10.	Потери с охлаждающей водой и через стенки печи	
	в окружающее пространство (<?„)	12-20
	Всего	100,00 -
бы сохранился баланс тепла, необходимо сократить количество
углерода, сгорающего у фурм, т. е. расход кокса. При этом со
снижением расхода кокса уменьшится и количество газа, образу-
ющегося на 1 т чугуна, а также температура колошникового га-
за, т. е. меньше станет расход тепла и по статье qKr.
Таким образом, при повышении нагрева дутья уменьшится
расход тепла (0). При этом необходимо иметь в виду, что со сни-
жением расхода кокса пропорционально уменьшается и количе-
ство дутья, а следовательно, и количество поступающего с ним
тепла.
Экономию кокса при этом можно найти из уравнения
Лк =
дсф _ 1 Q______________________Q'
С„ Ск 9830 + 4,45с -t. 9830 + 4,45с • 1‘ ’
14	д д	д д
(7.70)
252
где Ак - экономия кокса, кг/т чугуна; АСф - уменьшение количе-
ства углерода, сгорающего у фурм, при переходе на более нагре-
тое дутье, кг/т чугуна; Ск - содержание углерода в коксе, доли
ед.; Q и Q' - расход тепла на 1 т чугуна соответственно при пони-
женной (/д) и повышенной (Q температуре дутья, когда > г_,
О' < Q. При этом необходимо отметить, что, как будет показано
ниже, затраты тепла в доменной печи на выплавку 1 т чугуна с
повышением нагрева дутья уменьшаются на бблыпую величину,
чем затраты тепла на его нагрев.
Рассматривая статьи расхода в тепловом балансе, можно от-
метить следующие моменты.
1.	Расход тепла по статьям 2 (<7ПВП) и 7 (<?ч) зависит от состава
(марки) выплавляемого чугуна, и менять его нельзя.
2.	Затраты тепла по статье 9 (qKr) в основном зависят от рас-
хода кокса, а также от затрат тепла по статьям 6 (<7ИВШ) и 4 (<7рггв).
Увеличение расхода тепла по статьям 6 и 4 сопровождается
уменьшением потерь тепла по статье 9 (^ет) и не приводит к уве-
личению расхода кокса, так как эти процессы протекают в верх-
ней ступени теплообмена. Испарение влаги шихты и разложение
гидратов могут оказывать влияние на расход кокса только кос-
венно, влияя на степень развития косвенного восстановления.
3.	Изменение расхода кокса в основном определяется измене-
нием затрат тепла по статьям 1 (<7nBFe), 3 (<7рк), 5 (<7рвд), 8 (^ш), 10
(<?п) и отчасти 4 (<7рггв). Сокращение расхода тепла по этим стать-
ям позволяет уменьшить удельный расход кокса. Этому способ-
ствуют следующие меры.
а.	Повышение восстановимости железорудных материалов,
вдувание природного газа и другие меры, направленные на сни-
жение степени прямого восстановления железа в печи, позволя-
ют не только уменьшить расход тепла на прямое восстановле-
ние, а следовательно Сф, но и количество углерода на реакцию
прямого восстановления железа.
б.	Сократить затраты тепла по статьям 3 (<?рк) и 8 (дш) можно
за счет обогащения руды, т. е. сокращения выхода шлака при
меньшем количестве пустой породы, вносимой в печь. При этом
уменьшается и расход известняка. Расход тепла по статье 3 (qpK)
в настоящее время на большинстве доменных печей исключен,
так как в доменные печи загружают офлюсованный агломерат,
вносящий в печь необходимое количество СаО.
в.	Влажность дутья увеличивает расход тепла по статье 5
(<7рВД). Однако надо иметь в виду, что образующийся при разло-
253
жении влаги водород увеличивает индекс косвенного восстанов-
ления, а это сокращает затраты тепла по статье 1 (^nBFe) (ниже об
этом более подробно).
Расход тепла по статье 10 (</п) можно уменьшить, увеличивая
размеры доменной печи, ее производительность и обеспечивая
сохранность огнеупорной кладки. Доменная печь теряет тепло
через стенки, поэтому чем меньше удельная поверхность ее сте-
нок, т. е. чем меньше отношение поверхности стенок к объему
печи, тем меньше потери тепла. Потери через стенки постоянны
во времени, поэтому с ростом производительности печи потери
тепла, отнесенные к 1 т чугуна, уменьшаются. Значительно воз-
растают потери тепла при износе (разгаре), уменьшении толщи-
ны огнеупорной кладки.
7.6. ЗОНАЛЬНЫЕ ТЕПЛОВЫЕ БАЛАНСЫ
ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
При рассмотрении теплообмена в доменной печи было уста-
новлено, что теплопередача в верхней и нижней зонах печи под-
чиняется различным закономерностям. Из общего теплового ба-
ланса можно узнать количество тепла, необходимого для проте-
кания того или иного процесса. Однако общий баланс тепла ос-
нован на учете только начального и конечного состояний систе-
мы (доменной печи) с протекающими в ней процессами, и объяс-
нить ряд явлений, связанных с тепловой работой доменных пе-
чей, с помощью этого баланса не представляется возможным.
Для такого объяснения и понимания необходимо знать не только
величину расхода тепла на тот или иной процесс доменной плав-
ки, но и “температурный уровень” этой статьи расхода, т. е. ка-
кой источник тепла и при какой температуре удовлетворяет ее
теплопотребность. Иначе говоря, в какой части (зоне) доменной
печи этот процесс может протекать по температурным условиям.
Например, увеличение затрат тепла на разложение влаги ду-
тья и испарение влаги шихты вызывает увеличение общего рас-
хода тепла. Из общего баланса должен бы вытекать вывод о не-
обходимости увеличения в обоих случаях прихода тепла на пога-
шение этой потребности, т. е. повышение расхода кокса или на-
грева дутья. Однако фактически дело обстоит иначе. Тепло на
разложение влаги дутья расходуется в нижней, самой высоко-
температурной, зоне печи, и поэтому увеличение количества
влаги в дутье действительно требует дополнительного прихода
254
тепла за счет повышения удельного расхода кокса или нагрева
дутья до более высокой температуры. Испарение же влаги ших-
ты происходит в верхней части доменной печи за счет избыточ-
ного тепла колошниковых газов, которое, как правило, все рав-
но не было бы использовано в доменной печи. Поэтому затраты
тепла, связанные с испарением влаги шихты, не требуют допол-
нительного расхода кокса или увеличения нагрева дутья.
Это положение можно проиллюстрировать еще и такими ци-
фрами: для испарения 1 кг воды затрачивается ~ 2520 кДж теп-
ла, для выделения 1 кг СО2 из известняка ~ 4200 кДж, а на нагрев
и плавление образующегося в печи шлака 1680-2100 кДж/кг.
Однако из этого не следует, что испарение влаги из шихтовых
материалов обходится дороже, чем образование шлака (с точки
зрения расхода тепла и кокса), хотя это вытекает из общего ба-
ланса. Снова дело в том, что испаряется вода при низких темпе-
ратурах за счет избыточного тепла колошниковых газов, т. е.
практически без затрат тепла (без дополнительных затрат кокса
или затрат на дополнительный нагрев дутья).
Разложение известняка и образование (плавление) шлака
идет при высоких температурах в нижних горизонтах печи, и эти
затраты тепла требуют своего возмещения за счет дополнитель-
ного расхода кокса или более горячего дутья, т. е. более “высо-
котемпературного тепла”. Если бы известняк мог разлагаться в
доменной печи за счет тепла колошниковых газов (т. е. при тем-
пературе колошниковых газов), то не было бы проблем с его
выводом из шихты доменных печей. Подчеркнем, что это толь-
ко с тепловой точки зрения. При этом мы не рассматриваем дру-
гих проблем, например потери прочности кусков известняка при
его диссоциации. В верхней зоне он потеряет прочность при раз-
ложении и ухудшит газопроницаемость шихты, что серьезно за-
труднит работу доменной печи с точки зрения газодинамики.
Кроме того, при разложении известняка образуется СО2, кото-
рая снизит восстановительный потенциал газовой фазы и сте-
пень развития косвенного восстановления, что вызовет рост
удельного расхода кокса.
Таким образом, увеличение расхода тепла в горне доменной
печи вызывает рост расхода кокса, а возрастание расхода тепла
на колошнике покрывается избыточным теплом отходящих га-
зов, и повышения расхода кокса это не вызывает. Однако из об-
щего теплового баланса это положение не вытекает и не может
быть обнаружено с помощью такого баланса.
255
Для оценки влияния той или иной статьи баланса на расход
топлива необходимо не только знать количество потребляемого
тепла, но и учитывать, в какой зоне печи, т. е. при какой темпе-
ратуре, оно расходуется. Может оказаться, что при теоретичес-
ком расчете баланса общий приход тепла достаточен для покры-
тия затрат тепла по всем расходным статьям, но на практике в
отдельных зонах тепла может не хватить и процесс протекать
нормально не может. Эти зоны будут лимитировать ход процес-
са, хотя в других тепло будет в избытке. Чтобы процесс проте-
кал нормально, необходимо увеличивать расход топлива для по-
крытия тепла в лимитирующих зонах.
В связи с этим рассчитывают зональные (или дробные) теп-
ловые балансы. Для этого доменную печь условно разбивают по
высоте на несколько (3-4) зон в зависимости от температурных
условий и характера процессов. При этом допускается, что до-
менная печь заполнена одним шихтовым материалом с одинако-
вой по всему сечению температурой на границе зон и с отсутст-
вием разности температур между поверхностью и центром кус-
ков. Допускается также, что распределение газа абсолютно рав-
номерно, и на любом горизонте печи существуют определенные
температуры шихты и газа. К примеру, разбивают печь на зоны:
1 - с температурой выше 1500 °C; 2 - 1500-1200 °C; 3 - 1200-
900 °C; 4 - ниже 900 °C. В каждой зоне допускают протекание
процессов полностью или до заданной степени (например восста-
новления). Тепловой баланс составляется для каждой зоны от-
дельно с учетом того тепла, которое вносится или выделяется в
этой зоне, и тепла, поглощаемого и уносимого из зоны. Резуль-
татами расчета зональных балансов можно, например, выявить
зоны, напряженные (лимитирующие) в тепловом отношении и
ограничивающие в связи с этим возможности снижения расхода
тепла и кокса. Зная эту ситуацию по зонам, можно создавать ус-
ловия для снижения теплопотребности в напряженных зонах и
достигать общего снижения расхода кокса.
Графически результаты расчета зональных балансов пред-
ставляются в виде температурно-тепловой диаграммы, впервые
построенной П. Рейхардтом и носящей его имя. По оси абсцисс
этой диаграммы откладывается вся потребность тепла на полу-
чение чугуна и шлака в интервале температур от 0 °C до макси-
мума (рис. 7.16). На оси ординат откладываются значения темпе-
ратур от 0 °C до значений, соответствующих температуре нагре-
ва жидких продуктов плавки (т. е. выпуска шлака из печи).
256
Рис. 7.16. Изменение тепл ©по-
требности шихты (ABCDEL) и
прихода тепла (OF) по высоте
доменной печи.
Оле» 2вс» Ссо» Qdl — теплопотребность на
участках АВ, ВС, CD, DL; IQ — суммар-
ная теплопотребность на процесс
Количество тепла, МДж/кг
Потребность тепла в
интервале температур от
О °C до 900 °C составляет
для случая, показанного на
рис. 7.16, ~ 3,140 МДж/кг
чугуна. Тепло затрачива-
ется в этой зоне на нагрев
материалов, испарение
влаги, разложение гидра-
тов и гидратной влаги, ча-
стично на разложение
карбонатов (за вычетом
тепла, выделяющегося
при косвенном восстанов-
лении). Возрастание теплопотребности по мере повышения
температуры описывается отрезком АВ (для упрощения счи-
тают, что возрастание происходит равномерно, хотя это не
совсем так).
Отрезок ВС при температуре около 900 °C соответствует по-
треблению тепла на разложение карбонатов флюса. Иногда
этот отрезок изображают в виде горизонтальной площадки, счи-
тая, что этот процесс протекает при постоянной температуре
(что, конечно, в доменной печи не имеет места). При работе до-
менной печи без сырого известняка в шихте отрезка ВС не суще-
ствует.
Потребность в тепле на участке CD (при температурах
900-1200 °C) заключается в нагреве материалов, на прямое
восстановление, частичное плавление и удаление серы в шлак.
Точка D определяет суммарную теплопотребность на участках
от А до D (QAb + Qbc + Qcd), которая составляет ~ 5,024 МДж/кг
чугуна.
При температуре выше 1200 °C до температуры выпуска
шлака тепло потребляется на дальнейший нагрев материалов и
продуктов плавки, завершение прямого восстановления, плавле-
ния, десульфурации чугуна и составляет для рассматриваемого
257
примера, представленного на диаграмме, ~ 1,460 МДж/кг чугуна.
Это участок DL = 6,490 - 5,030 МДж/кг чугуна.
Таким образом, изменение теплопотребности для протека-
ния процессов в отдельных зонах описывается ломаной линией
ABCDEL. Суммарное потребление тепла определяется отрез-
ком Е<2 и составляет 6,49 МДж/кг чугуна.
Линия OF соответствует энтальпии газов при изменении тем-
пературы, т. е. по высоте печи. Любая точка на оси абсцисс от-
вечает определенной энтальпии газового потока при данной тем-
пературе (при отсчете слева направо) и количеству тепла, кото-
рое отдадут газы, охладившись от температуры горения в фур-
менных очагах до данной температуры (при отсчете справа нале-
во). Например, при температуре 1200 °C энтальпия газов состав-
ляет 4,050 МДж/кг чугуна, а количество тепла, отдаваемое газом
при охлаждении до этой температуры, равно 6,490 - 4,050 =
= 2,440 МДж/кг чугуна, т. е. это количество тепла, которое отда-
но газом шихте.
Как видно, потребность процесса в тепле при температурах
выше 1200 °C (1,460 МДж/кг чугуна, т. е. участок DL = 6,490 -
- 5,030 = 1,460 МДж/кг чугуна) меньше, чем тепло, которое со-
держится в потоке газов на этом участке (2,440 МДж/кг чугуна),
т. е. энтальпии газов. Это положение сохраняется и при других
температурах.
Из диаграммы для нашего примера видно, что потребность в
тепле для протекания процесса во всех зонах обеспечивается эн-
тальпией газов, так как линия OF расположена левее и ниже ли-
нии ABCDEL. Из рис. 7.16 видно также, что при всех температу-
рах, т. е. во всех зонах имеется перепад температур между газом
и шихтой, обеспечивающий протекание теплообмена с переда-
чей тепла от газового потока к шихте.
Несмотря на то, что существует значительный избыток
тепла газового потока в целом и этот избыток выносится с ко-
лошниковым газом, снижение расхода кокса, понижение выхо-
да газов и их энтальпии лимитируются температурной зоной в
районе 900 °C, так как в этой зоне возникает минимальная раз-
ность между количеством тепла, которое может передать газо-
вый поток, и количеством тепла, которое требуется для проте-
кания процессов в этой зоне. Вывод из доменной печи сырого
известняка (с чем связано резкое увеличение теплопотребнос-
ти в этой зоне) за счет применения офлюсованного агломерата
уменьшает теплопотребность этой зоны и устраняет это узкое
258
звено в тепловом балансе (в тепловой работе печи), что позво-
ляет понизить энтальпию газов, а следовательно, и расход кок-
са. Из этого примера видно, что снижение расхода кокса как
источника тепла может быть связано с понижением не общей
теплопотребности процесса, а теплопотребности только лими-
тирующей зоны.
Недостатком зонального теплового баланса является то, что
трудно точно разграничить процесс по температурным зонам и
определить разность между температурами газов и материалов
на границах зон. Отсюда и те допущения, которые мы оговари-
вали выше.
Но в целом этот метод является хорошим инструментом изу-
чения (анализа) доменного процесса.
И ШИХТЫ
ПЕЧИ
ГЛАВА
8
(ДВИЖЕНИЕ ГАЗОВ
В ДОМЕННОЙ ПЕЧ1
8.1. ПРИЧИНЫ ДВИЖЕНИЯ ГАЗА И ШИХТЫ В ДОМЕННОЙ
ПЕЧИ. ФАКТОРЫ, ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ СКОРОСТИ
ИХ ДВИЖЕНИЯ
Шихтовые материалы в доменной печи движутся под дейст-
вием собственной массы, а газовый поток - под действием напо-
ра, создаваемого воздуходувкой, т. е. под действием перепада
давления (АР).
Из рассмотренного ранее материала следует, что количество
газа, проходящего через z-й горизонт печи, пропорционально
расходу дутья (при постоянном rd), т. е.
VTi = A| V„, м3/мин,	(8.1)
где Уд - минутный расход дутья, м3/мин; А(- - постоянный для дан-
ного сечения коэффициент, который меняется по высоте печи,
т. е. А = (р(Н) (Ai = 1,21-1,40).
Действительно, УГф пропорционален Уд, где Угф - объем газа,
образовавшегося у фурм доменной печи. Чем больше минутный
расход дутья, тем больше минутный выход горнового газа.
Количество природного газа тоже пропорционально количе-
ству дутья. Соотношение между расходом дутья и природного га-
за менять нельзя, чтобы не вызвать (при прочих неизменных ус-
ловиях) изменения температуры горения и теплового состояния
печи. Поскольку газ у фурм образуется из дутья и природного
газа, то его количество возрастает пропорционально расходу ду-
тья.
Поступая в доменную печь, дутье окисляет определенное
количество углерода (Сф). Чем больше поступает дутья, тем
больше сгорит углерода, вместе с ним больше опустится руд-
ных материалов и углерода, расходуемого на прямое восста-
новление (Спв). Следовательно, пропорционально расходу ду-
тья образуется и количество СО в процессе прямого восста-
новления.
260
Скорость движения газа в печи равна количеству газа, делен-
ному на площадь сечения рабочего пространства печи, через ко-
торое проходит газ:

wn- =
, м3/(м2-мин) или м/мин.
(8.2)
Таким образом, чем больше расход дутья, тем выше скорость
движения газа в любом сечении доменной печи.
Покажем, что масса опускающейся в единицу времени ших-
ты Мш также пропорциональна расходу дутья. Очевидно, что
Сф = к-Ск - [С] - Спв. Тогда масса Сф, поступающего с шихтой, мо-
жет быть выражена так:
Ф=м" к+р+и ”’кг/мин
(8.3)
где К, Р, И - расходы соответственно кокса, рудных материалов,
известняка, кг/мин; Мш = К + Р + И.
Но, как было показано выше,
г 12Л0Ц
Сф 11,2
Тогда из (8.3) и (8.4) следует, что
12О,п (К+Р+И)
М = -----7 5--Г-J----Г К, кг/мин.
ш 11,2(Л.СК-[С]-СПВ) д
(8.4)
(8.5)
Дробный сомножитель при Vn в (8.5) является величиной по-
стоянной, обозначив его буквой А', получим
Л/Ш = А<ГД,	(8.6)
т. е. масса шихты, опускающейся с коксом, пропорциональна ко-
личеству подаваемого в печь дутья. Скорость опускания шихто-
вых материалов в печи
М А • V.
ми =	= оТд7’м/мин-	(8’7)
Рнш *1 Рнш "1
261
Таким образом, как и скорость движения газа, скорость дви-
жения шихты в печи пропорциональна расходу дутья. Покажем
также, что соотношение скоростей газа и шихты в данном сече-
нии печи при этом будет постоянным.
Из (8.2) следует Vn =	а из (8.7) _ уд = wmi -PKW-Fi
А	А
w • А
Тогда —— = —уРнш = А- (величина постоянная).
Ai
(8.8)
Если скорость газа определяется только расходом дутья (8.2),
то скорость движения материалов в печи зависит кроме этого и
от количества углерода, сжигаемого у фурм, и от С^,. Это мож-
но показать, если уравнение (8.7) с учетом уравнения (8.5) пред-
ставить в виде

У,Оа12(К+Р+И)
11,2(*Ск-[С]-С„)ршР/
(8.9)
Как видно из (8.9), чем меньше удельный расход кокса, тем
при том же расходе дутья быстрее движутся материалы, следо-
вательно, тем выше производительность доменной печи.
Обычно все величины, входящие в это уравнение, кроме Vn,
являются постоянными. Поэтому при нормальной работе печи
всегда сохраняется соотношение (8.8).
Однако если в работе печи возникают какие-либо нарушения
(например в распределении материалов и газов по сечению печи,
излишняя крупность кусков рудного материала, снижение его
восстановимости, попадание больших количеств воды в печь в
результате прогара холодильника и т. п.), которые сопровожда-
ются увеличением степени прямого восстановления, соотноше-
ние скоростей движения газов и материалов нарушается. При
той же скорости газового потока скорость движения материалов
возрастает. Действительно, как видно из уравнения (8.9), по-
скольку растет Сп8, то возрастает и скорость движения материа-
лов.
Как известно, все перечисленные нарушения работы печи
могут вызвать ее похолодание. Таким образом, увеличение ско-
рости схода шихты - один из признаков похолодания печи. Тща-
тельное наблюдение за сходом шихты, сопоставление скорости
262
схода подач позволяют своевременно установить развивающее-
ся похолодание печи.
Как было показано, минутный расход дутья, точнее, количе-
ство кислорода, расходуемого в минуту на сжигание углерода
кокса у фурм, можно считать мерилом интенсивности работы
доменной печи. Чем больше дутья подается в печь, тем быстрее
в ней движутся газы и шихта, т. е. чем интенсивнее работает
печь, тем выше может быть ее производительность.
В соответствии с этим производительность доменной печи
можно представить следующим образом:
_ {vn[Ofr(l-<р)+0,5<р]-ЦДДЗСНд + С2Н6 + 1,5С3Н, +...-0,5СО2 -0,5Н20)}121440
т/сут,	(8.10)
где 1440 - число минут в сутках; Уд - минутный расход дутья.
Считая, что на сжигание углерода кокса у фурм затрачивает-
ся постоянная доля дутья (Удс - доли единицы), остальная часть
затрачивается на конверсию природного газа и что доля углеро-
да кокса, сгорающего у фурм (С* - доли единицы), тоже посто-
янна, уравнение (8.10) можно представить проще:
1440V,V„[o„(l-<p)+ft5<p]12
= т/сут, (8.11)
где В - постоянная величина для данных условий плавки.
Из этих уравнений видно, что чем больше подается в печь ду-
тья, тем производительнее, т. е. интенсивнее, она работает.
Вообще печь может работать интенсивно (по дутью), но не
производительно. Это возможно при большом удельном расходе
кокса. Как видно из рассматриваемых уравнений, чем ниже
удельный расход кокса, тем выше производительность печи.
Следует обратить внимание, что производительность печи,
как и скорость схода шихты, может возрасти и при неизменных
расходах дутья и кокса. Это возможно при росте Си8, т. е. затрат
углерода на прямое восстановление (8.10), которое может быть
следствием нарушения распределения материалов и газов по сече-
нию печи, снижения восстановимости железорудных материалов,
попадания в печь больших количеств воды из прогоревших холо-
дильников и т. п., т. е. причин, вызывающих похолодание печи.
263
Следовательно, беспричинный рост производительности пе-
чи может быть признаком ее наступающего похолодания. В свя-
зи с этим необходимо тщательно анализировать изменения про-
изводительности печи.
Существуют два направления достижения высокой производи-
тельности печи. Первое - снижение удельного расхода кокса. Сле-
довательно, все рассмотренные меры, направленные на снижение
удельного расхода кокса, если они не вызывают снижения интен-
сивности работы печи, т. е. не приводят к уменьшению количества
дутья, затрачиваемого на сжигание углерода кокса у фурм в едини-
цу времени, сопровождаются увеличением производительности
доменной печи. Второе направление - повышение интенсивности
работы печи, т. е. расхода дутья. Однако это не должно сопровож-
даться увеличением удельного расхода кокса, иначе рост интенсив-
ности плавки по количеству сжигаемого кокса у фурм в единицу
времени не приведет к увеличению производительности печи.
8.2. ДВИЖЕНИЕ ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
В ДОМЕННЫХ ПЕЧАХ
Как уже отмечалось, главной силой, движущей материалы в
печи, является горение топлива у фурм, в результате чего образу-
ется свободное пространство, в которое и движутся материалы.
Скорость их движения всецело определяется количеством сгорев-
шего в единицу времени кокса. Поскольку, как было показано,
количество сгоревшего в печи в единицу времени кокса определя-
ется расходом дутья за это же время, то, меняя расход дутья, мож-
но изменять скорость движения шихты, а прекратив его, вообще
остановить печь. Опускание шихты в ней тоже прекратится.
Не определяющее, но и не малое значение для движения ших-
ты имеет плавление материалов, превращение их в чугун и шлак.
К нижней части распара или к верху заплечиков в твердом виде
приходит главным образом кокс, остальные материалы перехо-
дят в жидкое состояние и частично в газообразные продукты,
удаляющиеся из печи с газами. Причем в горн приходит и сгора-
ет у фурм около 80-85 % кокса, что составляет менее половины
общего объема материалов, загружаемых в печь. Движение ма-
териалов в нижней части печи можно представить по
рис. 8.1. Зоны горения - это своеобразные отверстия, в которые
ссыпаются куски кокса из расположенных выше горизонтов до-
менной печи. В результате над каждой зоной горения образуется
264
Рис. 8.1. Расположение зон горения (а) и зон разрыхле-
ния (б)
зона разрыхления, имеющая форму эллипсои-
да, вершина которого, как показал В. К. Гру-
зинов, находится в нижней части шахты печи.
Поскольку шихтовые материалы опуска-
ются в зоны горения на место сгоревшего кок-
са, то большое значение имеют размеры этих
зон. Как показано выше, зоны горения образу-
ются за счет кинетической энергии дутья, кото-
рое подается в доменную печь с большой ско-
ростью (примерно 100-120 м/с). При такой ско-
рости струи дутья слой кокса перед фурмами
отдувается и в освободившемся пространстве
образуются зоны циркуляции (рис. 8.2), т. е. пу-
стое пространство, ограниченное стенками из
кусков кокса, в котором по замкнутой траекто-
рии дви-
ж у т с я
другие ку-
ски. По-
лагают, что зона циркуляции
примерно совпадает по раз-
мерам с кислородной частью
зоны горения.
Из рис. 8.2 видно, что из-
менение содержаний кисло-
рода и СО2 происходит в тех
частях зоны горения, где
имеются куски циркулирую-
щего кокса, а отсутствие
резких изменений концент-
раций О2 и СО2 соответству-
ет пустому пространству
внутри зоны циркуляции.
Углерод кокса расходуется
Расстояние от среза фурмы, м
Рис. 8.2. Схема зоны циркуляции
кокса перед фурмами доменной
печи и изменение содержаний кис-
лорода и СО2 в зоне горения
265
как в кислородной части зоны горения (8.12), так и в углекислот-
ной (8.13) по реакциям:
С + О2 = СО2;	(8.12)
С + СО2 = 2СО.	(8.13)
Размеры (объем) зоны горения определяются из уравнения
|уд[02я(1-<р)+0,5<р]-Упг(0,5СН4+С2Н6+1,5С3Н8+...-0,5Н20-0,5С02)|12
11,2wTOf-SK пк
(8.14)
где wrop - скорость горения; SK - площадь по-
верхности одного куска кокса; «к - среднее
число кусков в 1 м3 зоны горения, включая
зону циркуляции; пкк, пку - соответственно
среднее число кусков кокса в 1 м3 кислород-
ной и углекислотной частей зоны горения.
Параметры этого уравнения зависят от мно-
гих факторов: /д, <рд, сод, О2д, Рд, Упг и др., вли-
яние которых на размеры зоны горения рас-
смотрено выше (раздел 7.2).
Движение материалов, расположенных
выше зон горения, от стен и центра печи про-
исходит в направлении зон разрыхления и го-
рения. Из-за малых размеров зон горения и
расположения их вблизи стен движение кокса
в эти зоны от стен облегчено, материалы же
осевой зоны не могут попасть в зоны горения
вследствие удаленности зон разрыхления и
горения от оси печи (см. рис. 8.1). Поэтому в
осевой зоне печи столб материалов менее по-
движен, чем над зонами горения.
С накоплением чугуна и шлака в горне
их уровень повышается, в результате чего
кокс начинает плавать в жидкой ванне; при
этом создаются условия для поступления
Рис. 8.3. Движение материалов в печи при заполнении
горна чугуном и шлаком (по И. Г. Половченко).
а — ось воздушных фурм; б — ось шлаковых леток; в — ось чугунной
летки
266
кокса из осевой зоны печи через жидкую ванну в зону горения
снизу (рис. 8.3).
Поступлением кокса из осевой зоны печи через жидкую ван-
ну в зоны горения хорошо объясняются высокие скорости и вер-
тикальное движение материалов в осевой зоне печи. Плавление
шихты и расходование углерода лишь на восстановительные
процессы не могли бы вызвать наблюдающееся в центральной
части печи быстрое опускание материалов. В связи с этим харак-
тер движения материалов в печи в настоящее время представля-
ется таким, как он изображен на рис. 8.3.
Для того чтобы оценить влияние плавления на движение
шихтовых материалов, необходимо рассмотреть их распределе-
ние по радиусу колошника в процессе загрузки.
83. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ ПО СЕЧЕНИЮ ПЕЧИ
В ПРОЦЕССЕ ЗАГРУЗКИ
Рациональное распределение шихтовых материалов пред-
ставляет собой довольно сложную задачу и достигается для каж-
дой доменной печи опытным путем в зависимости от условий ее
работы (качество шихтовых материалов, состояние профиля,
вид выплавляемого чугуна, дутьевой и шлаковый режимы).
В общем виде рациональное распределение представляется
следующим образом. У стен или на небольшом расстоянии от них
загружают относительно большое количество железорудной со-
ставляющей, преимущественно крупной фракции, так как у пери-
ферии обычно проходит больше газа. Загрузкой относительно
большого количества кокса в центральную часть печи обеспечи-
вается ее повышенная газопроницаемость. В промежуточном
пространстве между периферией и осевой частью сосредоточива-
ются мелкие фракции рудной части шихты. Такое распределение
материалов способствует не только рациональному распределе-
нию газов, более полному использованию их тепловой и химиче-
ской энергии, но и плавному сходу шихтовых материалов в печи.
Конструкция устройств для загрузки и распределения мате-
риалов позволяет регулировать расположение рудных материа-
лов и кокса по радиусу колошника в довольно широких преде-
лах. Поэтому задача обслуживающего печь персонала заключа-
ется в том, чтобы определить технологически необходимое рас-
пределение материалов для конкретных условий и, применив не-
обходимые методы регулирования, осуществить его.
267
Рис. 8.4. Засыпное устройство доменной печи (а) и схема падения шихты с
большого конуса и образования поверхности засыпи (б).
7 — скип; 2 — приемная воронка; 3 — вращающаяся воронка малого конуса; 4 — малый конус;
5 — вращающийся распределитель; 6 — большой конус; 7 — чаша большого конуса; 8 — наклонный
мост
Загрузка шихтовых материалов в доменную печь и распреде-
ление их на колошнике осуществляются засыпными аппаратами,
наиболее распространенный тип которых (двухконусный) приве-
ден на рис. 8.4, а. Имеются и бесконусные засыпные аппараты.
В шихте доменных печей расход известняка и сырых желез-
ных руд в настоящее время небольшой (в среднем около 5 % руд-
ной части). Поэтому рудную часть шихты можно условно на-
звать агломератом, имея в виду, что небольшие количества изве-
стняка, если он входит в состав шихты, загружаются рудным
скипом. Отдельные порции периодически загружаемых в печь
шихтовых материалов называются подачами, или колошами.
268
Величина подачи по объему равна емкости нескольких скипов.
Поэтому подача на колошник поступает частями в определен-
ной последовательности, называемой порядком загрузки, напри-
мер ААКККХ. Это означает, что в первых двух скипах подается
рудная часть, а в двух последних - кокс. Знаком X обозначаются
опускание большого конуса и загрузка подачи в печь.
В соответствии с установленным порядком загрузки осуще-
ствляется и последовательность работы засыпного аппарата. В
приведенном случае она следующая. После полного высыпания
материалов первого скипа (1) через приемную воронку (2) во
вращающуюся воронку (3), закрытую снизу малым конусом (4),
первый скип опускается вниз для набора кокса, а второй скип с
рудной шихтой поднимается в верхнюю часть печи. В это время
малый конус опускается вниз (нижнее положение показано
штриховыми линиями). В образовавшуюся кольцевую щель
между малым конусом и вращающимся распределителем мате-
риал первого скипа высыпается в межконусное пространство и
располагается на большом конусе (6). После полного высыпания
малый конус закрывается. В такой последовательности будут
набраны на малый конус и опущены на большой конус еще один
скип рудной шихты и скипы кокса.
Когда малый конус закроется после ссыпания с него кокса
последнего скипа, опускается вниз большой конус, материалы с
него высыпаются в доменную печь и располагаются на поверх-
ности ранее опущенных материалов. После полного высыпания
материала большой конус закрывается и начинается набор сле-
дующей подачи в такой же последовательности. За время набо-
ра очередной подачи столб шихты в печи опустится вниз, осво-
бодив место для загрузки следующей подачи. Обычно в час за-
гружается 8-12 подач, т. е. время между загрузкой подач состав-
ляет 5-8 мин.
Траектория падения материалов с большого конуса пред-
ставляет параболу. Газовый поток, движущийся снизу вверх че-
рез сравнительно узкую щель между стенками колошника и ко-
нусом, отклоняет падающие кусочки материалов. Однако этим
влиянием газового потока для кусков рудных материалов круп-
нее 7—10 мм, а кокса крупнее 20-30 мм можно пренебречь. При
падении отдельных кусков они, ударившись о стенку, отскакива-
ют от нее под каким-то углом отражения (оСотр), меньшим, чем
угол падения (oc^), так как ни куски материалов, ни стенки не
являются абсолютно упругими (рис. 8.4, б).
269
Точка удара загружаемых материалов о стенку колошника
находится на некотором расстоянии (А^) от кромки опущенного
конуса по вертикали, а уровень засыпи шихты на колошнике - на
расстоянии (Дис). Если уровень засыпи равен или больше hyR, то
загружаемый материал после удара о стенку колошника скаты-
вается по откосу шихты к оси печи (линия I на рис. 8.4, б). Если
уровень засыпи меньше Ауд, то на некотором расстоянии от стен-
ки колошника в месте падения загружаемого материала на по-
верхность шихты образуется гребень. Материал после падения
по откосам скатывается и к оси и к стенке колошника (линия П).
Угол откоса кокса и руды в печи различный. Эта разница
кроме различия в углах естественного откоса вызвана наличием
газового потока, движущегося снизу. Сила, с которой газовый
поток воздействует на отдельные куски, равна
Gr=V^pA,	(8.15)
где w - скорость газа; рг - плотность газа; 5М - миделево сечение
куска, т. е. площадь проекции куска на плоскость, перпендику-
лярную движению газового потока; - коэффициент сопротив-
ления, зависящий от формы куска.
Таким образом, газовый поток с равной силой действует на
куски одинакового размера и примерно одинаковой формы,
вне зависимости от плотности этих кусков. Следовательно,
легкие куски (кокса) в большей степени уравновешены газо-
вым потоком, чем куски более плотного тяжелого рудного ма-
териала.
На скатывающиеся по поверхности загруженного в печь
материала куски действуют силы, показанные на рис. 8.5, где
N = (Р - Gr)cos а; К = (Р - Gr)sin d\T=fN =f(P - Gr)cos а;/- ко-
эффициент трения.
Так как для кокса разность
(Р - Gr) меньше, чем для руд-
ных кусков, или близка к ну-
лю, то сила трения Т, препят-
ствующая скатыванию кусков,
тоже мала или близка к нулю.
Рис. 8.5. Силы, действующие на ска-
тывающиеся по откосу куски.
Р — масса куска; G — сила газового потока;
N — сила нормального давления; К — составля-
ющая силы Р—G; Т — сила трения
270
Рис. 8.6. Расположение слоев рудных ма-
териалов (Р) и кокса (К) при загрузке
в доменную печь
В связи с этим куски кокса в ре-
зультате приобретенной при па-
дении кинетической энергии мо-
гут двигаться по поверхности,
имеющей малый угол откоса. По-
этому кокс в доменной печи ло-
жится слоями, образующими по-
верхность с малым углом откоса
(оСк) (рис. 8.6). Тяжелые куски
рудных материалов уравновеши-
ваются в меньшей степени. В свя-
зи с этим сила трения их при ссы-
пании (скатывании) будет иметь
довольно большую величину. По-
этому рудные материалы ложат-
ся слоями, образующими поверх-
ность с большим углом откоса
(Ор). Слои рудных материалов
имеют максимальную толщину
там, где расположен гребень, а
слои кокса у основания откоса, т. е. у оси и у стенки печи, если
гребень расположен на некотором расстоянии от стенки. Поло-
жение гребня относительно стенки печи, как следует из рассмот-
ренного выше, зависит от уровня засыпи.
8.4.	ПЕРЕРАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ
ПРИ ИХ ОПУСКАНИИ В ПЕЧИ
При опускании шихтовых материалов происходит некоторое
перераспределение их по сечению печи, вызванное расширени-
ем шахты.
Силы, действующие на куски рудного материала и кокса,
расположенные на оси печи и у стенки колошника, показаны на
рис. 8.7. Силы массы направлены вниз. Причем сила массы руд-
ного материала (Рр) значительно больше силы массы кокса (Рк).
С боков на куски кокса и руды действуют одинаковые силы бо-
кового давления (РБД) рядом лежащих кусков.
271
б
Рис. 8.7. Силы, действующие на куски
рудных материалов и кокса в осевой
части печи (а) и у стенки шахты (б)
Поскольку куски в осевой
части печи со всех сторон ок-
ружены другими кусками, то
силы бокового давления урав-
новешены. На куски, распо-
ложенные у стенки колош-
ника, боковое давление дейст-
в у е т
только
с одной стороны, причем силы бокового
давления уравновешены реакцией стен-
ки (Рс). Поэтому куски рудного матери-
ала и кокса в осевой части печи движут-
ся вертикально. Вертикально движутся
куски и у стенки колошника. Но как
только они попадают в шахту, реакция
стенки становится равной нулю. Силы
бокового давления оказываются не-
уравновешенными, и на куски начинают
действовать суммарные силы (Р1р и Р1к).
Направление этих сил оказывается раз-
личным. Сила, действующая на кусок
кокса (Р1к), направлена под большим уг-
лом к вертикали, чем сила, действую-
щая на кусок рудного материала (РХр).
Поэтому в периферийной части шахты
печи куски рудных материалов мало от-
клоняются от вертикальной линии к
стенке, а куски кокса в этом же направ-
лении отклоняются значительно. Тра-
ектории движения кусков кокса и руд-
ных материалов в периферийной части
печи показаны на рис. 8.8. В результате
этого происходит оттеснение легкого
кокса тяжелой рудой к стенкам, а тол-
Рис. 8.8. Траектории движения кусков кокса (а),
рудных материалов (6)
!
272
щина слоя рудных материалов из-за увеличения диаметра печи
по направлению к стенке, как и к оси печи, уменьшается.
Слой рудного материала приобретает в сечении вид линзы.
Минимальная толщина слоя рудного материала получается в
распаре, т. е. здесь у стенок скапливается преимущественно
кокс. Это послужило причиной названия распара на немецком
языке “колензак” - угольный мешок.
Соотношение количества руды к количеству кокса у стенки
тем меньше, чем меньше угол наклона стенок шахты и чем даль-
ше гребень материалов расположен от стенки колошника при
загрузке.
8.5.	ОСОБЕННОСТИ ДВИЖЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ
В ВЕРХНЕЙ ЧАСТИ ПЕЧИ
Скорость движения (опускания) шихтовых материалов на ко-
лошнике по радиусу не одинакова (рис. 8.9).У самой стенки (на
расстоянии, равном 3-5 диаметрам кусков) за счет трения о нее
скорость движения материала минимальна. Но на небольшом
расстоянии от стенки она вырастает до максимума и затем сни-
жается к оси печи.
Отношение максимальной скорости на периферии к скоро-
сти материалов у оси печи (и>мп: wMOC) равно примерно 1,5. Сред-
няя скорость движения материалов на колошнике 60-90 мм/мин.
Вначале причину указанной не-
равномерности движения матери-
алов по сечению печи видели в
том, что шихтовые материалы
движутся в зоны горения, распо-
ложенные по периферии печи.
Однако эксперименты на мо-
делях показали, что пока матери-
алы не достигнут эллипсоидов
разрыхления, они движутся с оди-
наковой скоростью по сечению.
Вероятно, движение материалов в
зоны горения не может быть при-
чиной неравномерности их опус-
Рис. 8.9. Эпюра скоростей движения ших-
товых материалов на колошнике печи
273
кания на колошнике, так как эллипсоиды разрыхления до по-
верхности засыпи не доходят.
Вторую причину этой неравномерности видели в расшире-
нии шахты. Однако изучение движения материалов на моделях
показало, что и в расширяющихся книзу конусах материал дви-
жется с одинаковой скоростью по сечению.
Вероятно, одной из причин неравномерности опускания ма-
териалов на колошнике является переход Fe2O3 в РезО4, сопро-
вождающийся существенной перестройкой кристаллической ре-
шетки с гексагональной в кубическую, возникновением в связи с
этим больших напряжений в кусках и разрушением их с образо-
ванием мелочи (уминка материала). Образование мелочи приво-
дит к более плотной укладке кусков, т. е. к уменьшению объема
слоя рудного материала. Рассмотренный процесс происходит на
небольшой глубине, т. е. недалеко от поверхности материала.
Второй причиной указанного распределения скоростей явля-
ется плавление образовавшихся из рудного материала чугуна и
шлака.
Эти процессы приводят к максимальному уменьшению объ-
ема там, где расположено наибольшее количество рудных мате-
риалов, т. е. в районе гребня на периферии печи, и, вероятно, яв-
ляются причиной неравномерности движения материалов по се-
чению печи.
8.6.	ДВИЖЕНИЕ ГАЗОВ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Газы в работающей доменной печи движутся через столб
шихты снизу вверх под действием разности давлений дутья (Рф),
нагнетаемого в горн воздуходувной машиной, и газа на колош-
нике (Рк). Эта разность давлений ДР характеризует газодинами-
ческое сопротивление столба шихтовых материалов, загружен-
ных в печь, и может быть описана уравнением
Н р 21-е Т
d,„ 2 е3 273
(8.16)
где X - коэффициент газодинамического сопротивления слоя;
Н - высота слоя; <7ЭКВ - эквивалентный диаметр кусков шихты;
р — плотность газа; ©о - условная скорость движения газа в печи
(рассчитанная на свободное сечение печи при Т = 273 К); е — по-
розность слоя; Т—температура газа, К.
274
Рис. 8.10. Зависимость сопротивления слоя
различных шихтовых материалов от их
крупности и скорости фильтрации газа.
1 — мелкая руда; 2 — мелкий агломерат; 3 — окатыши;
4 — агломерат, не содержащий мелких фракций;
5 — кокс
Как видно из (8.16), величина
потерь напора в слое сыпучих мате-
риалов зависит от многих парамет-
ров движения газового потока и
свойств газа, а также характерис-
тик самого слоя. На рис. 8.10 пока-
зан характер зависимости сопро-
тивления слоя шихтовых материа-
лов от скорости фильтрации газа
для кусков разной крупности. Мож-
но видеть, что слой, состоящий из
сравнительно мелких частиц, ока-
зывает большее сопротивление
движению газа. Это объясняется не
0	0,4	0,8	1,2
Скорость фильтрации, м/с
только меньшим значением </экв, но уменьшением порозности
слоя, составленного из мелких кусков.
Замеры давления по высоте доменной печи показали, что
оно изменяется так, как показано на рис. 8.11. Газ в доменной пе-
чи образуется при горении топлива в горне, его количество на
10—15 % возрастает в нижнеи части печи за счет процессов пря-
мого восстановления и разложения известняка. 1Сак известно
объем газа зависит от температуры и давления:

Vr=Vr°
(8.17)
где Уг - фактический объем газа; V? - объем газа при нормаль-
ных условиях; Т и Р - действительная температура (К) и давле-
ние в печи; То - 273 К; Ро - 1 ата (~ 100 кПа).
С учетом изменения количества газа, его температуры и дав-
ления по высоте печи, а также площади поперечного сечения ее
рабочего пространства изменение скорости фильтрации газа по
высоте также показано на рис. 8.11.
Поскольку температура газа в горне максимальна, то и ско-
рость движения газа здесь имеет наибольшее значение. По мере
подъема газа вверх температура его снижается, печь кверху (в
275
I
Рис. 8.11. Изменение давления и скорости движения газа по высоте доменной
печи.
Рл — давление дутья; Рк — давление газа на колошнике; ДР — общий перепад давления; ДРВ и
ДРМ — верхний и нижний частные перепады давления
заплечиках и распаре) расширяется. Это приводит к существен-
ному уменьшению скорости фильтрации газа, несмотря на неко-
торое увеличение количества газа и уменьшение его давления.
Минимальная скорость газового потока имеет место в нижней
части шахты. При дальнейшем движении вверх скорость газово-
го потока возрастает, так как в средней части печи температура
газа практически не меняется, а его давление и площадь попе-
речного сечения печи уменьшаются. В верхней части шахты ско-
рость фильтрации становится максимальной (но меньшей, чем в
горне) и затем снижается за счет значительного уменьшения
температуры, хотя давление газа при этом тоже снижается.
Скорость фильтрации в разных по высоте зонах печи изменя-
ется в пределах от 2 до 4 м/с. Действительная скорость газа в
2-3 раза выше скорости фильтрации и может составлять до 6-8 м/с.
Следовательно, газ проходит весь столб шихтовых материалов за
3-5 с, а путь в 25-30 м, где газовый поток должен выполнить теп-
ловую и восстановительную работу и обеспечить ровный сход
276
Рис. 8.12. Распределение скорости
движения газа в нижней части печи
шихтовых материалов от ко-
лошника к горну. Эти функ-
ции газового потока объясня-
ют противоречивость требо-
ваний к распределению газов.
Для наиболее полного исполь-
зования тепла и восстанови-
тельной способности газового
потока газы по сечению печи
должны распределяться рав-
номерно, т. е. температура и
состав их во всех точках попе-
речного сечения доменной пе-
чи должны быть одинаковы-
ми, а шихта в равной мере на-
гретой и восстановленной.
Для обеспечения ровного схо-
Расстояние от торца фурмы, м
да шихты и прогрева осевой зоны столба шихты газовый поток по
сечению печи должен распределяться неравномерно, проходя в
большем количестве у стенок и в осевой зоне печи, т. е. там, где ча-
ще всего бывает меньше рудных материалов и больше кокса.
В действительности, вследствие специфических особеннос-
тей доменного процесса и конструкции доменной печи, невоз-
можно достичь равномерного распределения газов по сечению.
Неравномерность распределения газа по сечению нижней части
печи определяется периферийным подводом дутья, наличием эл-
Расстояние от стенки, м
липсоидов разрыхления над
зонами горения и газопрони-
цаемостью осевой части печи
(рис. 8.12). В большей или
меньшей степени загружая
осевую часть печи рудой или
меняя диаметр фурм, можно
воздействовать на распределе-
ние газа по сечению нижней
части печи.
Рис. 8.13. Распределение скорости
движения газа в верхней части печи
277
В верхней части печи распределение газового потока опреде-
ляется распределением шихтовых материалов по сечению печи
(рис. 8.13). Минимальные скорости газового потока - в районе
нахождения рудного гребня. К оси и стенкам печи скорость газо-
вого потока увеличивается. Характер распределения газов по се-
чению печи можно менять, меняя распределение материалов по
сечению печи.
8.7. УСЛОВИЯ РОВНОГО СХОДА ШИХТЫ
В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Под ровным сходом шихты понимается плавное, непрерыв-
ное опускание материалов в печи без остановок и обрывов. Ров-
ный сход шихты является одним из обязательных условий эконо-
мичной и производительной работы доменной печи. Нарушения
ровного схода, остановки (зависания) и последующие обрывы
шихты в пустоты, образовавшиеся в нижележащих горизонтах,
приводят к увеличению степени прямого восстановления за счет
прихода в высокотемпературную область печи слабо восстанов-
ленных железорудных материалов. Это вызывает необходи-
мость увеличивать удельный расход кокса и, как следствие, сни-
жает производительность печи.
Шихтовые материалы в доменной печи опускаются под дей-
ствием их собственного веса Fv Движению материалов препят-
ствуют сила газового потока (Fr) и сила трения материалов о
стенки печи и о малоподвижные материалы в осевой части гор-
на При нормальном сходе шихты указанные силы связаны
соотношением
(8.18)
Следовательно, опускание шихты происходит вследствие
разности сил
(8.19)
Эту разность принято называть активным весом шихты (Рл).
Подъемная сила газового потока равна
Fr = ДР-S,
(8.20)
где ДР - перепад давления по высоте слоя шихты; S - площадь
поперечного сечения слоя шихты.
278
Рис. 8.14. Зависимость соот-
ношения сил, действующих
на столб шихтовых материа-
лов в доменной печи, от ко-
личества подаваемого дутья
При выполнении ус-
ловия (8.18) скорость
схода шихты, как было
показано выше, зависит
от расхода дутья и коли-
чества сгорающего у
фурм кокса в единицу
времени. Однако с уве-
личением расхода дутья,
как видно из (8.2) и
(8.16), возрастают ско-
рость фильтрации газа в
слое шихты и перепад
_ в В'
Расход дутья, м-’/мин
давления газа в печи, а следовательно, и поддерживающая сила
газового потока Fn и при определенном значении расхода дутья
разность сил в (8.19) будет равна нулю, движение шихты остано-
вится. Изменение активного веса шихты в зависимости от количе-
ства подаваемого в печь дутья графически показано на рис. 8.14.
На оси абсцисс отложен объем дутья, подаваемого в печь,
м3/мин, на оси ординат - силы, действующие на столб шихты в пе-
чи. Горизонтальная линия 1 соответствует весу шихты, линия 2
(парабола) - зависимость поддерживающей силы газового потока
от Уд, линия 3 - зависимость силы трения от Уд. В точке А - пере-
сечения линий веса и поддерживающей силы газа активный вес
шихты равен нулю и движение шихты прекращается. Величина
количества дутья, отвечающая точке А, соответствует точке В. В
этой точке сила трения равна нулю, так как движение шихты ос-
тановлено. Зависимость суммы сил Fr + отображается кривой
4. Заштрихованная область представляет собой активный вес
шихты. С увеличением количества дутья активный вес убывает до
нуля. Для шихты, обладающей более высокой газопроницаемос-
тью, предельное количество дутья, подаваемого в единицу време-
ни, выражается большей величиной (точка В'), которая соответ-
ствует точке пересечения параболы 2' с линией 1 в точке А'. Ак-
тивный вес при этом ограничивается линией 4'. Практика работы
доменных печей показывает, что когда поддерживающая сила га-
279
зового потока приближается к 50-60 % от веса шихты, находящей-
ся в печи, становится реальной опасность нарушения ровного схо-
да птихты или остановки ее, т. е. может иметь место неравенство
(8.21)
При условии, отвечающем неравенству (8.21), происходят ли-
бо подвисания и обрывы шихты, либо возникает канальный ход,
т. е. такое явление, когда большое количество газа проходит че-
рез какой-либо участок поперечного сечения столба шихты, где
ее газодинамическое сопротивление оказывается наименьшим.
Таким образом, увеличение перепада давления в доменной
печи возможно только до определенного предела. Если этот
предел превзойти, то произойдет либо нарушение ровного схода
шихты, либо образуется канал.
Все факторы, влияющие на перепад давления в печи, а следо-
вательно, и на условия схода шихты, можно разделить на две груп-
пы. К первой относятся расход дутья и его температура. Расход ду-
тья в единицу времени определяет интенсивность доменной плав-
ки. На каждый 1 м3 поступившего в печь дутья в ней сгорает и рас-
ходуется на другие процессы 0,33-0,36 кг кокса, т. е. количество из-
расходованного в печи кокса пропорционально расходу дутья:
К = eV„°,	(8.22)
где К - расход кокса в печи, кг/мин; в - коэффициент пропорци-
ональности; V® - расход дутья при нормальных условиях, м3/мин.
При постоянном удельном расходе кокса увеличение расхода
дутья без нарушения ровного схода шихты приводит к повыше-
вИ°
нию производительности печи, т. е. Р =-, где Р - производи-
ли
тельность печи т/мин; к - удельный расход кокса, кг/т чугуна.
С повышением температуры дутья, как известно (см. 7.13),
возрастает и температура в нижней части печи. Это приводит к
росту перепада давления газа в нижней части печи (см. 8.16) и к
ухудшению условий схода шихты. В то же время повышение на-
грева дутья, как известно, ведет к снижению удельного расхода
кокса. Таким образом, нагрев дутья не должен превышать пре-
дела, при котором это приводит к “тугому” ходу печи.
Ко второй группе факторов, влияющих на условия схода
шихты, относятся содержание мелочи в шихтовых материалах,
280
Рис. 8.15. Изменение удельного перепа-
да давления в зависимости от макси-
мального размера отсеянной мелочи.
/ — большое содержание мелочи в исходном мате-
риале; 2 — малое содержание
прочность топлива, количество,
вязкость и температура образо-
вания шлака, давление газа в пе-
чи, влажность дутья, содержание
кислорода в нем, расход природ-
ного газа.
Чем больше мелочи содер-
жится в кусковом рудном мате-
риале, тем меньше эквивалент-
ный диаметр его кусков и боль-
ше его сопротивление движущемуся газу (8.16). На рис. 8.15 по-
казана зависимость газопроницаемости (ДР) насыпной массы
рудного материала при движении газа через слой с постоянной
скоростью от максимального размера отсеянной из него мелочи.
Можно видеть, что наиболее резко снижается перепад давления
в слое при отсеве мелочи крупностью до 8-10 мм. При удалении
более крупных частиц эффективность отсева затухает. Такая же
зависимость наблюдается и для кокса.
Чем меньше прочность кокса, тем больше он измельчается и
больше образуется мелочи при опускании шихты в печи. При
этом эквивалентный диаметр кусков шихты уменьшается, что
вызывает увеличение сопротивления столба шихты в нижней
части печи движущемуся через нее газу.
Увеличение количества и вязкости шлака приводит к уменьше-
нию объема межкусковых каналов в нижней части печи, так как
шлак, стекая по этим каналам, частично заполняет их. Чем выше
вязкость шлака, тем медленнее и более массивными образования-
ми он перемещается, тем больше степень заполнения межкусковых
каналов. С уменьшением температуры размягчения и плавления
шихты зона шлакообразования поднимается в более верхние гори-
зонты печи. При этом в доменной печи увеличивается высота зоны,
в которой величина объема межкусковых каналов (порозность
слоя £) уменьшена. Таким образом, увеличение количества, вязко-
сти шлака и снижение температуры его образования повышают га-
зодинамическое сопротивление столба шихты в печи (8.16). Во всех
рассмотренных случаях нарушение ровного схода шихты наступает
при меньших расходах дутья и температурах его нагрева.
281
Следовательно, уменьшение содержания мелких фракций в
шихтовых материалах, увеличение прочности кокса, уменьше-
ние выхода шлака и его вязкости, а также повышение темпера-
туры его образования или понижение горизонта начала размяг-
чения рудных материалов в печи - все это средства повышения
производительности доменных печей и экономичности плавки,
так как эти меры позволяют увеличивать расход дутья и повы-
шать его температуру, не нарушая ровного схода шихты.
Одним из средств улучшения условий схода шихты является ув-
лажнение дутья. Как показано выше, при подаче с дутьем паров во-
ды температура горения понижается, а значит, понижаются темпе-
ратура, объем и скорость движения газов в нижней части печи. След-
ствием этого является уменьшение перепада давления в нижней час-
ти печи и поддерживающей силы газового потока ((8.16) и (8.17)).
Весьма эффективные средства повышения производительно-
сти доменных печей за счет улучшения условий схода шихты -
повышение давления газа в рабочем пространстве и обогащение
дутья кислородом. Увеличивая давление в печи, при том же объ-
еме дутья можно подать в печь большую массу воздуха, не уве-
личивая при этом скорость фильтрации газа и перепад давления,
т. е. при том же значении поддерживающей силы газового
потока. Возрастает только плотность газа, так как р = р0—,
°о
а следовательно, его масса в единице объема (так как М = р V, где
М - масса газа, V - его объем). При повышении давления в печи
можно вдуть больше воздуха либо повысить нагрев дутья, не
увеличивая объема газа, а значит и ДР, и не нарушая ровного
схода шихты.
Рассматривая влияние обогащения дутья кислородом на ус-
ловия схода шихты и производительность доменной печи, необ-
ходимо уравнение (8.22) представить в виде
к = в'О2д,	(8.23)
где О2д - количество кислорода, вносимого дутьем, м3/мин; в' -
коэффициент пропорциональности.
Тогда производительность печи можно выразить равенством
2д
~ 5
где к - удельный расход кокса, кг/т чугуна.
282
Обогащение дутья кислородом за счет уменьшения количе-
ства азота позволяет значительно сократить количество газа,
проходящего через печь. Поэтому в нее можно подать больше
кислорода, не вызывая нарушений ровного схода шихты. Произ-
водительность печи при этом увеличится.
Если в доменную печь подается природный газ, его количе-
ство, проходя через печь, возрастает. Поэтому при вдувании в
печь природного газа нарушения ровного схода шихты могут
возникать при меньших расходах дутья. Но количество сожжен-
ного в единицу времени кокса при этом уменьшится, так как
часть воздуха будет взаимодействовать с природным газом по
реакции СН4 + О2 = 2СО + 2Н2.
K = e(v„-v;-vnr),
(8.25)
где Уд - расход дутья на конверсию природного газа, м3/м3 при-
родного газа; Упг - расход природного газа, м3/мин.
Уравнение (8.24) в этом случае имеет вид
в(уя-у;уП1.)
Р = _гд---Д_пг2	(8 26)
к
Из сказанного выше и уравнения (8.26) следует, что при вду-
вании в доменную печь природного газа, если и происходит не-
большой рост производительности, то причиной этому является
снижение удельного расхода кокса, так как относительный вы-
ход продуктов горения на единицу сгорающего углерода увели-
чивается. Удельный расход кокса при вдувании природного газа
сокращается за счет повышения концентрации восстановителей
(СО и Н2) в печных газах и в большей степени вследствие этого -
развития косвенного восстановления.
8.8. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ И ГАЗОВ
ПО СЕЧЕНИЮ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Высокопроизводительная и экономичная работа доменной
печи в значительной мере зависит от того, как организовано
движение и распределение газов и шихты в ее рабочем прост-
ранстве. Распределение материалов и газов должно обеспечи-
вать хорошие условия, с одной стороны, для взаимодействия га-
за с рудными материалами, с другой - для схода шихты.
283
Рис. 8.16. Место отбора проб газа для кон-
троля за распределением материалов и газа
по сечению печи.
/ — поверхность шихты; 2 — границы изменения положе-
ния поверхности засыпи; 3 — ось трубы для отбора проб
газа
Показателем распределения матери-
алов и газов по сечению печи явля-
ется изменение содержания СО2 в га-
зе по радиусу печи на колошнике
(рис. 8.16). Как известно, большая
часть диоксида углерода - это про-
дукт косвенного восстановления ок-
сидов железа. В тех случаях, когда
небольшое количество газа прохо-
дит через слой, в котором находится
много рудного материала, в нем со-
держание СО2 высокое. Если соот-
ношение между количествами газа,
проходящего через слой, и рудного
материала в нем иное, т. е. количест-
во газа относительно велико, а руд-
ного материала мало, содержание
СО2 в газе низкое. Таким образом, содержание СО2 в газе слу-
жит показателем соотношения между количеством газа и рудно-
го материала, движущимися в противотоке по данной вертикали
в рабочем пространстве печи.
Содержание СО2 в газе, покидающем слой, отражает также
и соотношение между количеством рудного материала и кокса, а
также количество рудной мелочи в данной части слоя шихты.
Где больше рудного материала по сравнению с коксом и где
скапливается больше рудной мелочи, там проходит меньше газа
и больше концентрация в нем СО2.
Из предыдущего материала известно, что для выплавки чугу-
на в данных условиях, с минимальным расходом кокса, необходи-
мо всемерно развивать косвенное восстановление железа в печи.
Косвенное восстановление оксидов железа должно происходить
одинаково полно по всему сечению печи, и содержание СО2 в га-
зе по сечению должно быть одинаковым (линия а на рис. 8.17).
При этом будет иметь место максимальное использование вос-
становительной способности газа. Однако для этого случая рас-
пределение кокса и рудного материала, рудной мелочи и газа по
284
Рис. 8.17. Изменение содержания СО2 в
газе по радиусу верхней части печи (пояс-
нения в тексте)
Радиус печи, м
сечению печи должно быть до-
статочно равномерным. Тогда га- л
зодинамическое сопротивление §
слоя проходу газового потока че- «
рез него будет высоким, т. е. ус- §
ловия схода шихты ухудшатся и	£
производительность печи умень-	«
шится.	<3
Для улучшения условий схода
шихты на периферию, т. е. к стен-
ке печи, загружают больше кокса
и меньше рудных материалов и
особенно рудной мелочи. Это вы-
зывает увеличение количества газа, проходящего через перифе-
рийную зону печи. Содержание СО2 в газе, проходящем через
эту зону, понизится (кривая б на рис. 8.17). Уменьшение концен-
трации СО2 в газе на периферии (ДСО2п) зависит от газопрони-
цаемости слоя рудного материала, главным образом от количе-
ства мелочи в нем.
Отступление от равномерности распределения материалов и
газов в доменной печи вынужденное - для обеспечения ровного
схода шихты. Чем мельче руда, т. е. чем больше в ней мелких
фракций, тем хуже ее газопроницаемость и тем больше должна
быть величина ДСО2п для создания хороших условий схода ших-
ты и достаточно высокой производительности. Увеличение
ДСО2п приводит к снижению степени развития косвенного вос-
становления, так как основная масса рудных материалов, распо-
лагающихся на некотором расстоянии от стенки (в области руд-
ного гребня, см. рис, 8.4, б), обрабатывается относительно не-
большим количеством газа и не успевает восстановиться газооб-
разными восстановителями в зоне косвенного восстановления до
нужной степени. Для этого не хватает газа, проходящего через
этот участок слоя шихты. Таким образом, чем меньше в руде ме-
лочи, тем выше степень ее косвенного восстановления, так как
при этом можно более равномерно распределять материалы и
газы по сечению печи и снизить ДСО2п, т. е. увеличить содержа-
ние СО2 в газе на периферийном участке сечения печи, повысить
степень использования химической энергии газа и степень раз-
285
Рис. 8.18. Изменение восстановимости
железорудных материалов в зависимос-
ти от размера кусков
вития косвенного восстановле-
ния, а следовательно, снизить
степень прямого восстановле-
ния и удельный расход кокса.
Зависимость восстановимо-
сти железорудных материалов в
доменной печи (степени разви-
тия косвенного восстановления)
от размера кусков носит экстремальный характер (рис. 8.18).
При увеличении размера кусков до определенного уровня вос-
становимость руды в условиях доменной печи растет в силу улуч-
шения газопроницаемости и увеличения количества газа, прохо-
дящего через слой. Достигнув максимального значения, степень
восстановления снижается в соответствии с ранее рассмотрен-
ной закономерностью, свидетельствующей о снижении скорости
восстановления рудных материалов с уменьшением удельной по-
верхности кусков при увеличении их размеров.
Выше отмечалось, что содержание СО2 в газе у оси печи
снижают также (см. рис. 8.17) за счет уменьшения количества
рудных материалов в осевой части печи по сравнению с количе-
ством кокса в шихте, загружаемой в эту зону сечения печи. Это
делается для того, чтобы обеспечить достаточно высокую газо-
проницаемость шихты в осевой части низа печи. Чем больше
рудных материалов загружено в осевую зону печи, тем меньше
ДСО2О и тем выше степень развития косвенного восстановле-
ния. Но при этом и тем больше рудных материалов придет в
осевую часть горна, и тем больше будет образовываться там
СО за счет прямого восстановления, тем больше будут затраты
тепла на прямое восстановление и ниже температуры. Нагрев
материалов в осевой части будет недостаточным. Поэтому и для
величины ДСО2О, как и ДСО2п, подбирают оптимальное значе-
ние. Причем это значение выбирают исходя из конкретных ус-
ловий плавки для каждой доменной печи (в зависимости от вида
и качества железорудного сырья, количества мелочи в нем, ка-
чества кокса и т. п.).
Необходимая величина ДСО2О зависит, в частности, от объе-
ма, точнее, от диаметра печи. Чем больше диаметр и объем пе-
чи, тем труднее горновым газам из зоны горения проникнуть к
286
оси горна, тем выше должна быть газопроницаемость осевой ча-
сти горна, чтобы горячие газы могли прогреть материал в ней до
нужных температур. Для этого в осевую часть печи загружают
меньшее количество рудных материалов, свидетельством и по-
казателем чего служит меньшее содержание СО2 в осевой части
печи или определенное значение ДСО2О.
Таким образом, для каждой доменной печи в соответствии с
условиями ее работы (в основном с качеством сырья и топлива),
а также ее размерами подбирается оптимальное распределение
материалов и газов по сечению печи, которое характеризуется
кривой, подобной кривым б и в на рис. 8.17.
Оптимальное распределение материалов и газов по сечению
печи можно организовать и поддерживать, изменяя величину за-
зора между кромкой конуса и стенкой колошника, уровень засы-
пи, величину подачи и порядок загрузки шихты в печь, т. е. спо-
собами управления загрузкой шихты. Некоторое влияние на рас-
пределение материалов оказывают угол наклона поверхности
конуса, его высов, скорость опускания и ход (величина опуска-
ния).
Рассмотрим основные факторы, влияющие на распределение
шихтовых материалов на колошнике.
Влияние величины зазора. Как известно, при ссыпании ших-
товых материалов и встрече их с поверхностью засыпи на месте
падения кусков образуется гребень материалов с одним или дву-
мя откосами (см. рис. 8.4, б). При этом крупные куски в большей
мере располагаются на внешнем (направленном к стенке) отко-
се, так как траектории падения их с конуса более пологи. Неко-
торое количество крупных кусков находится и на внутреннем
(направленном к оси) откосе. Слой мелких фракций материалов
образуется внутри гребня в промежуточной зоне между стенкой
и центром печи. Изменяя величину зазора, можно как угодно
близко или далеко расположить гребень материалов по отноше-
нию к стенке печи. Если зазор выбрать таким, что место падения
кусков при ссыпании их с конуса будет располагаться в точке пе-
ресечения поверхности засыпи со стенкой печи, то при этом по-
лучается гребень с одним откосом к центру печи. Мелкие фрак-
ции шихты расположатся непосредственно у стен, а крупные ку-
ски будут скатываться к центру.
Таким образом, с уменьшением зазора гребень шихты прибли-
жается к стенкам печи, при этом периферия загружается мелкими
фракциями шихты. При увеличении зазора гребень материалов
287
Рис. 8.19. Распределение материалов при большой (Л) и малой (Б) подачах
(Р — слой руды, К — слой кокса) и изменение содержания СО2 в газе по ради-
усу печи (В): 7 — при малой подаче, 2 — при больших подачах
удаляется от стен и на периферию попадают крупные куски ших-
ты. Однако как большой, так и малый зазоры на колошнике неже-
лательны: они могут привести к чрезмерно развитому периферий-
ному или осевому потоку газов. Зазор между кромкой конуса и
стенкой колошника нельзя использовать для оперативного управ-
ления распределением шихты и газов, так как он является посто-
янной величиной, принятой при проектировании доменной печи,
его можно изменить только во время капитального ремонта печи.
Влияние уровня засыпи шихты. Уровнем засыпи шихты на-
зывается положение поверхности материалов в печи относи-
тельно большого конуса, при котором дается разрешение на за-
грузку очередной подачи. Его измеряют расстоянием от плоско-
сти, проходящей через кромку большого конуса в опущенном
положении, до поверхности шихты по оси движения уровнеме-
ров. При рассмотрении распределения материалов в процессе за-
грузки (раздел 8.3) было показано (см. рис. 8.4, б), что с увеличе-
нием высоты падения кусков гребень шихтовых материалов
приближается к стенкам колошника и, наоборот, при уменьше-
нии высоты падения удаляется от стенок. Следовательно, изме-
няя высоту уровня засыпи в допустимых пределах, можно управ-
лять распределением шихтовых материалов. В тех случаях, ког-
288
да гребень приближен к стенке, количество газа, проходящего
через периферийный участок, мало, а содержание СО2 в газе у
стенок высокое. Когда гребень удален от стенки, количество га-
за в периферии больше, а содержание СО2 в нем - меньше.
Влияние массы подачи. Распределение материалов при боль-
шой и малой подачах показано на рис. 8.19. В обоих случаях руд-
ная часть, имеющая угол откоса больше угла откоса кокса, рас-
полагается на поверхности ранее загруженных материалов с об-
разованием гребня, на оба ската которого откатываются более
крупные куски. При большой подаче масса и объем агломерата
оказываются достаточными, чтобы слой его в центре печи был
сравнительно толстым. При малой подаче толщина слоя агломе-
рата в центре печи уменьшается и рудные материалы сосредота-
чиваются на периферии, а кокс в центре печи. При определен-
ных величинах подач рудные материалы могут вообще не дости-
гать осевой зоны печи. При большой подаче относительное ко-
личество рудных материалов на периферии уменьшается, а в
центральной зоне увеличивается. Поэтому при малой подаче га-
зопроницаемость столба шихты на периферии понижается, а в
центре повышается, что вызывает затруднения в движении газа
у стенок и развитие осевого потока газов. Увеличение подачи
повышает газопроницаемость периферийной части шихты и по-
нижает ее в осевой зоне, соответственно усиливая поток газов у
стен и ограничивая его в осевой части столба шихты.
Определить оптимальную величину подачи теоретически в
настоящее время не представляется возможным, ее находят
опытным путем. Величина подачи, при которой достигаются ра-
циональное распределение материалов и газов и наилучшие по-
казатели работы печи, принимается за оптимальную и сохраняет-
ся на длительное время работы печи неизменной. В зависимости
от размера доменных печей и условий их работы величина коксо-
вой подачи на различных заводах изменяется от 3,5 до 15,0 т.
Влияние порядка загрузки материалов. Как уже отмечалось,
в доменную печь шихта загружается подачами, представляющи-
ми собой навески железорудного материала, кокса, известняка,
взятые в массовом соотношении согласно расчету шихты.
При одинаковом составе подачи входящие в нее материалы
могут набираться на большой конус и опускаться в печь в раз-
личной последовательности. В зависимости от последовательно-
сти набора материалов на большой конус и опускания их в печь
различается несколько способов (или порядков загрузки).
289
Подача может быть совместной, когда все компоненты за-
гружаются в печь за одно опускание большого конуса; раздель-
ной, когда рудная часть шихты (например агломерат и извест-
няк) опускается в печь в один прием, а кокс - в другой; расщеп-
ленной, когда подача опускается в два приема, но в каждой полу-
подаче имеются и кокс, и рудные материалы. Различные подачи
имеют свою систему записи, например РРКК4, (совместная пода-
ча), PPxLkkJ/ (раздельная подача), PKK>LPPKX (расщепленная
подача). Подача может быть четырех-, пяти- или шестискипо-
вой. Очередность следования материалов в скипах подачи, коли-
чество скипов в подаче и ритм работы большого конуса называ-
ют порядком загрузки.
Прямым порядком загрузки называют такую очередность
следования скипов при наборе подачи, при которой на конус пер-
выми загружаются скипы с рудным материалом (РРКК). Когда
скипы с коксом следуют первыми (ККРР), такой порядок загруз-
ки называют обратным. Кроме того, при работе печи на раз-
дельной или расщепленной подаче возможны два варианта рабо-
ты большого конуса: а) опускание полуподач от установленного
уровня засыпи и б) опускание первой полуподачи от установлен-
ного уровня, а второй - следом. Поскольку при нормальной ра-
боте печи столб материалов у стен опускается с большей скоро-
стью, чем у оси, поверхность материалов перед загрузкой более
пологая, чем после загрузки. Поэтому в первом случае вторая
полуподача ссыпается в печь через больший промежуток време-
ни и располагается на более изменившейся поверхности засыпи,
чем при загрузке “следом”.
При указанном соотношении скоростей движения шихты в
центре и на периферии за время паузы между опусканиями
смежных подач поверхность засыпи приближается к горизон-
тальной. Поэтому прямой порядок загрузки сосредоточивает на
периферии больше рудной части шихты (т. е. загружает ее) и
разгружает центр. Обратный порядок загрузки загружает центр
и разгружает периферию. Прямой и обратный порядки загрузки
являются крайними мерами воздействия на распределение ших-
ты и газов, обычно же применяются промежуточные порядки
загрузки типа KPKP-L, РККРХ, РКРКХ и др.
Управление распределением шихты и газов с помощью изме-
нения порядка загрузки получило самое широкое распростране-
ние по сравнению с другими мерами воздействия, например из-
менением уровня засыпи или массы подачи. Изменением поряд-
290
ка загрузки можно как угодно гибко управлять распределением
газов по сечению печи.
В последнее время получили распространение цикличные си-
стемы загрузки. Цикл загрузки состоит из нескольких подач, на-
пример из двух подач типа РРККф и трех подач КРРК-1. Это вы-
звано стремлением достичь оптимального распределения шихты
и газов как по сечению, так и по окружности печи, когда желе-
зорудная часть шихты состоит из нескольких видов руды или аг-
ломерата.
8.9. РАСПРЕДЕЛЕНИЕ МАТЕРИАЛОВ ПО ОКРУЖНОСТИ
КОЛОШНИКА
Шихтовые материалы загружаются в приемную воронку за-
сыпного аппарата двумя скипами, перемещающимися парал-
лельно по сторонам от оси наклонного моста. В приемной во-
ронке при этом происходит неравномерное распределение ших-
ты по количеству и кусковатости (рис. 8.20). Со стороны подъ-
емника образуется более толстый слой шихты с сосредоточени-
ем мелких фракций в вершине гребня; на противоположной же
стороне приемной воронки шихта располагается слоем меньшей
толщины, состоящим преимущест-
венно из крупных кусков. При рас-
положении гребня у стенки ворон-
ки неравномерность максимальная
(случай а), с приближением гребня
к оси неравномерность уменьшает-
ся (случаи бив). Неравномерность
распределения шихты, возникаю-
щая в приемной воронке, в значи-
тельной мере сохраняется при за-
грузке ее на большой конус и в
печь. Если не принимать специаль-
ных мер для выравнивания распре-
деления материалов по окружнос-
ти колошника, то одна сторона пе-
чи будет постоянно загружаться
мелкой шихтой и более толстыми
Рис. 8.20. Характер распределения матери-
алов в воронке малого конуса
291
слоями, а противоположная сторона - крупными кусками и ме-
нее толстыми слоями. Такая загрузка приведет к нарушению оп-
тимального распределения шихты и газа по сечению печи вслед-
ствие перераспределения количества газов по секторам печи со-
ответственно их сопротивлениям. В секторе с мелкой шихтой
пройдет мало газа, а шихта будет плохо прогретой и восстанов-
ленной. Противоположный сектор газы будут покидать с высо-
кой температурой и плохим использованием восстановленной
способности.
В применяемых в настоящее время засыпных аппаратах (см.
рис. 8.4, а) возникающую в воронке малого конуса неравномер-
ность распределения материалов устраняют с помощью враща-
ющегося распределителя шихты. Он позволяет в строгой после-
довательности равномерно перемещать по окружности печи гре-
бень материалов и место сосредоточения мелких и крупных
фракций. Автоматическая система управления работой вращаю-
щегося распределителя (программа работы) настроена так, что
угол вращения воронки малого конуса постоянен для всех загру-
жаемых скипов данной подачи и последовательно изменяется на
постоянную величину от одной подачи к следующей.
Рассмотрим загрузку печи при 6 станциях (остановках) вра-
щения распределителя шихты, т. е. через каждые 60° поворота.
Все скипы с шихтой первой подачи загружают на большой конус
без вращения распределителя шихты, поэтому гребень материа-
лов, обозначенный знаком +1 на рис. 8.21, располагается в печи
Ось подъемника
со стороны скипового подъем-
ника, а крупные фракции, обо-
значенные знаком -1, распола-
гаются с противоположной
стороны. При загрузке на боль-
шой конус второй подачи ших-
ту каждого скипа, набранную в
приемную воронку, вместе с
воронкой и малым конусом пе-
ред опусканием на большой ко-
нус поворачивают против часо-
вой стрелки на 60°, т. е. нерав-
Рис. 8.21. Схема вращения воронки ма-
лого конуса и распределения материа-
лов на колошнике при работе распре-
делителя на шесть станций
292
номерность второй подачи смещают на большом конусе и в пе-
чи по отношению к неравномерности первой подачи на угол 60°
(+2, -2). При наборе третьей подачи вращение воронки с матери-
алом каждого скипа этой подачи перед загрузкой на большой
конус производят на угол 120°. Неравномерность третьей пода-
чи на большом конусе и в печи уже будет смещена на угол 120°
по отношению к неравномерности первой подачи и на угол 60°
по отношению к неравномерности второй подачи (+3, -3). Чет-
вертую подачу набирают после поворота воронки с материалом
каждого скипа на угол 180° (+4, -4), а пятую и шестую - соответ-
ственно на углы 240 и 300° или для уменьшения пути пробега ме-
ханизмов на 120 и 60° по часовой стрелке (+5, -5) и (+6, -6). Ше-
стой подачей замкнулся первый виток вращения. При наборе
седьмой подачи повторяется неравномерность распределения
первой подачи предыдущего витка.
Таким образом, благодаря применению вращающегося рас-
пределителя неравномерность, образующаяся в воронке малого
конуса, по высоте печи располагается в виде спирали. Образует-
ся “винтовая” загрузка, обеспечивающая равномерную газопро-
ницаемость по окружности доменной печи. При необходимости
выравнивания кругового распределения материалов программа
работы вращающегося распределителя может изменяться в
нужном направлении. Например, число станций вращения мо-
жет быть равным 4, 8, 12 и 24. В практике наиболее часто при-
меняют число станций вращения распределителя, равное 6.
Однако засыпной аппарат такой конструкции не обеспечивает
идеального распределения материалов по окружности печи вслед-
ствие смещения гребня материалов на 15-25° относительно осей
подъемника и печи вправо или влево в зависимости от того, каким
скипом (правым или левым) загружается порция материалов.
Для улучшения распределения материалов по окружности
было предложено и испытано несколько новых конструкций за-
сыпных аппаратов, не получивших, однако, широкого распрост-
ранения.
В работающей печи распределение материалов и газов по
окружности определяется по температуре и составу газов, дви-
жущихся в разных секторах столба шихты. Для этого на разных
горизонтах равномерно по окружности в кладке шахты на оди-
наковом расстоянии от стенки, а на верхнем горизонте (под
уровнем засыпи) заподлицо с кладкой устанавливают по не-
скольку термопар (4-8 на каждом горизонте).
293
При равномерном распределении материалов и газов по ок-
ружности, показания термопар почти одинаковы. Повышение
температуры в каком-либо секторе свидетельствует об усилении
здесь газового потока, а понижение температуры укажет на ос-
лабление движения газов вдоль стен в этом секторе.
О характере распределения материалов и газов по окружно-
сти доменной печи можно судить также по содержанию диокси-
да углерода в газе у стен. При равномерном распределении со-
держание СО2 в газе отдельных секторов печи у стенок практи-
чески одинаково. Повышение же концентрации СО2 в каком-ли-
бо секторе указывает на понижение газопроницаемости матери-
алов и ослабление движения здесь газов, а понижение содержа-
ния СО2 - на повышение газопроницаемости и усиление движе-
ния газов.
О распределении материалов и газов по окружности печи
приближенно можно судить также по температуре газа в газоот-
водах, расположенных над четырьмя равными секторами печи.
Наиболее достоверное суждение о распределении материалов и
газов можно иметь при комплексном рассмотрении нескольких
признаков и показателей.
Таким образом, управление загрузкой шихтовых материалов
представляет сложную задачу. Тем не менее главные ее факто-
ры в настоящее время изучены и четко установлены, что позво-
ляет управлять загрузкой с помощью автоматизированных сис-
тем.
ГЛАВА
9
МЕТОДЫ ИНТЕНСИФИКАЦИИ
ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
Как показано выше, производительность доменной печи оп-
ределяется интенсивностью ее работы, т. е. количеством кисло-
рода (воздуха), подаваемого в единицу времени на сжигание угле-
рода кокса у фурм, и удельным расходом кокса (см. 8.11). В свя-
зи с этим все меры, направленные на снижение удельного расхо-
да кокса и не сопровождающиеся снижением интенсивности ра-
боты печи, т. е. скорости его сжигания, позволяют повысить ее
производительность. В общем виде зависимость производитель-
ности печи и удельного расхода кокса от количества дутья, по-
ступающего в горн в единицу времени, показана на рис. 9.1. По
мере увеличения степени форсирования хода печи дутьем мини-
мальный удельный расход кокса £min достигается при меньшем
расходе дутья, чем максимальная производительность печи Ртал.
Следовательно, максимальная производительность может быть
получена при некотором увеличении расхода кокса, а минималь-
ный расход кокса - при некотором уменьшении производитель-
ности печи. Но во всех случаях расход дутья не должен быть
меньше количества соответствующего получению мини-
мального расхода кокса £min, и больше количества V„max, соответ-
ствующего получению максимальной производительности Ртах.
Заштрихованная на рис. 9.1 область соответствует оптимальной
степени форсировки хода печи количеством дутья. Расход дутья
меньше rain вызовет умень-
шение производительности и
увеличение удельного расхо-
да кокса вследствие ухудше-
ния распределения газового
потока и использования его
тепловой и восстановитель- <
Рис. 9.1. Изменение производитель-
ности доменной печи (Р) и удельно-
го расхода кокса (Л) с изменением
количества дутья (Уд)
295
ной способностей. Расход дутья больше Vn max также вызовет
уменьшение производительности и увеличение расхода кокса из-
за нарушения ровного схода шихты. В производственных усло-
виях оптимальное количество дутья в пределах Уя min-Vn max уста-
навливают опытным путем. Колебания в расходе дутья в этих
пределах составляют 5-8 %.
Доменный процесс и доменное производство всегда развива-
лись благодаря применению новых и совершенствованию суще-
ствующих методов интенсификации. Наибольшее развитие ин-
тенсификации отмечено в послевоенные десятилетия. Напри-
мер, за период с 1965 по 1985 г. (20 лет) удельная производи-
тельность доменных печей бывшего СССР возросла с 1,49 до
2,50 т/(м3-сут), а удельный расход кокса снизился с 644 до 400 кг/т
чугуна (передельного). Этому способствовал ряд факторов: раз-
витие процессов подготовки шихты (обогащение руд, агломера-
ция, производство окатышей), внедрение подачи природного га-
за и обогащения дутья кислородом, более высокий его нагрев,
повышение давления в рабочем пространстве доменной печи,
повышение квалификации рабочих и ИТР, совершенствование
конструкций и оборудования доменных печей, увеличение их
объема, повышение уровня механизации и автоматизации техно-
логического процесса и производства в целом и др.
Ниже рассмотрены основные методы интенсификации до-
менного процесса и снижения удельного расхода кокса, а также
перспективы их развития.
9.1.	ПОВЫШЕНИЕ ГАЗОПРОНИЦАЕМОСТИ
ШИХТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
Основным направлением повышения производительности
доменных печей является увеличение степени форсировки ее ра-
боты, т. е. увеличение расхода дутья в единицу времени. Однако
чтобы получить при этом повышение производительности печи,
необходимо избежать увеличения удельного расхода кокса. Как
показано раньше, чтобы сохранить неизменность удельного рас-
хода кокса при форсировке доменного процесса, надо соблюдать
условия ровного схода шихты.
Однако само по себе увеличение расхода дутья, главное сред-
ство форсировки доменного процесса, приводит к нарушению
ровного схода шихты, так как при возрастании расхода дутья ра-
стут скорости движения газа в печи и перепад его давления.
296
Рис. 9.2. Изменение скоро-
сти движения газа в печи
при повышении температу-
ры дутья — 4 > /д
А для сохранения ров-
ного схода шихты не-
обходимо, как было
рассмотрено ранее,
чтобы перепад давле-
ния в печи не превос-
ходил предельного
значения.
Следовательно, не-
обходимы меры, на-
правленные на воз-
можность вдувания
большего количества
дутья без увеличения
перепада давления в
печи выше предельно-
го. То же можно ска-
зать и о температуре дутья. Повышение температуры дутья вы-
зывает рост температуры газов, а следовательно, его объема,
скорости и вязкости в нижней части печи (рис. 9.2). Это может
нарушить ровный сход шихты. Однако повышение температуры
дутья - одно из эффективных средств снижения удельного рас-
хода кокса. Таким образом, как и при увеличении расхода дутья,
необходимы меры, которые позволили бы повышать температу-
ру дутья без увеличения перепада давления в печи (особенно в ее
нижней определяющей части).
Одной из таких мер является отсев мелочи из шихтовых ма-
териалов. Отсев мелочи, т. е. увеличение dK min, позволяет суще-
ственно увеличить средний размер кусков. Такой мелочью счи-
таются кусочки меньше 5-12 мм. Очевидно, для разных матери-
алов существует и разный размер отсеваемой мелочи. Возмож-
но, для агломерата - это 8-12 мм, а для плотных руд, окатышей
5-8 мм. В Японии оптимальным размером окатышей считают не
12-18 мм, как у нас, а 8-12 мм.
Эти частицы особенно вредны не только тем, что снижают
средний размер кусков, но и тем, что располагаются между круп-
ными кусочками, существенно уменьшая объем пустот между
297
ними. Поэтому отсев мелочи - это одно из важнейших меропри-
ятий по повышению производительности доменной печи. Имен-
но из этих соображений и определяется минимально допустимый
размер кусков рудных материалов.
Снижение содержания фракции
мм в рудных материалах с
ИЕ
20 до 5 % увеличивает производительность печи на 3,0 % и снижа-
ет удельный расход кокса на 3,0 %. А снижение содержания в них
фракции 5-0 мм с 20 до 5 % увеличивает производительность до-
менной печи на 6 % и сокращает удельный расход кокса на 4,5 %.
Существенное влияние на газопроницаемость материалов в
печи, т. е. перепад давления в ней, оказывает распределение ма-
териалов и газов по ее сечению.
Безусловно, равномерное распределение позволяет достичь
максимальной в данных условиях восстановимости железоруд-
ных материалов и получить минимальные затраты тепла (дтре) и
углерода (CnBFe) на прямое восстановление железа. Однако ин-
тенсивность работы печи в этом случае будет низкой, как и про-
изводительность печи, а удельные потери тепла во внешнее про-
странство и с охлаждающей водой (<?„) будут большими.
Необходимо подбирать такое распределение материалов и га-
зов по сечению печи, чтобы печь работала достаточно интенсивно
при высокой степени косвенного восстановления, чтобы суммы за-
трат тепла и углерода на прямое восстановление и потерь тепла
(^пвРе + Qn + были минимальными (точнее, CnBFe + С„ + С^).
В связи с этим на практике приходится отступать от равно-
мерности распределения материалов и газов по сечению печи не
только в ее осевой части (что делается, как известно, для прогре-
ва осевой части горна), но и на периферии. ДСО2п является функ-
цией газопроницаемости рудных материалов, содержания в них
мелочи, среднего размера их кусков, т. е. ДСО2п = <р04).
Таким образом, отсев мелочи из шихтовых материалов поз-
воляет не только интенсифицировать работу печи, но и при до-
статочно высокой интенсивности ее равномернее распределять
материалы и газы по сечению печи и достигать более высокой
восстановимости железорудных материалов в печи, а также сте-
пени использования восстановительной и тепловой способнос-
тей газов.
Второй группой мер по повышению производительности пе-
чи можно считать меры по усилению прочности шихтовых мате-
риалов. Чем прочнее они будут, тем меньше образуется мелочи
при загрузке их в печь. Имея прочные шихтовые материалы,
298
можно вдувать в печь большее количество дутья, не нарушая
ровного схода шихты в ней.
Очень большое значение имеют размер кусков и прочность
кокса. Применение крупного и прочного кокса позволяет суще-
ственно повысить газопроницаемость нижней части печи.
Увеличение барабанной пробы (по Сундгрену) от 300 до 340 кг
увеличивает производительность доменной печи на 5,0 % и сни-
жает удельный расход кокса на 3,4 %.
Следующей группой мероприятий по форсировке доменных
печей и доменного процесса следует считать уменьшение выхо-
да шлака, а также подбор шлака с минимальной вязкостью, как
показано выше, что позволяет увеличить объем межкусковых
пустот в нижней, обычно определяющей, части печи.
Уменьшение выхода шлака связано с содержанием железа в
железорудных материалах, загружаемых в доменную печь, и с их
основностью, т. е. расходом флюса. Повышение содержания же-
леза в настоящее время достигается путем глубокого обогаще-
ния железных руд и является очень сильным фактором интенси-
фикации доменного процесса и снижения удельного расхода кок-
са. Причем это происходит не только за счет улучшения газоди-
намики нижней зоны печи, но и за счет снижения расхода тепла
по статье qm - тепло, уносимое шлаком, т. е. на расплавление и
нагрев шлака до температуры выпуска.
Повышение содержания железа в полностью окускованной и
офлюсованной шихте (рудной части шихты) от 50 до 56 % увели-
чивает производительность печи на 12,6 %, а удельный расход
кокса снижает на 7,2 %.
Существенное значение имеет температура, при которой
происходит образование первичного шлака. Чем она выше, тем
меньше высота той части печи, где образуются и стекают рас-
плавы, т. е. части печи с пониженной газопроницаемостью. Сле-
довательно, большое значение с точки зрения возможности
форсировки печи имеет выбор первичных шлаков с относитель-
но высокой температурой плавления.
9.2.	ПОВЫШЕНИЕ ДАВЛЕНИЯ ГАЗА В РАБОЧЕМ
ПРОСТРАНСТВЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Весьма эффективным средством интенсификации доменного
процесса является повышение давления газа в печи. Это проис-
ходит при увеличении сопротивления в газоотводящем тракте.
299
Самый простой способ повышения сопротивления - установка в
нем дросселей и прикрывание их.
Нормальным давлением на колошнике печи можно считать
примерно 1,1 ата. Такого давления достаточно, чтобы газ из до-
менной печи прошел газоочистку и по газовой сети дошел до по-
требителя, т. е. котлов ТЭЦ, мартеновских печей, нагреватель-
ных печей прокатных цехов и т. п.
Повышение давления у фурм без изменения массового коли-
чества дутья с РД1 до Рд2 уменьшает его объем пропорционально
отношению Рд2:РД1, в соответствии с чем понижаются скорость
газа и перепад давления газов между горном и колошником АР.
При постоянном массовом расходе дутья потеря напора при дви-
жении газа через столб шихтовых материалов приблизительно
обратно пропорциональна давлению газа.
При предельно допустимом перепаде давлений в печи
120-160 кПа и давлении на колошнике ПО кПа давление дутья
составляет 230-270 кПа. Среднее давление газа в печи равно
(110 + 230)/2 -(110 + 270)/2 = 170-190 кПа.
В настоящее время большинство доменных печей работает с
давлением на колошнике 250-310 кПа. Давление дутья в этом
случае составляет 370-470 кПа. Среднее давление в печи при
этом 310-390 кПа, т. е. почти в 2 раза выше. В этом случае в до-
менную печь можно подать почти в 2 раза больше дутья (по мас-
се), сохраняя скорость газа, а следовательно, и перепад давления
в печи на прежнем уровне, т. е. не нарушая ровного схода шихты.
Если определяющей зоной является нижняя часть печи, то воз-
можное увеличение расхода дутья будет меньше, если верхняя
часть, то расход дутья можно увеличить еще более. Поэтому рост
интенсивности будет определяться тем, где находится определя-
ющая зона. При переходе с низкого давления на высокое в верх-
ней части печи возможное увеличение расхода дутья возрастает
250-310 о а _ Q	м	370-470 , ,
в ——— = 2,3-2,8 раза, а в нижнеи части - в —— =1,6 раза.
ПО	F	230-270 н
Таким образом, если определяющая зона вверху, то при повыше-
нии давления газа в печи имеют место значительное увеличение
интенсивности и рост производительности. При нахождении оп-
ределяющей зоны внизу увеличение значительно меньше.
Следует иметь в виду, что при повышении давления газа в пе-
чи определяющая зона может переместиться из верхней части пе-
чи в нижнюю. Таким образом, повышение давления газа в печи -
эффективнейшее средство форсировки доменного процесса.
300
В настоящее время в газопроводах вместо дроссельной груп-
пы устанавливают газовые (расширительные) турбины, кото-
рые создают необходимое сопротивление для газа (как и дроссе-
ли) и утилизируют избыточную энергию сжатого доменного га-
за, вырабатывая электроэнергию, что снижает затраты на про-
изводство чугуна. Такие турбины установлены, например, на
двух печах Череповецкого металлургического комбината полез-
ным объемом 2000 и 2700 м3, работающих с давлением на ко-
лошнике ~ 300 кПа.
Эффективность повышения давления газов в зависимости от
условий работы печи и величины давления разная. При повыше-
нии давления газов на колошнике до 160-180 кПа производи-
тельность доменной печи возрастает на 5-10 %, а расход кокса
снижается на 2-5 %, вынос пыли сокращается на 35-50 % (за
счет снижения скорости газа).
Повышение давления на колошнике с 200 до 250 кПа (на Че-
реповецком металлургическом комбинате) сопровождалось рос-
том производительности печи на 1-2 % и снижением расхода кок-
са на 0,5-1,0 % на каждые 100 кПа повышения давления на ко-
лошнике. При дальнейшем повышении давления до 275 кПа на
этом же комбинате на каждые 100 кПа производительность рос-
ла на столько же, а расход кокса снижался значительно меньше.
Опыт работы доменных печей с высоким давлением газов на
колошнике свидетельствует о целесообразности дальнейшего
повышения давления до 345 кПа и выше. Недостатком примене-
ния повышенного давления является понижение стойкости обо-
рудования, особенно засыпных аппаратов. Выносимая из печи
пыль вызывает абразивный износ в местах контакта большого
конуса и чаши в момент открывания и закрывания, когда через
малые щели запыленный газ проходит с большой скоростью.
При повышенном давлении с колошниковым газом теряется
большое количество энергии в дроссельной группе, если не уста-
новлены турбины для ее утилизации.
9.3.	НАГРЕВ ДУТЬЯ И ЕГО ЗНАЧЕНИЕ
Первые исследования нагрева дутья относятся к концу XVIII в.
В 1828 г. Нельсон (Шотландия) получил патент на нагрев дутья
в воздухонагревателе, а в 1829 г. применил горячее дутье на за-
воде Клайд (Шотландия). Тепло дутья заменило тепло, выделяю-
щееся при горении топлива у фурм, что позволило сэкономить
301
его расход. В результате нагрева воздуха до 149 °C расход топли-
ва (каменного угля, применявшегося в доменной плавке) снизил-
ся с 8,06 до 5,16 т/т чугуна, т. е. на 36 % при увеличении произво-
дительности доменной печи с 15,7 до 23 т/сут, т. е. на 46,5 %. При
этом на нагрев воздуха затрачивалось топлива всего 0,4 т/т чугу-
на, в несколько раз меньше, чем сэкономлено в доменной плав-
ке. Как видно, уже первый опыт использования нагрева дутья
показал, что дутье, нагретое до подачи в доменную печь, позво-
ляет снизить расход тепла в печи больше, чем оно само вносит и
чем затрачено на его нагрев. Причины этого рассмотрим ниже.
Из-за высокой эффективности нагретое дутье очень быстро
получило широкое распространение. Нагрев дутья на отдельных
печах до 150-370 °C вызвал экономию топлива (древесного угля,
кокса, каменного угля) на 20-40 % и увеличение производитель-
ности доменных печей до 40 %. Никакое другое мероприятие за
все время существования доменного производства не приводило
к такому резкому снижению удельного расхода топлива, как на-
грев дутья. В 1832 г. (в Англии) впервые для нагрева дутья ис-
пользовали неочищенный колошниковый газ.
Увеличение производительности доменных печей было свя-
зано с ростом рудной нагрузки из-за вывода части кокса при на-
греве дутья из подачи. М. А. Павлов указывал по этому поводу,
что если мощность воздуходувных средств достаточна (для уве-
личения количества подаваемого в единицу времени дутья), то
доменная печь, получая ту же массу дутья, выплавляет чугуна
больше на столько, на сколько увеличилась сыпь (рудная нагруз-
ка) в колошу, и в процентах производительность возрастает
на столько же, на сколько уменьшился расход горючего. Эта за-
кономерность соблюдается во всех случаях, она вытекает из фор-
мулы
т. е. производительность доменной печи обратно
пропорциональна удельному расходу кокса (k).
Первые попытки объяснить влияние нагрева дутья сделаны
Л. Беллом, Л. Грюнером и Р. Оккерманом и относятся к 70-м го-
дам XIX в. Большой вклад в научное объяснение этого факта
внесли М. А. Павлов, А. Д. Готлиб и другие советские теорети-
ки доменного дела. В настоящее время в этом вопросе есть пол-
ная ясность.
Высокая эффективность применения горячего дутья связана
с тем, что тепло, вносимое нагретым дутьем, усваивается в печи
полностью, так как не сопровождается образованием газа, вно-
302
сится непосредственно в горн и расходуется в нижней же части
печи. Это тепло не может быть потеряно с колошниковыми га-
зами, поскольку не сопровождается увеличением количества га-
зов и не влияет на температуру колошниковых газов. Более то-
го, при повышении температуры дутья уменьшаются расход топ-
лива и количество горновых газов. Все это вытекает из рассмо-
тренных ранее закономерностей.
Дутье, будучи нагретым, вносит в доменную печь значитель-
ное количество тепла, и в связи с этим можно сократить на соот-
ветствующую величину расход кокса. Количество тепла, вноси-
мого дутьем, можно определить из рассмотренного выше урав-
нения
<7Д = Удо-Сд-Гд-Сф = кДж/т чугуна, (9.1)
где Уд = Удо’Сф (Уд0 - количество дутья для сжигания 1 кг Сф кок-
са). Эта статья прихода тепла непосредственно связана с прихо-
дом тепла за счет горения кокса (дф). Количество тепла, выделя-
ющегося при горении кокса, равно
<7ф = Огор-Сф.	(9.2)
Как видно из уравнений (9.1) и (9.2), обе статьи зависят от ко-
личества углерода, сгорающего у фурм (Сф). Поэтому приход
тепла по этим статьям можно представить в виде уравнения
*7ф + Яц ~ (Crop + ^дО‘Сд‘^д)Сф,	(9.3)
а количество углерода, который необходимо сжечь у фурм, - в
виде уравнения
^ZiieFe ' ^?пвп ‘ Ян ' • • • ' Яп *7кпг Я кв ЯшО ^ргвСО *7ших
(9.4)
где Vrcr-tK - потери с колошниковым газом той части его, которая
образуется при горении углерода у фурм, т. е. пропорциональна
Сф, а знаменатель, т. е. выражение Qmp + Удо Сд-/д - Уг сгА = Яс ~
теплоотдача углерода, сгорающего у фурм.
Из этого уравнения видно, что чем выше температура дутья,
тем меньше углерода необходимо сжигать у фурм печи.
Однако на нагрев дутья тоже надо затратить топливо, при
этом в воздухонагревателях не все полученное при сжигании
303.
топлива тепло получит дутье, а только часть его. Воздухонагре-
ватели имеют какой-то коэффициент полезного действия, мень-
ший единицы. Часть тепла теряется. Возникает вопрос: почему
же выгоднее тратить топливо на нагрев дутья, а не сжигать его
в печи? Дело в том, что топливо в доменных печах и в воздухо-
нагревателях горит по-разному. Как уже отмечалось, одна из
главных задач доменной печи - восстановление железа. Поэто-
му в результате горения помимо тепла необходимо получить газ-
восстановитель (СО). В связи с этим горение в доменной печи да-
ет сравнительно немного тепла по реакции
С + 0,5О2 = СО + 9,810 МДж/кг С.
(9.5)
Воздухонагреватели существуют ради другой задачи. В них
необходимо получить как можно больше тепла. Продуктом го-
рения должен быть СО2. Поэтому в воздухонагревателях топли-
во сжигают до СО2, получая чуть ли не в 3,5 раза больше тепла:
С + О2 = СО2 + 33,400 МДж/кг С.
(9.6)
Даже если воздухонагреватели отапливать коксом, то и тог-
да можно получить немалый эффект.
В действительности же для отопления воздухонагревателей
нет нужды использовать дорогое и дефицитное топливо - кокс.
Их можно отапливать доменным газом, полученным в самих до-
менных печах. Однако находящийся в газе в виде СО углерод и в
этом случае, сгорая, дает тепла почти в 2,5 раза больше, чем уг-
лерод, сгорающий в печи:
С + 0,5О2 = СО2 + 23,500 МДж/кг С.
(9.7)
Помимо того, при подаче в печь нагретого дутья уменьшают-
ся затраты тепла на получение чугуна. Это связано прежде все-
го с уменьшением количества углерода, сгорающего на фурмах.
С уменьшением расхода кокса уменьшается количество вноси-
мой им золы и флюса, необходимого для ее ошлакования. Кро-
ме того, меньше становится и количество серы, вносимой в до-
менную печь коксом. Если в качестве флюса загружается изве-
стняк, то сокращаются затраты тепла на его разложение (<7рк).
Уменьшаются выход шлака и количество уносимого им тепла
(</ш). Количество газа, образующегося на 1 т чугуна, становится
меньше. Это ведет к снижению температур в средних и верхних
горизонтах печи и к падению тепловых потерь с колошниковым
304
Температура, °C
Рис. 9.3. Изменение теплоемкостей потоков и температур материалов и газов
по высоте печи при увеличении температуры дутья (штриховые линии)
газом. Снижение удельного расхода кокса приводит к росту про-
изводительности доменных печей. При этом снижаются и поте-
ри тепла доменной печью на тонну чугуна.
Из рассмотренных ранее уравнений теплового баланса зоны
горения видно, что температура дутья оказывает существенное
влияние на температуру горения. Эта зависимость имеет вид
т. е. /ф = А + Bta,
(9.8)
где А =
Данная зависимость имеет прямолинейный характер. Из нее
следует, что при повышении температуры дутья на 100 К темпе-
ратура горения (?ф) повышается на 83 К. В связи с этим в нижней
части печи температуры возрастают (штриховые линии на
рис. 9.3). Возрастает (Гф > Гф). Из теплового баланса нижней
305
ступени теплообмена можно получить зависимость температу-
ры продуктов плавки (/„) от температуры горения:
('Ф - t0)W” = (t„ - Г0Ж ср,
отсюда
_ /	\ И?
*п-^ф	+‘о-
^мср
(9.9)
Следовательно, с ростом температуры дутья растут температу-
ра горения и температура продуктов плавки. Но поскольку с рос-
том температуры чугуна и шлака увеличивается степень восста-
новления кремния, будет получен более кремнистый чугун, чем за-
дано. При температуре дутья f' > tn уравнение (9.9) примет вид
t'n -	*о)
и;"
^мср
(9.10)
+ ^0»
где & > Гф и t'n > /п. Чтобы сохранить температуру продуктов
плавки, а следовательно, и состав чугуна прежними, необходимо
уменьшить теплоемкость газового потока:
TV'h _ L1---fo.UZH
г “ t	tf ггмср*
1ф *0
(9.11)
Поскольку теплоемкость газового потока пропорциональна
расходу углерода, сгорающего у фурм,
Жг = Vrcr = Сф-Ую-сг,	(9.12)
то необходимо уменьшить расход кокса, что приведет к умень-
шению количества углерода, сгорающего у фурм:
Сф =	- [С] - Спв.	(9.13)
Необходимый расход углерода, сгорающего у фурм, можно
найти, пользуясь уравнениями (9.11) и (9.12):
(9.14)
306
При сокращении расхода Сф снизятся теплоемкость газового
потока и t0 (см. рис. 9.3). При этом температуры в печи будут ме-
няться так, как показано штриховыми линиями, т. е. в средней и
верхней частях печи они снизятся.
Снижение температур в верхней части печи следует также из
теплового баланса верхней ступени теплообмена:
('о - UW? ср = ('о -	с₽;	(9-15)
1Ув
ггмср
гг гср
Так как < /0 и УИ'вср < то 4 <
Уменьшение количества колошниковых газов (Vr = Сф-У^), а
также их температуры приводит к уменьшению количества теп-
ла, уносимого колошниковым газом (<7КГ). Кроме того, посколь-
ку уменьшается количество углерода, сгорающего у фурм, то со-
кращаются и количество подаваемого на 1 т чугуна дутья, коли-
чество вносимой им влаги и меньше затраты тепла на ее разло-
жение <7рвд).
Таким образом, повышение температуры дутья не только
обеспечивает увеличение прихода тепла с дутьем (<?д), но и спо-
собствует сокращению затрат тепла на производство чугуна за
счет количества тепла, уносимого колошниковым газом (qKr) и
шлаком (<7Ш), а в случае использования известняка - снижению
затрат тепла на его разложение (<?рк), а также затрат тепла на
разложение влаги дутья (<7рвд).
Особенностью применения нагретого дутья является и то,
что при повышении его нагрева каждая следующая сотня граду-
сов дает меньший Эффект, чем предыдущая, т. е. эффект затуха-
ет. Графически эта зависимость представлена на рис. 9.4.
Считается, что причина
снижения экономии кокса с
повышением температуры на-
грева дутья заключается в
уменьшении расхода дутья и
связана с уменьшением расхо-
Рис. 9.4. Изменение удельного расхо-
да кокса при повышении температу-
ры дутья
Температура дутья, °C
307
да кокса, а следовательно, и в уменьшении количества тепла, ко-
торое оно дополнительно вносит при одинаковом увеличении
его нагрева:

(9.16)
М. А. Павлов предложил для определения экономии кокса от
применения нагретого дутья формулу
— А0расх
^расх
(9.17)
где Д<7д - тепло, вносимое дополнительно более нагретым дуть-
ем; ДСрасх - сокращение расхода тепла при переходе на нагретое
дутье (Д(2расх Д^7рк Д^шл +	+ ^Урвд + Д?п*’ ), Kq теп-
ла в доменной печи.
Чем экономнее расходуется в доменной печи тепло (KG), тем
меньше экономия кокса при повышении нагрева дутья.
М. А. Павлов считал, что экономия кокса с повышением на-
грева дутья уменьшается потому, что некоторая часть величин
Д<7 в рассматриваемой сумме с ростом нагрева дутья имеет отри-
цательный знак, увеличиваются, например, потери тепла через
фурмы, т. е. A<?n, а также степень прямого восстановления желе-
за, кремния и других трудновосстановимых примесей, повыша-
ются температуры чугуна и шлака. В этом случае Д(2раСх стано-
вится меньше нуля и числитель выражения (9.17) А^п±Д<2раСх
уменьшается. Таким образом, повышение температуры дутья
вызывает и увеличение расхода тепла по указанным статьям,
т. е. имеет отрицательные стороны.
Необходимо отметить далее, что повышение нагрева дутья и
температур в горне увеличивает объем, давление и скорость га-
зов в горне, что при определенных значениях температур дутья
(тем более низких, чем ниже качество шихты) вызывает нару-
шение плавного схода шихты, газораспределения и использова-
ния восстановительной способности газов, а это в свою очередь
приводит к росту степени прямого восстановления железа и рас-
хода тепла в печи. Далее, при повышении температуры дутья из-
за увеличения объема (расширение газа при повышении темпе-
ратуры) и скорости газов, увеличивается напряжение газодина-
мической работы в нижней части печи ДР, хотя напряженность
(ДР) газодинамики в верхней части даже несколько понижается.
308
Это выражается в том, что нижний и общий перепады давления
возрастают, а верхний снижается при повышении нагрева дутья,
т. е. нижняя часть печи становится определяющей зоной по пе-
репаду давления при прочих равных условиях плавки (расход ду-
тья, содержание в нем влаги и кислорода, расход природного га-
за, качество шихты, режим ее загрузки и др.).
В связи с этим повышение нагрева дутья и интенсивности
плавки по газу возможно при наличии (до повышения нагрева
дутья) резервов для форсировки хода печи (с точки зрения газо-
динамики) или при применении мер, снижающих температуру
газов в горне (например вдувание природного газа, увеличение
влажности дутья и т. п.). В противном случае повышение нагре-
ва воздуха должно сопровождаться снижением интенсивности
плавки по газу.
Уменьшение количества газов с повышением нагрева ду-
тья на единицу железорудной части шихты вызывает увеличе-
ние в них содержания углекислоты, что при определенных зна-
чениях также может вызвать замедление косвенного восста-
новления и возрастание прямого восстановления rd. Опыт по-
казывает, что для различных условий работы доменных печей
на каждые 100 К увеличения температуры дутья rd возрастает
на 1,5-2,0 %.
Таким образом, общий приход тепла (Д^д в формуле (9.17))
должен быть скорректирован на величину Д0расх, которая может
быть положительной и отрицательной в зависимости от того,
экономия или увеличение расхода тепла в печи превалирует.
При низких температурах дутья и высоком расходе кокса эконо-
мия тепла больше и величина Д(2расх положительна. С возраста-
нием нагрева дутья и понижением расхода кокса расход тепла
увеличивается, и при определенных значениях температуры ду-
тья экономия тепла равна повышению расхода тепла, тогда ве-
личина Д<2расх равна нулю. В случае дальнейшего увеличения на-
грева дутья значение Д<2расх становится отрицательным и по аб-
солютной величине тем большим, чем больше нагрев дутья. При
определенных температурах дутья, различных для разных усло-
вий работы печей, отрицательное значение Д<2расх может при-
близиться к значению первого члена Д<?д, в результате чего эко-
номии кокса от нагрева дутья не будет.
Важнейшими факторами, обеспечивающими наращивание
существующего резерва повышения температуры нагрева дутья,
в послевоенные годы были следующие.
309
1.	Применение увлажненного дутья. Увеличение влаги в ду-
тье на 1 г/м3 позволяет поднять температуру дутья на 9 К. Это
компенсирует затраты тепла на разложение влаги и сохраняет
постоянство температуры в горне.
2.	Замена в шихте неподготовленных, особенно пылеватых,
руд агломератом. С повышением газопроницаемости шихты
увеличение нагрева дутья до определенных более высоких пре-
делов не вызывает нарушения ровного схода шихты.
3.	Замена в шихте обычного агломерата офлюсованным.
При переходе на офлюсованный агломерат из шихты был выве-
ден сырой известняк, сократился расход тепла на разложение
карбонатов в средней зоне печи, который раньше увеличивал
количество углерода Сф. Уменьшение теплопотребности в сред-
ней части доменной печи при выводе известняка обеспечивает
понижение расхода кокса Сф, если недостаток тепла при этом в
нижней зоне будет восполнен теплом нагретого дутья (чтобы
эта зона не стала лимитирующей). При этом температура в гор-
не останется на прежнем уровне. Это обеспечивает реализацию
экономии кокса от вывода сырого флюса.
4.	Применение повышенного давления газа в печи. Из пре-
дыдущего раздела следует, что уменьшение объема и скорости
газа при повышении давления позволяет повысить нагрев дутья
до достижения газами объемов и скоростей, при которых печь
работала при обычном давлении без нарушения ровного схода
шихты и газораспределения.
5.	Вдувание в доменную печь природного газа, коксового га-
за, мазута, угольной пыли. Нагрев и диссоциация содержащихся
в этих добавках веществ увеличивают расход тепла в горне, ком-
пенсировать который можно за счет нагрева дутья до более вы-
сокой температуры. Внедрение в доменное производство этих
добавок к дутью позволило значительно повысить нагрев дутья.
Более того, без нагрева дутья было бы нельзя реализовать воз-
можность снижения расхода кокса от введения этих добавок.
При использовании, например, природного газа без повышения
нагрева дутья снижение расхода кокса было бы намного ниже,
чем с одновременным увеличением температуры дутья.
Эффект от совместного применения повышенной темпера-
туры дутья и углеводородных добавок к дутью больше, чем
сумма эффектов от каждого из интенсификаторов плавки в
отдельности, вследствие усиления положительных и компенса-
ции отрицательных моментов, вызванных отдельными интен-
310
сификаторами. Например, при предельно высокой теоретиче-
ской температуре горения дальнейшее повышение температу-
ры дутья без ввода (или увеличения расхода) углеводородных
добавок к дутью, понижающих теоретическую температуру
горения, вызывает ухудшение теплопередачи в верхней зоне
печи и расстройство ее хода. Ввод или увеличение расхода до-
бавок устраняет это явление. То же можно сказать и об увлаж-
нении дутья, которое также снижает теоретическую темпера-
туру горения.
Наоборот, при предельно низкой теоретической темпера-
туре горения ввод (или увеличение расхода) добавок к дутью,
ухудшающих теплопередачу в нижней зоне (охлаждающих
горн) и условия конверсии углеводородов в фурменной зоне,
без повышения нагрева дутья, повышающего температуру в
горне, становится невозможным. Совместное действие этих
двух интенсификаторов, обеспечивающих оптимизацию тем-
пературного поля и газодинамики процесса в печи, дает допол-
нительный эффект.
Поскольку предельная и экономически оптимальная тем-
пература нагрева дутья для современных условий доменной
плавки (особенно с применением указанных интенсификато-
ров) еще не достигнута, то для получения более высокой эко-
номической выгоды температуру дутья стремятся поднимать и
далее. Это требует совершенствования конструкций и обору-
дования воздухонагревателей, которые уже не обеспечивают
дальнейшего подъема температуры дутья. В настоящее время
многие доменные печи работают с нагревом дутья до
1000-1200 °C, а отдельные - до 1250-1350 °C. На доменной пе-
чи объемом 5000 м3 завода “Криворожсталь” температура ду-
тья составляет 1300 °C. Проектом доменной печи № 5 объе-
мом 5580 м3 Череповецкого металлургического комбината
предусмотрен нагрев до 1400 °C.
Повышение температуры дутья на 100 °C в интервале
1000-1200 °C снижает удельный расход кокса примерно на 3,0 %
и на столько же увеличивает производительность доменной печи.
9.4.	ОБОГАЩЕНИЕ ДУТЬЯ КИСЛОРОДОМ
Следующим мероприятием по интенсификации доменного
процесса является обогащение дутья кислородом. Как показано
в табл. 9.1, при обогащении дутья кислородом существенно
311.
Таблица 9.1
Изменение объема дутья и горновых газов при изменении содержания
кислорода в дутье
Содержание О2 в дутье, доли ед.	Объем дутья, Ию м3/1 кг Сф	Объем горновых газов, Ко м71 кг Сф	УрО УлО
0,21	4,444	5,377	1,21
0,50	1,867	2,800	1,50
0,70	1,333	2,266	1,70
1,0	0,9333	1,867	2,00
уменьшается объем (количество) газа, образующегося при горе-
нии углерода кокса у фурм:

Ко ~ 4(0
М3/кг Сф.
(9.18)
Поэтому при обогащении дутья кислородом значительно со-
кращаются скорости движения газа в печи, а следовательно, и
перепад давления в ней, т. е. при обогащении дутья кислородом
в печь в единицу времени можно подать большее количество
кислорода, не нарушая ровного схода шихты. Другими словами,
обогащая дутье кислородом, можно ускорить движение шихты,
не ускоряя движения газового потока.
Таким образом, обогащение дутья кислородом является так-
же сильнодействующим средством интенсификации доменного
процесса.
Однако, как показано выше, при обогащении дутья кислоро-
дом существенно уменьшается количество образующихся в печи
(У ФУРМ) газов, а следовательно, и теплоемкость газового пото-
ка. Теплоемкость потока материалов при этом практически не
меняется, как не должна меняться и температура продуктов
плавки (иначе изменится их состав).
Существенное сокращение теплоемкости газового потока
приводит к значительному снижению температуры в шахте пе-
чи, в то время как температура в нижней части печи растет, т. е.
в нижней части печи концентрируется жар. Из-за высокой тем-
пературы горения интенсифицируется теплообмен между газом
и шихтой в нижней части печи и газы быстро охлаждаются, а в
шахту печи несут меньше тепла. Рост температуры в нижней ча-
сти печи вызван увеличением температуры горения с повышени-
312
ем концентрации кислорода в дутье. Это видно из уравнения для
теоретической температуры горения
(9.19)
При увеличении концентрации кислорода в дутье и числитель,
и знаменатель этого выражения существенно сокращаются. Одна-
ко если знаменатель может уменьшиться в 2,88 раза (при измене-
нии концентрации О2 с 21 до 100 %), то числитель при этом изме-
нится только в 1,63 раза. Температура горения возрастет почти в
2 раза (с 2120 до 4200 °C). Фактическая температура в фурменной
зоне ниже теоретической из-за более интенсивной теплопередачи
с повышением температуры в зоне горения и усиления восстанови-
мости трудновосстановимых элементов. Но отличаться она будет
не намного. Изменение теплоемкостей потоков газа и материала,
а также температур по высоте печи представлено на рис. 9.5.
Рис. 9.5. Изменение теплоемкости газового потока и температур в печи при
обычном дутье (сплошные линии) и обогащении дутья кислородом (штрихо-
вые линии)
Температура, °C
313
Уменьшение относительного (на единицу кокса) количества
газов и снижение температуры в середине доменной печи приво-
дят при обогащении дутья кислородом, как и при его нагреве, к
снижению температуры колошниковых газов и уменьшению по-
терь тепла с колошниковыми газами. Уменьшение объема газов
вызывает снижение их скорости и перепада давления газов меж-
ду горном и колошником. Поэтому становится возможным при
уменьшении расхода дутья увеличить количество кислорода, по-
даваемого в единицу времени, до достижения перепада давления,
при котором печь работала на обычном дутье, т. е. увеличить ко-
личество сжигаемого в единицу времени кокса и производитель-
ность печи. Однако вследствие повышения температуры в горне
объем газов также возрастает и возрастает возможность тугого
хода, т. е. интенсивность плавки снижается, если обогащение ду-
тья кислородом не сопровождается введением в дутье добавок,
охлаждающих горн (пар, природный газ, мазут, угольная пыль).
Обогащение горновых газов оксидом углерода должно бы
усилить косвенное восстановление, понизить прямое восстановле-
ние и связанный с ним удельный расход кокса. Однако понижение
температуры в верхней половине доменной печи вследствие уси-
ления теплопередачи в ее нижней части вызывает запаздывание
начала косвенного восстановления, и степень его уменьшается.
Поэтому на практике по мере увеличения содержания кислорода
в дутье экономия кокса снижается (рис. 9.6) и при каком-то значе-
нии О^д становится нулевой. При дальнейшем повышении степени
обогащения дутья кислородом расход кокса растет.
При выплавке передельных и литейных чугунов обогащение
дутья до содержания кислорода выше 25-26 % становится неце-
лесообразным, т. е. О2д = 25-26 %.
Возрастание температуры в зонах горения при работе печей
на дутье, обогащенном кислородом, оказывает положительное
влияние на доменный про-
цесс лишь при выплавке
ферросплавов. Повышение
температур и концентрация
“жара” в горне обеспечива-
о2д, %
Рис. 9.6. Характер зависимости
удельного расхода кокса от содер-
жания кислорода в дутье при вы-
плавке передельного чугуна (7)
и ферросплавов (2)
314
ют усиление восстановления трудновосстановимых элементов -
кремния, марганца и др. и облегчают выплавку в доменных пе-
чах ферросилиция и ферромарганца. При выплавке ферроспла-
вов на обогащенном кислородом дутье достигаются также зна-
чительное увеличение производительности доменных печей и
снижение удельного расхода кокса. При возрастании содержа-
ния кислорода в дутье с 21 до 26 % на одном из металлургичес-
ких заводов производительность печи при выплавке ферросили-
ция возросла на 4,5-5,0 % на каждый 1 % повышения содержа-
ния О2 в дутье, а удельный расход кокса понизился на 0,9-1,5 %
на 1 % повышения содержания кислорода.
Уменьшение количества дутья с обогащением его кислоро-
дом вызывает понижение прихода тепла в горн. Поэтому при пе-
реходе на обогащение дутья кислородом необходимо увеличи-
вать его нагрев, что при выплавке передельного чугуна без при-
менения добавок к дутью, понижающих температуру горения,
осуществить не удается, так как и без повышения нагрева темпе-
ратура в зонах горения уже излишне высокая.
Сравнительно высокая стоимость кислорода значительно
влияет на себестоимость чугуна. Если обогащение дутья О2 не
сопровождается снижением удельного расхода кокса, то оно вы-
зывает повышение себестоимости чугуна. Поэтому при произ-
водстве передельных чугунов обогащение дутья О2 не получило
распространения, в то время как ферросплавы в доменных печах
выплавляются лишь на дутье, обогащенном кислородом. Высо-
кая эффективность применения обогащенного кислородом ду-
тья при выплавке передельных чугунов была достигнута при
совместной его подаче с углеводородными добавками в горн до-
менной печи. Это показано ниже.
Рассматривая влияние содержания кислорода в дутье на
температуру горения, надо иметь в виду, что в настоящее вре-
мя кислород подают на всас воздуходувки. Обогащенное кис-
лородом дутье нагревается в воздухонагревателях как обыч-
ное дутье. Однако нагрев и подача дутья, содержащего больше
35 % кислорода, связаны с большими затруднениями. В горя-
чем дутье с повышенным содержанием кислорода начинают
гореть металлы (в том числе железо). Поэтому при работе на
горячем дутье с большим содержанием кислорода быстро вы-
ходят из строя оборудование и арматура воздухонагревателей
и воздухопроводов горячего дутья (клапаны, фланцы колен,
сопел и т. п.).
315
9.5.	УВЛАЖНЕНИЕ ДУТЬЯ
Атмосферный воздух никогда не бывает сухим. Поэтому в
подаваемом в доменную печь дутье всегда содержится опреде-
ленное количество влаги. При высоких температурах в горне пе-
чи влага разлагается с выделением в газовую фазу водорода и
кислорода:
Н2О -» Н2 +0,5 О 2 - 242,802 МДж/кг.	(9.20)
В условиях избытка углерода разложение водяных паров в
горне происходит с образованием водорода и оксида углерода:
Н2О + С -> СО + Н2 - 124,453 МДж/кг,	(9.21)
которые принимают затем участие в восстановительных процес-
сах.
Из-за больших затрат тепла на разложение влага дутья вы-
зывает существенные изменения в доменном процессе.
Естественная влажность дутья колеблется в течение суток и
по сезонам года и в связи с этим вызывает непостоянство тепло-
вого и температурного режимов горна и изменения в протекании
восстановительных процессов. Между тем, как известно из пре-
дыдущего материала, постоянство температурно-теплового ре-
жима горна и доменной печи в целом составляет одно из главных
условий достижения высоких технико-экономических показате-
лей работы доменных печей.
Для устранения колебаний влажности дутья за рубежом в
1894 г. был предложен и осуществлен метод осушения его до по-
стоянного содержания паров воды при помощи охлаждения. В
широком промышленном масштабе это мероприятие стало при-
меняться позже. При осушении дутья его влажность снизилась с
10-12 до 3-3,5 г/м3. При этом увеличилась температура горения
у фурм и при работе печи на мелких рудах ухудшилась газодина-
мика процесса. Поэтому пришлось снижать и без того невысо-
кую (около 600 °C) температуру дутья, что вызвало снижение
прихода тепла в горн с дутьем, т. е. увеличение расхода топлива.
Осушение дутья оказалось сложным и дорогим процессом для
того времени.
В бывшем СССР было предложено повышать влажность
дутья введением в него водяного пара с одновременным увели-
чением нагрева дутья. Первые опыты по увлажнению дутья,
316
проведенные на Донецком металлургическом заводе в
1927-1928 гг., дали положительные результаты. Несмотря на
улучшение показателей работы доменных печей с применени-
ем увлажненного дутья, оно долго не находило распростране-
ния из-за опасения, что ухудшится качество стали. Металлур-
ги полагали, что с повышением влаги дутья чугун будет насы-
щаться водородом, который перейдет в сталь и образует в ней
флокены. Детальные исследования этого вопроса показали,
что опасения не оправдались. В конце 1940-х и начале 1950-х
годов регулирование содержания влаги в дутье стало приме-
няться в широких масштабах на металлургических предприя-
тиях бывшего СССР.
Рассмотрим влияние влаги дутья на процесс горения и другие
процессы доменной плавки. Процесс разложения водяных паров
дутья происходит во второй, углекислотной области зоны горе-
ния. В связи с этим изменение содержания водорода в газе по оси
фурмы будет идти так, как было показано на рис.7.8. Так как за-
траты тепла на разложение влаги дутья относятся к зоне горе-
ния, то тепловой баланс этой зоны имеет вид
Crop + Qa + Qc = Grr + Сн2о,	(9-22)
где - тепло горения кокса; Qn - тепло дутья; Qc - теплосо-
держание кокса, приходящего в зону горения; - теплосодер-
жание горнового газа; <2н2о - тепло на разложение влаги.
Иначе этот баланс можно записать, расшифровывая отдель-
ные статьи:
Crop + ^д'Гд'^д + Ск'^к ~ ^гг’Ггг’^ф + ^д‘фд"0Н2О>	(9.23)
где фд - абсолютная влажность воздуха, м3/м3 влажного дутья.
Отсюда
Crop + Ч  Сд • tn + ск • tK • фд • Сн2О
(9.24)
V
г гг
Надо иметь в виду, что содержание паров воды в дутье сни-
жает расход дутья и выход горнового газа, так как при разло-
жении Н2О образуется кислород, который идет на горение уг-
лерода у фурм (Сф). Действительно, для сжигания 1 кг углеро-
да требуется кислорода 11,2/12,0 м3, а 1 м3 влажного воздуха ду-
тья содержит О2д(1 - ф) + 0,5ф м3 кислорода (в том числе 0,5ф м3
317
Таблица 9.2
Расход дутья в зависимости от его влажности и содержания кислорода, м3/кг Сф
Содержание О2* сд*	Влажность дутья ф, м3/м3 влажного воздуха				
	0	0,01	0,02	0,05	0,10
0,21	4,444	4,384	4,325	4,157	3,905
0,30	3,111	3,090	3,070	3,011	2,917
0,40	2,333	2,327	2,322	2,304	2,276
1,00	0,9333	0,938	0,943	0,957	0,982*
’Для чистого кислорода Уя увеличивается.
в виде паров воды). Таким образом, расход дутья можно найти
из уравнения
11,2	3/	_
V а = —г-----:-----------т» м /кг СЛ,
’°	12[О2я(1-<р)+0,5<р]	' ф
ИЛИ
Удо =
0,9333
°2д (!“<₽) + °’ 5Ф
0,9333
®2д ф(0» — ^2д )
, м3/кг Сф.
(9.25)
Для атмосферного воздуха с содержанием кислорода 21 % и
воздуха, обогащенного кислородом, расход его (м3/кг Сф) в зави-
симости от влажности показан в табл. 9.2.
Выход горнового газа с повышением ф дутья будет также
снижаться, уменьшая величину Уггсгг в уравнении (9.24). Одна-
ко величина УдФдСнго в этом уравнении меняется гораздо в
большей степени, чем Уд-сд7д и Угг-сгг. Поэтому числитель урав-
нения (9.24) уменьшается гораздо больше, чем знаменатель, и
температура горения с увеличением влажности дутья сущест-
венно снижается.
Охлаждающее действие паров воды в дутье можно компенсиро-
вать повышением нагрева дутья, если это позволяют возможности
воздухонагревателей. Расчеты показывают, что для компенсации
затрат тепла на разложение влаги и нагрев продуктов разложения
до температуры в очаге горения у фурм необходимо дополнитель-
но повысить температуру дутья на 9 К на каждый 1 г Н2О в 1 м3 воз-
духа дутья, или на 72 К на каждый 1 % влаги в дутье. Вдувание па-
ра, не сопровождающееся соответствующим повышением темпе-
318
ратуры дутья, ведет к повышению расхода кокса и ухудшению тех-
нико-экономических показателей плавки. Повышение нагрева ду-
тья более чем на 9 К на каждый 1 г Н2О в 1 м3 дутья, что удается до-
стигать на практике, ведет к снижению удельного расхода кокса.
Увлажнение дутья позволяет быстро и эффективно регули-
ровать тепловое состояние печи. Так, похолодание печи при не-
достатке тепла в горне устраняется временным уменьшением
количества вдуваемого пара. Излишний разогрев печи устраня-
ется увеличением подачи пара в дутье.
Из рассмотренного материала по увлажнению дутья следует,
что улучшение технико-экономических показателей плавки
должно происходить по следующим причинам.
1.	При увлажнении дутья оно обогащается кислородом за
счет кислорода водяных паров, уменьшается и количество гор-
новых газов на единицу Сф. Это обусловливает более ровный ход
работы доменной печи, который усиливается также и за счет по-
нижения температуры в зоне горения, в результате чего снижа-
ются объем и скорость движения газа в столбе шихтовых мате-
риалов, уменьшаются ДР газа и подъемная сила газового пото-
ка. За счет этого осуществляется увеличение производительнос-
ти доменных печей при увлажнении дутья.
2.	Снижение расхода кокса достигается повышением восста-
новительной способности газа при увлажнении дутья, так как в
газе при этом повышается содержание СО и Н2 (содержание N2
уменьшается). Это увеличивает развитие косвенного восстанов-
ления и уменьшает степень прямого восстановления.
В различных условиях увеличение производительности до-
менных печей и экономия кокса при плавке на увлажненном ду-
тье составляют 1-5 %.
Необходимо учитывать, что увлажненное дутье не только
дает возможность работать с высоким его нагревом (т. е. беспре-
пятственно вводить дополнительную энергию нагретого дутья),
но и позволяет устранять влияние колебания атмосферной влаж-
ности воздуха на тепловое состояние доменной печи.
С применением природного газа и мазута роль и значение ув-
лажненного дутья изменились. Увеличение расхода природного га-
за и мазута тоже требует соответствующего повышения нагрева ду-
тья. Поэтому с применением природного газа и мазута влажность
дутья снижают, иногда до естественной, стремясь предельно увели-
чить теплосодержание дутья и подать в печь максимальное количе-
ство заменителей кокса.
319
При использовании природного газа и мазута следует также
применять дутье постоянной влажности, несколько более высо-
кой, чем в атмосферном воздухе. Это обеспечит поддержание по-
стоянного теплового режима в горне, а при его нарушении изме-
нением влажности дутья можно быстро приводить его к норме.
В работе доменных печей с природным газом и мазутом при
высоком нагреве дутья эффективным оказывается и осушение
дутья, от чего в свое время металлурги отказались. Так, за рубе-
жом на нескольких доменных печах применяется осушение ду-
тья, позволяющее снизить расход топлива на 8-12 кг/т чугуна.
9.6.	ВДУВАНИЕ В ГОРН ПРИРОДНОГО ГАЗА И ДРУГИХ
ЗАМЕНИТЕЛЕЙ КОКСА
Более эффективным способом увеличения содержания водо-
рода в газовой фазе доменной печи оказалась подача с дутьем в
горн печи природного газа, который в основном (на 85-97 %) со-
стоит из метана.
Первые предложения о применении в доменной плавке газо-
образных и жидких углеводородов были высказаны еще в XIX в.
Однако попытки осуществить эти предложения не имели успеха.
Впервые в мировой практике природный газ был успешно при-
менен в доменной печи Днепропетровского металлургического
завода им. Петровского в 1957 г. В настоящее время природный
газ применяется практически на всех доменных печах, где он до-
ступен. Это явилось крупным техническим мероприятием, поз-
волившим увеличить производительность доменных печей в
среднем на 4-7 %, расход кокса снизить на 7-14 %.
Вдувание природного газа существенно меняет характер от-
дельных явлений доменного процесса, прежде всего тепловые и
газодинамические условия работы доменной печи. В связи с этим
необходимо рассмотреть, что происходит при подаче в горн до-
менной печи природного газа, а также других топливных добавок.
На эффективность применения природного газа оказывает
влияние способ его подвода в фурму и в поток дутья. Есть не-
сколько способов (рис. 9.7): через фланец фурмы (а), через ее те-
ло (б) и через тело фурмы, но навстречу потоку дутья (в). Послед-
ний способ более эффективен, так как позволяет полнее переме-
шивать газ с дутьем, равномерно распределять продукты горения
газа по сечению печи и повышать использование восстанови-
тельной способности газа. Этим самым увеличиваются эффек-
тивность природного газа и коэффициент замены им кокса.
320
Рис. 9.7. Способы подачи природ-
ного газа в дутье
В первом приближении можно считать, что природный газ -
это метан. Попав с дутьем в горн доменной печи, природный газ,
точнее метан, в кислородной части зоны горения, а частично да-
же в фурме сгорает до Н2О и СО2, а затем, во второй части зоны
горения, СО2 и Н2О, взаимодействуя с углеродом, восстанавли-
ваются до СО и Н2:
СН4 + 2О2 = СО2 + 2Н2О + Qi,
СО2 + С = 2СО - 02;
2(н2о + с = н2 + со - е3);
СН4 + 2О2 + ЗС = 4СО + 2Н2 + Q} - Q2 - 203.
Все эти изменения в составе
газа можно видеть на рис. 9.8 и
9.9. Так как подвод природного
газа осуществляется по-разно-
му, но всегда на некотором рас-
Рис. 9.8. Зона горения кокса перед
фурмами при подаче влажного дутья
и природного газа
(9.26)
321
Расстояние от торца фурмы, м
Рис. 9.9. Изменение со-
става газа по оси фурмы
при вдувании влажного
дутья и природного газа
стоянии от торца
фурмы (см. рис. 9.7),
природный газ сго-
рает в фурме, и со-
держание кислорода
в газе у торца фур-
мы меньше, чем в
дутье.
Кроме того, со-
держание СО2 от-
лично от нуля. Следует обратить внимание на тепловой эффект
конверсии (см. 9.26):
Ссн4 — Ci ~ Qi_ 203-
Величина его невелика (около 400 ккал/м3 газа). В природном
газе помимо СН4, содержание которого 85-97 %, есть и другие
углеводороды: QH6, СзН8, С4Н10, С5Н12, а также небольшое ко-
личество СО2, N2 и паров воды.
Углеводороды конвертируются так же, как метан:
С2Н6 + О2 = 2СО + ЗН2 + еСгНб,
С3Н8 +1,5О2 = ЗСО+4Н2 + еСзНв
9.27)
и тому подобные реакции.
Содержащиеся в природном газе СО2 и Н2О также принима-
ют участие в конверсии
СН4 + СО2 = 2СО + 2Н2 + Qch4 ,
СН4 + Н2О = СО + ЗН2 + Сон4 •
(9.28)
На конверсию природного газа затрачивается дутье
V =
гдк
0,5СН4 +С2Н6 +l,5C3Hg +2С4Н10 + ,..-0,5С02-0,5Н2О мз/мзгаза
О2д (1 - ф) + 0,5ф
(9.29)
322
и образуется объем газа
VrK = ЗСН4 + 5С2Н6 + 7С3Н8 + ... + СО2 + Н2О + N2 +
+ ^„K[N2fl(l - Ф) + ф]> м3/м3 газа.	(9.30)
Количество образующихся при конверсии природного газа
СО, N2 и Н2 нетрудно определить, пользуясь уравнениями:
VWK = СН4 + 2С2Н6 + ЗС3Н8 + ... + СО2, м3/м3 газа;
Vn2k = N2 + VnKN2„(l - ф), м3/м3 газа;
УН2к = 2СН4 + ЗС2Н6 + 4С3Н8 + ... + Н2О + Удк(р, м3/м3 газа.
Расход природного газа в доменных цехах обычно дается на
1 т чугуна (Упг, м3/т чугуна). Однако для анализа влияния природ-
ного газа на процесс горения удобнее расход его представлять на
килограмм сгорающего у фурм углерода:
(9.31)
В этом случае тепловой баланс зоны горения принимает вид
Crop + Од + Скпг + Qc “ Qr + Сн2О»
(9.32)
где Сн2о - теплота разложения паров воды.
Природный газ в доменную печь обычно подают холодным,
так как нагрев его сопровождается пиролизом:
СН4 = С + Н2.
Однако помимо сажистого углерода при распаде более тяже-
лых углеводородов выделяются смолы, с которыми сажистый
углерод образует густую тестообразную массу, забивающую га-
зоподводящие магистрали. В связи с этим природный газ тепла в
зону горения не вносит.
Из теплового баланса зоны горения нетрудно определить
температуру горения:
Crop + ^до(сд А Фд ’ Сн2о) + сс ’ Лс + т ’ С
(9.33)
323
где
V’° 12 • 2[О2Д (1 - ф) + 0,5ф]+ т V"‘
м3/кг Сф;
(9.34)
V,o =
22,4 n 1Ч2д(1-ф) + ф
12	2О2д(1-ф)+<р
м3/кг Сф;
(9.35)
Скпг — Ссн4’СН4 + ес3н8С3Н8 + ... — QcotCOi ~ Q нго’НгО, кДж/м3 газа.
Количество СО, N2 и Н2 составит:
,	22,4
со 12
СОК
т, м3/кг Сф,
+ VN2 • т, м3/кг Сф
22,4 t v
12[2О2д(1-ф) + ф] H1
(9.36)
•т,
м3/кг Сф.
Как видно из уравнений (9.33), (9.34) и (9.35), при подаче в
печь природного газа (т) существенно возрастает знаменатель в
(9.33) и значительно меньше - числитель. Поэтому температура
горения снижается, однако в меньшей степени, чем при увлажне-
нии дутья. Это снижение температуры горения ограничивает ко-
личество природного газа, которое можно подать в доменную
печь. Охлаждающее действие природного газа на горн можно
компенсировать повышением нагрева дутья, если позволяют
мощности воздухонагревателей, или обогащением дутья кисло-
родом.
Помимо природного газа в доменные печи можно вдувать
мазут. Поскольку мазут состоит из углеводородов (СтНл),
то он так же, как природный газ в доменных печах, конвер-
тирует:
ад.+~о2="со+|н2.
(9.37)
324
Зная состав мазута, т. е. содержание в нем углерода (О’), во-
дорода (Нр), кислорода (Ор), азота (Np), влаги (Wp), нетрудно оп-
ределить расход дутья на конверсию мазута:
V =
у ДК
Ср-22,4 Op-22,4 Wp-22,4
12-2	32	18-2
02д (1 - ф)+0,5ф
_ °р _ wH и,2
,12 16	18 ^О2д(1-ф) + 0,5ф
м3/кг мазута, (9.38)
где Ср, Нр, Ор, Np, Wp - рабочее содержание в мазуте соответст-
венно углерода, водорода, кислорода, азота и влаги, %, а также
количество газа, образующегося при его конверсии:
Ср-22,4 Нр • 22,4 Wp-22,4 Np-22,4
12	2	18	28
^lz rNT h x i fCp Hp
+ v/,x[n2»(i-<p)+<p]=
JL £
wp
+ 18
+Кк[^(1-ф)+ф] , м3/кг мазута,
(9.39)
в том числе
22 4
СР, м’/кг;
Ун2к = ^НР + ижф,м3/кг;
Vn2k = ^rNP + W - ф), м3/кг.
Zo
Для вычисления теплового эффекта конверсии мазута мож-
но использовать теплоту его сгорания (низшую рабочую) оп-
ределяемую либо экспериментально, либо по справочнику, либо
по формуле Д. И. Менделеева:
С5 = 81 Ср + 246 Нр - 26(Ор - Sp) - 6Wp ккал/кг мазута, (9.40)
где Ср, Нр, Ор, Sp, Wp - содержание соответствующих компо-
нентов, %.
325
Тепловой эффект конверсии мазута больше, чем природного
газа, поэтому мазут оказывает меньшее охлаждающее действие
на горн, чем природный газ.
Эффективность применения мазута, как и природного газа, в
зависимости от конкретных условий работы печей (качество
шихты, возможность повышения нагрева дутья, содержания вла-
ги в дутье и др.) различная. Так, при вдувании 30-95 кг мазута на
1 т чугуна расход кокса может быть снижен на 8-16 %, а произ-
водительность печи повышена на 2-9 %. Эквивалент замены со-
ставляет 1,4-1,6 кг кокса на 1 кг мазута. Применение мазута осу-
ществляется на многих доменных печах СНГ, в том числе на За-
падно-Сибирском металлургическом заводе, Карагандинском
металлургическом комбинате и др. Мазут используют не только
на тех доменных печах, которые работают без природного газа;
он служит дополнением к природному газу, особенно при дефи-
ците природного газа в зимнее время.
Помимо природного газа и мазута в доменную печь вдувают
угольную пыль. Размер частичек вдуваемого угля должен быть
таким, чтобы они успевали сгореть в зоне горения, иначе, попав за
пределы ее, частички угля будут сгущать шлак. Гореть за преде-
лами зоны горения они, конечно, не могут (из-за отсутствия кис-
лорода). Чтобы определить температуру горения при вдувании
угольной пыли, расход дутья на сжигание угольной пыли, количе-
ство газов, образующихся при ее горении, и тепловой эффект го-
рения ее в доменной печи рассчитываются так же, как для мазута.
Тепловой эффект горения в доменной печи угольной пыли
больше, чем эффект конверсии мазута, поэтому вдувание ее
меньше снижает температуру горения, чем вдувание мазута.
Угольная пыль вносит в печь значительно меньше водорода, чем
мазут. Больше всего водорода вносит природный газ.
На одном из заводов бывшего СССР при вдувании в горн пе-
чи 80 кг угольной пыли на 1 т чугуна было получено снижение
расхода кокса (по углероду), равное количеству углерода, вне-
сенного в печь угольной пылью, т. е. 1 кг углерода пыли заменял
1 кг углерода кокса. Производительность печи при этом возрос-
ла на 1,5-2,0 %.
Вдувание угольной пыли сопряжено с большими трудностя-
ми ее подготовки и транспортировки, поэтому широкого распро-
странения не получило. Для улучшения транспортировки и пода-
чи угольной пыли предложен вариант пылеугольной суспензии,
которую можно подавать насосами.
326
Оценивая количество тепла, выделяющегося при конверсии
природного газа (<7КПГ), следует прежде всего отметить, что оно
очень мало. При подаче мазута вместо природного газа приход
тепла по этой статье возрастает. Еще больше тепла выделяется
при горении угольной пыли. Однако надо иметь в виду, что при
вдувании природного газа количество колошникового газа воз-
растает и увеличивается расход тепла по статье “тепло, уноси-
мое колошниковым газом” (qj. Таким образом, за счет тепла,
выделяющегося при конверсии, экономию кокса вряд ли можно
получить. Однако значительный эффект создается, как было
показано ранее, за счет увеличения концентрации водорода в га-
зе. Вдувание угольной пыли может способствовать сокращению
расхода кокса за счет рассматриваемой статьи.
Ни содержание кислорода в дутье, ни влажность дутья не
влияют на количество СО, образующегося на 1 т чугуна. При
вдувании природного газа количество СО, приходящееся на 1 т
чугуна, возрастает. Особенно сильно увеличивается количество
водорода: 1 м3 природного газа вносит водорода почти в 2 раза
больше, чем 1 м3 паров воды. В связи с этим степень развития
косвенного восстановления существенно увеличивается. Этому
же способствует и увеличение количества газа, приводящее к
повышению температур в верхней и средней частях печи. Дейст-
вительно, поскольку количество газа, образующегося на тонну
чугуна, при вдувании природного газа возрастает, весьма суще-
ственно увеличивается и теплоемкость газового потока. В соот-
ветствии с этим растут температуры в средней и верхней частях
печи, что приводит к увеличению скорости протекающих в этих
частях процессов косвенного восстановления (рис. 9.10). При
вдувании 60-100 м3 природного газа rd составляет 0,35-0,45, а без
вдувания 0,5-0,65.
Из этих обстоятельств следует, что вдувание в доменные пе-
чи природного газа (до 80-100 м3/т чугуна) приводит к значи-
тельному (15-18 %) снижению расхода кокса. Производитель-
ность доменной печи при этом увеличивается всего на 2-5 %.
Это означает, что при использовании природного газа снижение
удельного расхода кокса сопровождается снижением интенсив-
ности хода печи по сжигаемому коксу в такой же мере, как и его
удельный расход, и не сопровождается соответствующим ростом
производительности доменной печи.
Однако природный газ нельзя вдувать в доменные печи в
сколько угодно большом количестве. Процесс конверсии при-
327
Рис. 9.10. Изменение теплоемкостей потоков материалов и газов, а также тем-
пературы по высоте печи при обычной плавке (сплошные линии) и с подачей
природного газа (штриховые линии)
?к * к
^0 Л) ?п ^ф
Температура, °C
родного газа идет с небольшим тепловым эффектом (около
400 ккал/м3 газа). За счет этого количества тепла продукты вза-
имодействия могут разогреться до температур не выше 700 °C
даже при нагреве идущего на конверсию дутья до 1200 °C. Что-
бы протекал процесс конверсии, необходимы температуры вы-
ше 1200 °C. За счет теплового эффекта конверсии, как видно,
таких температур получить нельзя. В доменных печах продукты
конверсии разогреваются за счет тепла, выделяющегося при го-
рении углерода кокса. Это ведет к понижению температур в гор-
не. Таким образом, природный газ, как и водяной пар, только в
меньшей степени, охлаждает горн. Это и ограничивает количе-
ство природного газа, которое можно вдуть в печь. Поскольку
охлаждающее действие природного газа меньше, чем паров во-
328
ды, его можно вдувать в больших количествах. Таким образом,
природный газ позволяет вводить в доменный газ водорода в не-
сколько раз больше, чем пары воды.
Итак, вдувание в доменную печь природного газа позволя-
ет экономить дорогостоящий и дефицитный кокс за счет уве-
личения индекса косвенного восстановления и снижения сте-
пени прямого восстановления. Количество кокса, которое
можно сэкономить на 1 м3 природного газа, называют не очень
удачно “коэффициентом замены”. Неудачность этого термина
состоит в том, что природный газ заменять кокс не может. Он
позволяет его только экономить. Эквивалент замены кокса
природным газом изменяется в зависимости от конкретных ус-
ловий работы доменной печи и составляет обычно 0,8-1,6 кг
на 1 м3 газа.
В качестве добавок к дутью на некоторых отечественных и
зарубежных заводах используют коксовый газ, однако эффек-
тивность его применения ниже, чем природного. В отличие от
природного коксовый газ содержит мало метана и тяжелых уг-
леводородов (~ 30 %) и до 60 % свободного водорода. При вду-
вании его в доменную печь горновой газ обогащается водоро-
дом, вследствие чего возрастает степень развития косвенного
восстановления железа и понижается rd. Поскольку коксовый
газ содержит мало метана и тяжелых углеводородов, количе-
ство продуктов его горения в единице объема меньше, чем у
природного газа. Поэтому можно увеличить расход вдуваемо-
го коксового газа и дополнительно снизить расход кокса либо
увеличить расход дутья и обеспечить прирост производитель-
ности печи.
При использовании 92,8 м3 коксового газа на 1 т чугуна
экономия кокса составила 9,1 %, а производительность печи
выросла на 4,2 %. Коксовый газ по сравнению с природным
вносит меньше тепла в печь и содержит меньше углерода
(который горит и выделяет тепло у фурм). Поэтому коэффи-
циент замены кокса этим газом по сравнению с природным
меньше и составляет, по данным опытных плавок, 0,6 кг/м3
газа.
Применение коксового газа в доменной плавке пока еще не
получило широкого распространения. Это связано с тем, что для
вдувания в печь необходимо повышать давление коксового газа.
Для этого нужны газодувки, работа которых осложняется нали-
чием в коксовом газе смолистых веществ.
329
9.7.	КОМБИНИРОВАННОЕ ДУТЬЕ
Оценивая преимущества и недостатки использования обога-
щенного кислородом дутья и подачи с дутьем углеводородных
добавок, нетрудно убедиться, что они оказывают на доменный
процесс противоположное воздействие (табл. 9.3).
Поэтому при совместном применении обогащенного кисло-
родом дутья и водородсодержащих добавок, сопровождающемся
соответствующим изменением его температуры и влажности, ус-
траняется отрицательное влияние каждой из добавок, происхо-
дит значительное улучшение показателей доменной плавки. Так,
при обогащении дутья кислородом, как мы выяснили, температу-
ра горения возрастает. В связи с этим применение при вдувании
природного газа обогащенного кислородом дутья позволяет ком-
пенсировать охлаждающее действие природного газа на горн.
Поэтому большой интерес представляет применение так называ-
емого комбинированного дутья, т. е. дутья, обогащенного кисло-
родом с добавлением природного газа. При этом снижение тем-
ператур в верхней части печи, имеющее место при использовании
обогащенного кислородом дутья, компенсирует повышение их
при вдувал
природного газа. Таким образом, недостатки каж-
дой из этих мер (обогащения дутья кислородом и вдувания при-
родного газа) компенсируются достоинствами другой. Комбини-
рованное дутье позволяет, с одной стороны, усилить глубину обо-
гащения дутья кислородом, с другой, увеличить расход природно-
го газа. Совместное использование кислорода и природного газа
в больших количествах впервые осуществлено в бывшем СССР.
Доказана высокая технико-экономическая эффективность до-
менной плавки с этими добавками. Так, на Новолипецком метал-
515
лургическом заводе при обогащении дутья кислородом до 35 %
расход природного газа увеличили до 140-150 м3/т чугуна.
Обогащая дутье кислородом, увлажняя его или вдувая вмес-
те с ним природный газ, мы изменяем индекс косвенного восста-
новления и соответственно — степень прямого восстановления
железа в печи.
Практика и расчет показывают, что можно подобрать такое
соотношение добавок к дутью, при котором количество газов в
печи на единицу углерода, сгорающего у фурм, а следовательно,
и газодинамические условия плавки меняться не будут. При этом
существенно не должен меняться и тепловой режим горна (кото-
рый можно регулировать еще и нагревом дутья). По расчетам
330
Таблица 9.3
Изменение параметров доменного процесса при обогащении дутья кислородом
и добавке к нему природного газа
Параметр процесса	Изменение параметра	
	при обогащении дутья кислородом	при использовании природного газа
Выход продуктов горения при сгорании у фурм 1 кг углерода на 1 кг чугуна Температура в зоне горения Температура в нижней части печи Температура в верхней части печи Температура колошниковых газов Размеры окислительных зон Перепад давления между горном и колош- ником Интенсивность хода печи Производительность печи Удельный расход кокса	Уменьшается Повышается Повышается Понижается Понижается Уменьшаются Уменьшается Увеличивается Увеличивается При выплавке ферросплавов понижается, а при выплавке передельных чу- гунов не изменя- ется	Увеличивается Понижается Понижается Повышается Повышается Увеличиваются Увеличивается Г Уменьшается Почти не изме- няется Понижается
А. Н. Рамма, количество кислорода, добавляемого к дутью (п0),
должно быть равно 1,3-1,7 м3/м3 природного газа, вдуваемого в
горн доменной печи. Расчеты 3. И. Некрасова дают более узкие
пределы колебания этого показателя (nQ = 1,4-1,5 м3/м3 вдувае-
мого газа).
При поддержании соотношения природный газ-кислород на
уровне, обеспечивающем неизменное сохранение газодинамиче-
ских и тепловых условий, возможно дальнейшее увеличение ко-
личества кислорода и природного газа. В этом случае технологи-
ческих пределов не существует. Но есть пределы, очевидно, эко-
номические.
Рост количества вдуваемых в доменную печь кислорода и уг-
леводородов является мощным средством интенсификации до-
менной плавки. При содержании кислорода в дутье 35 % увеличе-
ние производительности доменной печи составило 1,8-2,0 % на
331
каждый дополнительный (сверх 21 %) 1 % кислорода в дутье. Рас-
ход природного газа при этом достигал 150-160 м3/т чугуна. Ко-
эффициент замены кокса природным газом изменяется в преде-
лах 0,79-0,86 кг/м3 газа. Расход кокса снижается на 120-137 кг/т.
Эффективность комбинированного дутья можно проиллюст-
рировать, например, результатами опытных плавок, проведен-
ных в 1976 г. на доменной печи объемом 2000 м3 Череповецкого
металлургического завода. При этом среднее содержание кисло-
рода в дутье 37,5 %. Повышение производительности печи на
каждый 1 % дополнительного (сверх 21 %) кислорода составило
1,6 %, а коэффициент замены кокса газом 0,863 кг/м3. При рас-
ходе природного газа 169 м3/т чугуна и содержании О2 в дутье
30,39 % на другой печи этого завода степень прямого восстанов-
ления снизилась с 0,287 до 0,210. Удельный расход кокса при
этом снизился с 425 до 384 кг/т чугуна.
На Карагандинском металлургическом комбинате проведе-
ны плавки с повышением содержания кислорода в дутье с 23,5 до
28,8 % и расхода мазута с 38,2 до 98,1 кг/т чугуна. При этом про-
изводительность печи выросла на 15,1 % (или на 3,0 % на каж-
дый 1 % дополнительного кислорода в дутье), а расход кокса
снизился на 16,3 %.
Эффективность комбинированного дутья как при низкой,
так и при высокой концентрации кислорода можно значительно
увеличить за счет повышения нагрева дутья. По результатам
расчетов повышение нагрева дутья с 1200 до 1400 °C при обога-
щении его на 45 % кислородом несколько увеличивает произво-
дительность печи, отнесенную к 1 % дополнительного (сверх
21 %) кислорода, с 1,62 до 1,73 %, коэффициент замены кокса
природным газом - с 0,85 до 1,02 кг/м3 и понижает удельный рас-
ход кокса с 395,7 до 371,0 кг/т чугуна.
Эффективность повышения концентрации кислорода в ком-
бинированном дутье на 1 % по мере повышения абсолютных ее
значений снижается. Это объясняется более высоким расходом
кислорода для увеличения концентрации его в дутье на 1 %. Но
1 м3 кислорода оказывает одинаковое влияние на производитель-
ность печи как при низкой, так и при высокой его концентрации,
а одинаковый прирост производительности печи получается при
различном повышении концентрации кислорода в дутье.
Расчетами установлено, что увеличение выплавки чугуна на
1 млн т за счет повышения содержания кислорода в дутье обхо-
дилось народному хозяйству (в 1980-е годы) на 32-47 млн руб. де-
332
шевле, чем за счет строительства новых крупных доменных пе-
чей. Поэтому расширение масштабов применения кислорода
совместно с природным газом и другими заменителями кокса яв-
лялось и является в настоящее время одним из главных направ-
лений интенсификации доменной плавки.
9.8.	ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ГОРЯЧИХ
ВОССТАНОВИТЕЛЬНЫХ ГАЗОВ
Из ранее рассмотренного материала следует, что расход при-
родного газа и мазута, обеспечивающих снижение удельного
расхода кокса, ограничивается тепловыми и газодинамическими
факторами: температура горения (?ф) при подаче сырого природ-
ного газа снижается, так как тепловой эффект горения его на
фурмах мал; количество образующегося при этом горнового га-
за сильно возрастает, что отрицательно сказывается на газоди-
намике процесса (т. е. ведет к росту ДР), а это, в свою очередь,
влечет за собой понижение интенсивности плавки по суммарно-
му углероду кокса и углеводородов и производительности до-
менной печи, если снижение интенсивности не компенсируется
снижением удельного расхода углерода.
Для устранения этого недостатка и повышения эффективно-
сти применения углеводородов предложено вдувать в доменную
печь не сырой природный газ или мазут, а продукты их конвер-
сии СО и Н2, нагретые до температуры 1200 °C и более. Причем
для нагрева продуктов конверсии можно использовать более де-
шевое, чем кокс, топливо. При этом возрастает приход тепла в
горн, и его тепловой баланс улучшается. Идеальной была бы
возможность нагревать продукты конверсии до теоретической
температуры горения кокса у фурм (2000-2200 °C). Тогда тра-
тить тепло от горения кокса на нагрев горновых газов, в том
числе вдуваемого восстановительного газа, не было бы необхо-
димости. Но пока это нереально.
Для получения восстановительного газа пригодны практиче-
ски любые виды твердого, жидкого и газообразного топлива.
Выбор способа и топлива для производства восстановительного
газа определяется экономическими факторами и требованиями
к химическому составу получаемого газа, главными из которых
следует считать максимальную концентрацию восстановителей
СО и Н2 при минимуме доли окислителей: СО2 и Н2О, а также
СН4 и сажистого углерода.
ззз
Для оценки восстановительной способности газа используют
показатель его окисленности Т|:
СО2 + Н2О
Хг	X*
СО2 + Н2О+СО+Н2
XX*
(9.41)
где СО2, Н2О, СО, Н2 - содержание данных компонентов в газе,
об.%.
Восстановительный газ получают конверсией газообразных
или жидких углеводородов, а также газификацией топлива. Ве-
дутся исследования по получению горячего восстановительного
газа для подачи в доменную печь за счет газификации некоксу-
ющихся углей. Разрабатываются конструкция и технологичес-
кий режим газогенератора, подбираются и испытываются раз-
личные угли, имею
III!
е удовлетворительную оценку по различ-
ным показателям. Газогенератор работает на техническом кис-
лороде с основностью шлака (из золы) ~ 0,8. Попутно получает-
ся чугун, температура выходящего газа 1100-1200 °C, давление ~
6 атм. При подаче в доменную печь ~ 476 м3/т чугуна удельный
расход кокса снизится на 80 кг (с 450 до 370 кг/т). Повышение
производительности печи составит 25—30 %.
Основным видом газообразного топлива для производства
восстановительного газа является все же природный газ как
наиболее удобный. Можно использовать также коксовый газ
после предварительной десульфурации. Это уже не так удоб-
но, поскольку операция десульфурации требует затрат и до-
полнительных капитальных вложений. Можно использовать
остаточный газ после синтеза аммиака (полученный также
при сжигании природного газа), но его надо иметь поблизости,
что практически возможно только на ЧерМК. Состав этого
газа: 56 % СН4; 10 % Н2; 12 % СО; 1 % СО2; 21 % N2. Можно по-
лучать восстановительный газ из продукта газификации сы-
рых легких нефтепродуктов, который содержит 65 % СН4;
12 % Н2; 1 % СО; 22 % СО2.
• В процессе конверсии происходит неполное окисление мета-
на с образованием водорода и оксида углерода. В качестве окис-
лителей применяют технологический кислород (кислородная
конверсия); воздух (воздушная конверсия); пар (паровая конвер-
сия) и углекислый газ (углекислотная конверсия). Может приме-
няться и смешанный окислитель, например пар и воздух (паро-
воздушная конверсия).
334
Конверсия протекает по одной из соответствующих реакций:
СН4 + 0,5О2 = СО + 2Н2 + 37,250 МДж - кислородная и воз-
душная конверсии;
СН4 + Н2О = СО + ЗН2 - 205,550 МДж - паровая конверсия;
СНд + СО2 = 2СО + 2Н2 - 247,000 МДж - углекислотная кон-
версия.
Как видно из реакций, воздушная и кислородная конверсии
идут с выделением тепла, но образуют 3 моля восстановителей
из 1 моля СН4. Паровая и углекислотная конверсии идут с погло-
щением тепла, но зато образуется по 4 моля газа-восстановите-
ля из 1 моля СН4.
Для автотермического протекания кислородной и воздушной
конверсий, обеспечивающего максимальный выход восстанови-
телей без образования сажистого углерода, необходимо подо-
гревать природный газ и кислород до значительных температур
(свыше 1000 °C). Процесс может идти и при более низких темпе-
ратурах, если вместо стехиометрически необходимого количест-
ва кислорода (0,5 м3/м3 СН4) подавать избыточное его количест-
во, однако при этом в получаемом газе будут содержаться окис-
лители Н2О и СО2.
Кислородная конверсия осуществляется в специальных
горелках или конвертерах непрерывного действия. Для воз-
душной конверсии используют регенеративные аппараты
типа доменных воздухонагревателей, в которых нижняя
часть насадки служит для подогрева газовоздушной смеси, а
верхняя - для конверсии природного газа и подогрева полу-
чаемого восстановительного газа. Для кислородной конвер-
сии не нужны катализаторы и можно использовать газ, со-
держащий серу. При использовании катализаторов необхо-
димо серу предварительно удалять (иначе она отравляет ка-
тализатор).
Паровая конверсия природного газа ведётся в конвертерах
типа воздухонагревателей или в специальных трубах в присут-
ствии никелевого и щелочного катализаторов, которые пре-
дотвращают отложение сажистого углерода и приближают ре-
акции к равновесным условиям (т. е. полному их завершению),
обеспечивая получение газа с высоким содержанием восстано-
вителей.
Имеются предложения по конверсии природного газа ко-
лошниковым газом, содержащим СО2 и Н2О. Перед этим колош-
никовый газ должен быть очищен. Достоинством этого способа
335.
является возможность вторичного использования восстановите-
лей СО и Н2 доменного газа, что позволяет сократить расход
природного газа. Этот способ согласуется с тем, что потребность
в колошниковом газе в сталеплавильных цехах сокращается, так
как увеличивается объем конвертерного производства стали.
Впервые горячие восстановительные газы, полученные па-
ровой конверсией природного газа, были применены в доменной
печи завода “Азовсталь” в 1965 г. Нагретый восстановительный
газ вводился в рабочее пространство доменной печи через до-
полнительные фурмы, расположенные выше оси воздушных
фурм (на 660 мм), а затем через воздушные фурмы. Опыты бы-
ли прекращены из-за недостатков установки для конверсии.
В 1968 г. на Новотульском металлургическом заводе осуще-
ствлена опытная плавка с вдуванием в горн печи горячих восста-
новительных газов (с температурой 1203 °C) и холодного техно-
логического кислорода (85 % О2) вместо атмосферного дутья.
Конверсия природного газа для получения восстановительного
газа осуществлялась углекислотой и водяным паром. Газ содер-
жал 88,4 % СО + Н2; 5,46 % азота; 6,14 % окислителей СО2 и
Н2О. Расход восстановительного газа рассчитывался исходя из
сохранения нормальной теоретической температуры горения на
фурмах (~ 2000 °C). В базовом периоде опытных плавок подава-
ли сырой природный газ (111,2 м3/т чугуна) и обогащали дутье до
30 % О2. Результаты этих плавок показали, что вдувание горячих
восстановительных газов позволило при меньшем выходе ко-
лошникового газа (1506 м3/т чугуна) по сравнению с базовым пе-
риодом (1806 м3/т чугуна) увеличить подачу природного газа в
доменную печь с 111,2 до 365 м3/т чугуна (в виде нагретого вос-
становительного газа, количество которого составило 941,1 м3/т
чугуна, полученного при конверсии 365 м3 природного газа).
Вследствие резкого повышения содержания восстановитель-
ных компонентов в горновом газе усилилось косвенное восста-
новление оксидов железа, а степень прямого восстановления
уменьшилась с 31,8 до 10,6 %.
В результате этого достигнуто снижение удельного расхода
кокса с 555,2 до 444,0 кг/т чугуна, т. е. на 111,2 кг/т чугуна, или
на 20 % по сравнению с расходом при работе печи с подачей сы-
рого природного газа и обогащении дутья кислородом до 30 %.
Подача в доменную печь нагретых восстановительных газов,
полученных за счет конверсии природного газа или мазута, ис-
пользовалась и на зарубежных доменных печах (в Японии, Бель-
336
гии). Результаты тоже весьма положительны. Однако несмотря
на высокую эффективность подачи в горн горячих восстанови-
тельных газов и холодного технологического кислорода, она,
как и вдувание восстановительных газов в шахту, пока не приме-
няется. Это связано с тем, что еще не разработаны достаточно
надежные и эффективные способы получения горячих восстано-
вительных газов. Расчетами показано, что при увеличении в го-
рячем восстановительном газе количества окислителей на 1 %
расход кокса повышается на 3 %.
А. Н. Раммом и Я. Б. Карпиловским был предложен и теоре-
тически обоснован способ доменной плавки при вдувании в горн
колошникового газа, очищенного от СО2, и технологического
кислорода без атмосферного дутья. При такой технологии ко-
лошниковый газ должен содержать в зависимости от условий
22-32 % СО2; 50-67 % СО; 3,5-5,5 % Н2; 4,5-14,5 % N2; 1,6-2,4 %
Н2О. В химической промышленности работают установки по от-
мывке газов от диоксида углерода, которые могут быть исполь-
зованы применительно к доменному производству. Промывку
газа осуществляют раствором моноэтаноламина.
В зависимости от условий плавки 70-95 % очищенного от СО2
колошникового газа подогревается до 1200 °C в аппаратах регене-
ративного типа и вдувается в горн пе-
чи. В соответствии с составом колош-
никового газа вдуваемый газ содержит
71-85 % СО; 5,5-7,0 % Н2 и 5,6-20,7 %
N2. Работа доменной печи по предло-
женному методу согласно расчету
должна сопровождаться снижением
расхода кокса на 20-30 % и повышени-
ем производительности на 7-11 %.
В Уральском институте металлов
разрабатывается технология домен-
ной плавки с подачей высоконагрето-
го восстановительного газа в печь,
предусматривающая плазменный на-
грев продуктов конверсии природно-
го газа (рис. 9.11).
Рис. 9.11. Схема подачи горячего восстанови-
тельного газа в доменную печь:
7 — колошниковый газ; 2 — кольцевой воздухопровод горя-
чего дутья; 3 — плазмотрон; 4 — подача природного газа
337
Колошниковый газ подается в кольцевой воздуховод, смеши-
вается с горячим дутьем, и смесь направляется в плазмотрон, ку-
да подается и природный газ. Продукты конверсии в плазмотро-
не нагреваются до 1200 °C. Такая схема (с использованием ко-
лошникового газа) позволяет, по мнению авторов, решить сле-
дующие проблемы.
1.	Снизить степень развития прямого восстановления и повы-
сить степень использования восстановительной способности га-
зов.
2.	Повысить эффективность (полноту) использования при-
родного газа.
3.	Получить снижение удельного расхода кокса до 100-150 кг/т
чугуна.
4.	Повысить качество чугуна от сокращения поступления в
доменную печь вредных примесей (S) с шихтой в 2 раза.
5.	Увеличить производительность доменной печи в 1,5 раза.
9.9. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ В ДОМЕННОЙ ПЛАВКЕ
ПРЕДВАРИТЕЛЬНО МЕТАЛЛИЗОВАННЫХ
ЖЕЛЕЗОРУДНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Вдувание природного газа, мазута и других добавок (кисло-
рода) к дутью значительно понизило степень прямого восстанов-
ления железа, как мы знаем из предыдущего материала, что при-
вело к соответствующему сокращению удельного расхода кокса.
Однако и в современных доменных печах, работающих с высо-
кой долей природного газа в дутье, 20-32 % (и выше) от всего
железа, загруженного в доменную печь с шихтовыми материала-
ми, восстанавливается прямым путем, т. е. с затратами на реак-
цию восстановления углерода. Резервы дальнейшего снижения
степени прямого восстановления (rd) за счет роста доли природ-
ного газа, подаваемого в печь с дутьем, практически исчерпаны,
так как этот рост связан с резким нарушением газодинамическо-
го и теплового режимов плавки.
В связи с этим наряду с подачей в печь горячих восстанови-
тельных газов крупным резервом дальнейшего снижения степе-
ни прямого восстановления железа и сокращения удельного рас-
хода кокса является подача в доменную печь предварительно ме-
таллизованных железорудных материалов. Причем именно ме-
таллизованных, т. е. содержащих металлическое железо, а не
просто частично восстановленных железорудных материалов.
338
Рис. 9.12. Зависимость от времени степе-
ни восстановления обычных (7) и час-
тично металлизованных (2) железоруд-
ных материалов
Проведенные в 1960-е и пос-
ледующие годы эксперименты по
использованию в доменной плавке
металлизованных окатышей как
в нашей стране (НТМК, опытная
и промышленная (259 м3) домен-
ные печи), так и за рубежом (в Ка-
наде на доменной печи (587 м3),
в Японии, Мексике, США) пока-
Время, мин
зали, что такая доменная плавка
обладает рядом особенностей.
1.	Ввод в шихту металлизованных окатышей привел к более
равномерному распределению газового потока по сечению печи.
Работа доменной печи при этом отличалась ровным и устойчивым
сходом шихты. Проплавка шихты, металлизованной на 38,1 %
(НТМК), сопровождалась снижением степени прямого восста-
новления на 7,8 %, или на 2 % на каждые 10 % металлизации
шихты. Это привело к соответствующему уменьшению расхода
углерода на прямое восстановление железа (СпвРе) и к снижению
расхода кокса на 11,6 %.
2.	Исследования показали, что металлизованные материа-
лы по сравнению с обычными имеют меньшую восстанови-
мость и более низкую скорость восстановления (это видно из
рис. 9.12). По мере увеличения степени восстановления ско-
рость процесса затухает. Однако это не приводит к ухудшению
процессов косвенного восстановления в доменной печи, что
можно объяснить увеличением при проплавке металлизован-
ной шихты удельного расхода газа-восстановителя на единицу
восстанавливаемого железа. В свою очередь, это увеличение
связано с тем, что при снижении доли углерода на прямое вос-
становление возрастает доля углерода, сгорающего на фурмах
(с 75-76 до 81,5-85,5 %). В то же время количество оксидов же-
леза, которые должны восстанавливаться в доменной печи об-
разующимся горновым газом, по мере увеличения степени ме-
таллизации шихты снижается. Поэтому количество газа-вос-
становителя на единицу оксидов железа, восстанавливаемых
косвенным восстановлением, возрастает.
339
3.	Увеличение удельного количества газа-восстановителя
приводит к тому, что состав газа в печи по мере возрастания сте-
пени металлизации шихты все больше удаляется от равновесно-
го (для реакций косвенного восстановления оксидов железа).
При плавке на обычной окисленной шихте состав газа в области
температур 700-900 °C практически достигает равновесных зна-
чений (по отношению к реакции косвенного восстановления вю-
стита). Поэтому резервы для дальнейшего увеличения степени
использования химической энергии газа за счет роста восстано-
вимости сырья ограниченны. Результаты опытных плавок пока-
зали, что содержание СО2 в газе при работе доменной печи на
металлизованной шихте снизилось с 13-17 до 9-12 %, а степень
использования оксида углерода Т|со уменьшилась от 0,31-0,33 до
0,24-0,28. Содержание СО в колошниковом газе возросло с
24-28 до 30,31 %.
Этот кажущийся отрицательный эффект работы доменной
печи на металлизованной шихте - отклонение состава газа-вос-
становителя от равновесия - дает новые перспективы для даль-
нейшего улучшения качества сырья, в частности повышения
восстановимости металлизованных железорудных материалов.
4.	Использование металлизованной шихты изменяет и харак-
тер тепловой работы доменной печи. Анализ тепловых балансов
показывает, что сокращение удельного расхода кокса происхо-
дит в основном за счет снижения расхода тепла на прямое вос-
становление оксидов железа. Доля этой статьи баланса снизи-
лась при переработке металлизованной шихты с 27-28 (окислен-
ная шихта) до 13-19 %. Из зональных балансов было выяснено,
что при проплавке металлизованной шихты (степень металлиза-
ции 40 % и более) зона критических (с точки зрения дефицита
тепла) температур смещается вниз. При работе на окисленных
железорудных материалах эта зона соответствует 1000-1200 °C,
т. е. области прямого восстановления оксидов железа. Из этого
следует, что при проплавке металлизованной шихты с повышен-
ной степенью металлизации все мероприятия, обеспечивающие
концентрацию тепла и введение его в горн доменной печи (кис-
лородное дутье, нагретое дутье и др.), будут способствовать рос-
ту эффективности применения металлизованного сырья.
Таким образом, металлизация шихты и использование ком-
бинированного дутья не конкурирующие мероприятия. Наобо-
рот, их совместное применение позволяет достигнуть улучшения
показателей доменной плавки. В то же время использование при
340
работе доменной печи на металлизованной шихте природного
газа и других углеводородов без обогащения дутья кислородом
не приведет к большому положительному эффекту, так как вы-
сокий восстановительный потенциал газа-восстановителя в шах-
те доменной печи не может быть полностью и эффективно реа-
лизован из-за относительно малого количества оксидов железа,
восстанавливаемых косвенным путем.
5.	При замене агломерата металлизованными окатышами
(на доменной печи НТМК) газодинамическое сопротивление
шихты несколько возросло, что привело к снижению интенсив-
ности плавки. Это объясняется уменьшением доли кокса в ших-
те. При этом необходимо отметить, что металлизованные на
40-50 % окатыши, используемые в доменных плавках на НТМК,
не разбухают и практически не разрушаются, так как в них име-
ется прочный каркас из металлического железа.
6.	Несмотря на снижение интенсивности плавки (по коксу) и
газопроницаемости шихты, при работе на металлизованной
шихте сход материалов в печи не только не ухудшился, а даже
улучшился. Причина этого в следующем: зона первичного шла-
кообразования сокращается, а уровень ее в печи понижается.
Это уменьшает высоту зоны пластического состояния, снижает
ДР в нижней части печи и облегчает движение газового потока
и его распределение по сечению доменной печи, приводя к за-
метному росту ее производительности. Металлизованные ока-
тыши имеют большую плотность, что облегчает их сход (увели-
чивается масса шихты).
Расчеты и практические результаты работы доменных печей
показывают, что на каждые 10 % металлизации шихты (в преде-
лах до 50 %) прирост производительности для различных усло-
вий составляет 4-7 %, а снижение расхода кокса 5-7 %.
В период освоения Оскольского электрометаллургического
комбината (ОЭМК) небольшая партия полученных там метал-
лизованных окатышей была проплавлена в доменных печах № 1
и 2 НЛМК объемом соответственно 1060 и 1000 м3. Это позволи-
ло изучить влияние степени металлизации шихты на технико-
экономические показатели доменной плавки в условиях промы-
шленного производства.
Металлизованные окатыши имели следующий химический
состав, %: Ре()бщ — 90,91; FeMCT — 81,80; SiO2 — 4,42; С - 1,57; S —
0,004; Р - 0,014; MgO - 0,30; СаО - 0,15; Мп - 0,028; степень ме-
таллизации 90,3 %. Насыпной вес 1,97-2,05 т/м3; содержание
341
Таблица 9.4
Сравнительные показатели доменной плавки
Показатель	I	II
Длительность, сут	16	18
Производительность, т/сут	2138	2187
Приведенный расход кокса, кг/г	490	462
Интенсивность плавки по коксу, т/(м3сут)	0,982	0,940
Содержание Fe в шихте, %	53,64	55,89
Расход металлизованных окатышей, кг/т	—	113
Степень металлизации шихты, %	0,3	9,6
Расход природного газа, м3/т	по	105
Дутье: расход, м3/мин	1667	1601
температура, °C	1167	1183
содержание О2	28,5	28,4
влажность, г/м3	3,4	4,6
Степень использования восстановительной способности		
газов, %: СО	42,7	41,1
н2	38,5	36,5
Степень развития процесса косвенного восстановления, %	79,2	78,0
Рудная нагрузка, т/т	3,64	3,82
фракции 5-0 мм от 1,3 до 13,7 %. Характеризуются высокой по-
ристостью, развитой удельной поверхностью пор (до 3 м2/г) и
большим их объемом.
Расход дутья, содержание в нем кислорода, расход природно-
го газа поддерживали на одном уровне при работе с введением
металлизованных окатышей и без них.
Основные технико-экономические показатели работы до-
менной печи № 1 в период без использования металлизованных
окатышей (I) и с использованием их (II) приведены в табл. 9.4.
При переработке металлизованных окатышей печь работала
ровно, интенсивность плавки по руде и по газу практически не ме-
нялась. Это указывает на то, что не использована в полной мере
возможность форсирования хода печи дутьем, поэтому и прирост
производительности оказался несколько ниже ожидаемого -
2,3 % при степени металлизации шихты 9,6 %; расход кокса в то
же время снизился на 5,7 %.
Из результатов плавок следует, что увеличение степени ме-
таллизации шихты не приводит к сколько-нибудь значительным
изменениям соотношения типов восстановительных процессов
(т. е. Rj и rd) в доменной печи.
342
Подтверждено, что эффективность металлизации железо-
рудных материалов проявляется при работе доменной печи на
высоких параметрах комбинированного дутья в меньшей степе-
ни, чем при умеренном обогащении дутья кислородом и расходе
природного газа.
В настоящее время металлизованные окатыши для выплавки
чугуна в доменных печах производятся в основном в Японии, где
для этого построены пять промышленных установок. Причем
металлизованные окатыши здесь делают из отходов металлур-
гических производств - пылей и шламов. Применение этих мате-
риалов (пылей и шламов) в производстве агломерата или окис-
ленных окатышей невозможно, так как в них много цинка, свин-
ца, соединений щелочных металлов, которые переходят в газо-
вую фазу при доменном и конвертерном производствах и оседа-
ют в системах газоочистки в виде шламов. В процессе металли-
зации эти примеси удаляются до приемлемых значений. Для вы-
плавки стали в электродуговых печах металлизованные окаты-
ши из этих материалов непригодны из-за высокого содержания
серы и пустой породы.
Имеется одна установка по производству металлизованных
окатышей для сталеплавильного и доменного производства в
Канаде (введена в действие в 1975 г.). В ЮАР также получают
частично восстановленные окатыши для выплавки ванадиевого
чугуна в электродоменных печах.
В бывшем СССР опытно-промышленные испытания домен-
ной плавки с использованием в шихте до 94 % металлизованных
окатышей со степенью металлизации 88,7 % провели также на
Белорецком металлургическом комбинате на доменной печи
№ 2 объемом 135 м3. При повышении степени металлизации от
О до 83,7 % производительность доменной печи увеличилась на
61,4 %, а расход кокса снизился на 47,6 % и составил 322 кг/т чу-
гуна. Проведены испытания и получены положительные резуль-
таты и на других заводах.
Основной причиной, сдерживающей развитие производст-
ва металлизованного сырья для выплавки чугуна, является его
высокая стоимость. Эффективность использования металли-
зованного сырья в доменном производстве с экономической
точки зрения определяется в основном разницей между сниже-
нием стоимости чугуна и повышением стоимости доменной
шихты. Для каждой страны и каждого предприятия эти соот-
ношения сугубо индивидуальные и значительно различаются в
343
зависимости от конкретных условий. К этим условиям глав-
ным образом относятся стоимость восстановителей, капиталь-
ные затраты на установки по металлизации и на производство
дополнительного количества чугуна и др. Япония, например,
за счет этого решает и экологические проблемы, утилизируя
пыли и шламы.
Вопрос производства металлизованных материалов для до-
менной плавки остается не решенным до настоящего времени,
что и сдерживает внедрение этого эффективного мероприятия.
Здесь два направления: производство металлизованного агломе-
рата и частично металлизованных окатышей. Последние жела-
тельно получать в одном процессе с упрочняющим обжигом.
ГЛАВА
10
РАСЧЕТ ДОМЕННОЙ ШИХТЫ
*
Расчет доменной шихты выполняется прежде всего для опре-
деления удельных расходов ее компонентов, т. е. исходных мате-
риалов, необходимых для получения чугуна нужного состава.
При этом определяют также состав и выход шлака, его техноло-
гические свойства и другие показатели доменной плавки. Расчет
производят как при проектировании новых доменных печей и
цехов, так и при их практической деятельности в связи с измене-
нием условий плавки, заменой в шихте одних материалов други-
ми, переводом печи на выплавку другого вида чугуна.
Известно несколько методов расчета доменной шихты. Ни-
же на конкретном численном примере излагается упрощенный
(сокращенный) расчет доменной шихты по методу профессора
А. Н. Рамма. Расчет выполнен для условий доменного цеха
ОАО “Чусовской металлургический завод” при выплавке ва-
надиевого чугуна из смеси агломерата и окатышей Качканар-
ского ГОКа.
Сущность методики расчета заключается в составлении и ре-
шении системы трех уравнений, которые в общем виде записы-
ваются следующим образом:
уравнение по выходу чугуна = 1,0;	(Ю.1)
уравнение по основности шлака S(m,-RO^ = 0;	(10.2)
уравнение теплового баланса Х(^,-<7,) = 0,	(10.3)
где ntj - расход i-ro компонента шихты на ед. чугуна; е, - теоре-
тический выход чугуна из единицы данного материала; RO( - со-
держание “свободных” оснований, выражающее избыток (или
недостаток) оснований в данном материале при заданной основ-
ности шлака; ф - тепловой эквивалент, выражающий “приведен-
ную” затрату тепла на все физико-химические превращения, ко-
торым подвергается в печи единица рассматриваемого материа-
ла, а для кокса - “приведенную” теплоотдачу его в печи.
345
Материальные характеристики компонентов шихты (е, RO) и
их тепловые эквиваленты (q) определяются по их химическому
составу и заданным параметрам плавки.
В том случае, когда в состав шихты входит несколько рудных
материалов, первоначально выполняется расчет средневзвешен-
ного состава рудного компонента в соответствии с их долями.
10.1. ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТА
Ниже представлены исходные данные для выполнения пред-
лагаемого примера расчета доменной шихты. Химический со-
став исходных шихтовых материалов и технический анализ кок-
са, принятые для расчета, представлены в табл. 10.1 и 10.2.
Заданное соотношение рудных материалов в шихте, мас.%:
агломерат Качканарского ГОКа - 55; окатыши Качканарского
ГОКа - 45.
Таблица 10.1
Химический состав шихтовых материалов
Материал	Содержание элементов и оксидов, мас.%					
	Fe	Мп	S	р	FeO	СаО
Агломерат Качканар. ГОКа Окатыши	53,20	0,20	0,024	0,013	11,13	11,39
Качканар. ГОКа	60,98	0,20	0,010	0,010	3,64	1,00
Зола кокса	6,16	—	1,44	0,390	—	6,64
Известняк	—	—	—		—	55,46
Содержание элементов и оксидов, мас.%
Материал	SiO2	AljOj	MgO	TiO2	V2OS
Агломерат Качканар. ГОКа Окатыши	5,37	2,66	2,80	2,44	0,502
Качканар. ГОКа	4,04	2,48	2,23	2,65	♦ 0,573
Зола кокса	48,84	22,07	2,23		—
Известняк	0,31	0,45	0,63	—	—
346
Таблица 10.2
Технический анализ кокса, мае. %
Зола	Сера	Летучие	СНел	Влага
11,30	0,40	0,70	87,60	2,10
Степень перехода элементов в чугун: железа T|Fe - 0,998; мар-
ганца Т)Мп - 0,60; титана Т|Г1 - 0,08; ванадия Т]у - 0,85; фосфора
Т)Р -1,00.
Ориентировочное и заданное содержание элементов в чугу-
не, %: [С] - 4,7; [Si] - 0,3; [Ti] - 0,2; [S] - 0,03.
Степень прямого восстановления железа rd = 0,40.
Теплоемкость чугуна сч = 0,9 кДж/(кг-К).
Теплоемкость шлака сшл = 1,26 кДж/(кг-К).
Заданная основность шлака В (CaO/SiO2) = 1,10.
Температура колошникового газа 1КТ = 300 °C.
Температура горячего дутья ta = 1100 °C.
Содержание кислорода в дутье со = 22 об.%.
Влажность дутья f= 9 г/м3.
Степень улетучивания серы при доменной плавке Xs = 0,1.
Остальные параметры, необходимые для выполнения расче-
та шихты, будут заданы в ходе выполнения примера расчета.
10.2. АЛГОРИТМ РАСЧЕТА ДОМЕННОЙ ШИХТЫ
Первоначально необходимо определить средневзвешенный со-
став рудной смеси, состоящей из 55 % Качканарского агломера-
та высокой основности и 45 % низкоосновных окатышей этого
ГОКа. В общем случае средневзвешенное содержание элемента,
оксида или соединения определяется следующим образом:
Л
ai ' Xi ’
(Ю.4)
где х - средневзвешенное содержание элемента, оксида или со-
единения в смеси, %; xf - содержание элемента, оксида или соеди-
нения в i-M материале, %; а, - доля /-го материала в смеси, кг/кг.
Для рассматриваемого примера при заданном соотношении
агломерата и окатышей содержание, например, железа и оксида
ванадия в смеси равно
Fe = 0,55-53,20 + 0,45-60,98 = 56,70 %;
V2O5 = 0,55-0,502 + 0,45-0,573 = 0,534 %.
347
Таблица 10.3
Средневзвешенный состав рудного материала
Fe	Мп	s	р	Fe2O3	FeO	СаО	SiO2	А12О3	MgO	TiO2	v2o5
56,70	0,20	0,018	0,012	72,46	7,76	6,71	4,77	2,58	2,54	2,53	0,534
Данные расчета по определению состава рудной смеси из аг-
ломерата и окатышей вносим в табл. 10.3.
Содержание Fe^ найдено из уравнения FejOj = (Fe - — FeO)-
160	72
’ 12 ‘
Теоретический выход чугуна из железорудного материала
(ежрм)и кокса (ек) определяется из выражений
Fe-rife+Mn -Пмп+Р Пр.
еж₽м	1(Ю _ qc]+[Si] + [Ti]j ’
_	0,01Fe3KT)Fe-А
к ’ 100-([C]+[Si]+[Ti])’
(10.5)
(10.6)
где Fe, Мп, Р, Fe3K - содержание соответствующих элементов в
рудном материале и в золе кокса, мас.%; T|Fe, Т)Мп... - степень
перехода элементов в чугун, кг/кг; [С], [Si], [Ti] - содержание
элементов в чугуне, мас.%; А - содержание золы в коксе,
мас.%.
Для приводимого примера
56,70-0,998 + 0,20-0,60 + 0,012-1,00
= 0,5975 кг/кг;
®жрм
100 - (4,7 + 0,3 + 0,2)
0,01-6,16-0,998-11,30
100 - (4,7 + 0,3 + 0,2)
= 0,0073 кг/кг.
Удельный расход железорудного материала без учета выхо-
да чугуна из золы кокса равен
Р"жрм = —,	(10.7)
^жрм
КрМ =	= 1,6736 кг/кг чугуна.
348
Далее определяется масса элементов и оксидов, вносимых в
печь рудным материалом, кг/т чугуна:
М = 10-Р
(10.8)
где Mj - масса /-го элемента или оксида, вносимого в печь руд-
ным материалом, кг/т; х, - его содержание.
ATAVA X	A VZ ATA 1YA / A j W/A VZ	AAA All W' •
(Fe) = 10-1,6736-56,70 = 949,94;	(SiO2) = 10-1,6736-4,77 = 79,83;
(S) = 10-1,6736-0,018 = 0,30;	(A12O3) = 10-1,6736-2,58 = 43,18;
(P) = 10-1,6736 0,012 = 0,20;	(MgO) = 10-1,6736-2,54 = 42,51;
(Mn) = 10-1,6736-0,20 = 3,35;	(TiO2) =10-1,6736-2,53 = 42,34;
(FeO) = 10-1,6736-7,76 = 129,87;	(CaO) = 10-1,6736-6,71 = 112,30;
(V2O5) = 10-1,6736-0,534 = 8,94.
Количество шлака, получающегося из рудного материала,
t/жрм = 0,001{(СаО) + (SiO2) + (Ai2O3) + (MgO) + (1 - ПпХТЮг) +
+ (1 -nv)(V2O5) + l,286(Fe)(l - Пне) + 1,29(Мп)(1 -Пмп) +
+ 0,5(1 - MS) - 2,14-10[Si]}.
(10.9)
При ранее принятых значениях степени перехода элементов
в чугун и найденных массах элементов и оксидов, вносимых руд-
ным материалом, масса шлака, получающегося из 1 кг рудного
сырья, составит
£/жрм = 0.001 {112,30 + 79,83 + 43,18 + 42,51 + (1 - 0,08)42,34 +
+ (1 - 0,85)8,94 + 1,286(1 - 0,998)949,94 + 1,29(1 - 0,60)3,35 +
+ 0,5(1 - 0,1)0,3 - 21,4-0,30} = 0,3160 кг/кг чугуна.
Теплота диссоциации монооксида железа
CFe = 5,23(Fe)rd,
СНс = 5,23-949,94-0,40 = 1987,3 кДж/кг чугуна.
Теплота диссоциации трудновосстановимых оксидов
Gnp = [7,95(Мп)т|мп + 32,64(Р) + 31,38-e^fSi] +
+ 5,45(1 - Xs(S)],
(10.10)
(10.11)
е„р = [7,95-3,35-0,6 + 32,64-0,20 + 31,38-0,5975-0,3 +
+ 5,45(1 - 0,1)0,3] = 29,30 кДж/кг чугуна.
349.
Теплосодержание чугуна
Се = счЛ,	(10.12)
где t4 - температура чугуна, °C,
0Е = 0,9-1450 = 1305 МДж/кг.
Теплосодержание шлака определяется по уравнению
Qu = £*ШЛ (Гч + AOt/жрм.	(10.13)
где bi - перегрев шлака относительно чугуна, °C (обычно 40-60 °C),
Qv = 1,26(1450 + 50)0,3160 = 597,2 МДж/кг чугуна.
Полезный расход тепла в печи составляет
Qo = Qn + Qnp + Qe + Qu>	(Ю.14)
Qo = 1987,3 + 29,3 + 1305,0 + 597,2 = 3918,8 МДж/кг чугуна.
Расход углерода на прямое восстановление элементов чугуна
определяется из уравнения
Cd = [0,214(Fe)r.T|Fe + 0,22(Мп)т]Мп + 0,86[Si] 10 +
+ 0,97(Р)+1,5(S)].	(10.15)
Для приводимого примера этот расход равен
Cd = 0,214-949,94-0,40-0,998 + 0,22-3,35-0,60 + 0,86-0,3-10 +
+ 0,97-0,20 + 1,5-0,3 = 84,8 кг/т чугуна.
Избыток (+) или недостаток (-) оснований в рудном матери-
але составляет
ROmpm = [(СаО) + 2,14[8Щ0-В-ежрм -B(SiO2)].	(10.16)
При принятой основности шлака В = 1,10 значение RO со-
ставит
ROxpM = 112,30 + 2,14-0,3-10-1,10-0,5975 - 1,10-79,83 =
= +28,6735 кг/т.
350
“Избыток” оснований в известняке
ROH = [СаО„ - B-SiO2J 10,	(10.17)
где СаОи, SiO2ll - содержание оксидов в известняке, мас.%.
RO„ = [55,46 - 1,10-0,31] Ю = 551 кг/т.
Расход известняка на 1 кг чугуна, получающегося из железо-
рудного материала, равен
КОжрм
RO,
(10.18)
жрм “
’8,6735Л	Л ,
------- =-0,0520 кг/кг.
551,00 J	'
“Недостаток” оснований в золе кокса составляет
ROK = {0,01-А(СаО)зк + 2,14[Si]B-eK - 0,01 • A-R(SiO2)3K} 10, (10.19)
где (СаО)зк, (SiO2)3K - содержание оксидов в золе кокса, мас.%.
ROK = {0,01 -11,30-6,64 + 2,14-0,3-1,100,0073 -
-0,01-11,30-1,10-48,84 [10 = -53,15 кг/т.
Расход известняка на 1 кг кокса составляет
фк=-^,	(10.20)
ROH
фк = -	= +0.0965 кг/кг.
Находим выход шлака из 1 кг известняка:
(/„ = 0,01 [СаОи + SiO211 + А12О3и + MgOJ, (10.21)
ии = 0,01 [55,46 + 0,31 + 0,44 + 0,60] = 0,5681 кг/кг.
Для определения теплоотдачи кокса необходимо выполнить
промежуточные расчеты. Они производятся в такой последова-
тельности.
351
Определяем теплоемкость двухатомных газов (СО, N2, О2)
при температуре горячего дутья:
с0 = 1,2897 + 0,000121-Гд.	(10.22)
При температуре горячего дутья 1100 °C
с0 = 1,2897 + 0,000121-1100 = 1,4228 кДж/(м3-К).
Теплоемкость паров воды при температуре горячего дутья
составляет
сН2о = 1,4560 + 0,000282/,.	(10.23)
сН2о = 1,4560 + 0,000282-1100 = 1,7662 кДж/(м3-К).
Теплоемкость двухатомных газов при температуре колошни-
кового газа (принята равной 300 °C) составляет
сокг = 1,2897 + 0,000121-300 = 1,3260 кДж/(м3-К).
Расход дутья на 1 кг углерода кокса, сгорающего у фурм,
0,9333
Qr = 0,01-со + 0,00062/ ‘	(10'24)
При содержании кислорода в дутье 22,0 % и влажности дутья
9 г/м3
Сд =
0,9333
0,01-22,0 + 0,00062-9
= 4,1357 м3/кг Сф.
Выход колошникового газа определяется по балансу азота в
доменной печи из уравнения
0Д (1-0,01-со)
Скг =
0,01 [100 - (со^ + СОКГ + Н2Г)
(10.25)

где СО2КГ... - содержание соответствующих газов в колошнико-
вом газе, об.%.
Содержание диоксида углерода, монооксида углерода и водо-
рода в колошниковом газе может быть задано по производствен-
352
ным данным работы печи, выплавляющей чугун в условиях,
близких к рассматриваемому варианту расчета. Можно считать
также, что содержание азота в отходящем из печи газе составля-
ет 50-55 %, принимая меньшее значение при работе печи с со-
держанием кислорода в дутье 24-27 % и расходом природного
газа в пределах 100-140 м3/т чугуна. Погрешности, возникающие
при таком определении выхода колошникового газа, в малой
степени отражаются на численном значении теплоотдачи угле-
рода кокса.
В приводимом примере взят следующий состав колошнико-
вого газа: СО2 - 18,7 %, СО - 21,8 %, Н2 - 6,8 %.
4,1357(1-0,01-22,0)
0,01(100- (18,7 + 21,8 + 6,8]
= 5,5907 м3/кг Сф.
Теплоотдача углерода кокса, сгорающего у фурм (-IO-3), со-
ставляет
qc = 0,001 {9805 + Сд[с0 + 0,00124/-сН2о)'д -
- 10 8000,00124/] -
(10.26)
qc = 0,001 {9805 + 4,1357[(1,4228 + 0,00124-91,7662)1100 -
- 10 800-0,00124-9] - 5,5907-1,3260-300} = 13,6449 кДж/кг.
Теплоотдача углерода кокса прямого восстановления (-10-3)
равна
<?Cd = 9,805 - 0,001-1(10.27)
<?cd = 9,805 - 0,001-1,8667-1,3260-300 = 9,0624 кДж/кг.
Тепловой эквивалент известняка определяется из уравнения
qn = -^и сШл('ч + АО - {(5,44 + 0,20(100 - 100-C7J} 10, (10.28)
q„ = -0,5681-1,26(1450 + 50) -
- {(5,44 + 0,2-13,6449)[100 - 100-0,5681]} 10 = -4566,1 кДж/кг.
Выход шлака из кокса равен
t/K = 0,01 {0,01-A-SiO23K + А12О3зк + СаОзк +
+ MgO3K +0,5(1-Xs)SK]},
где SK - содержание серы в коксе, мас.%.
(10.29)
353
UK = 0,01 {0,01 • 11,3(48,84 + 22,07 + 6,64 + 2,23 +
+ 0,5(1 -0,1)0,4]} = 0,0904 кг/кг.
Тепловой эквивалент кокса с учетом потребности его во
флюсе составляет
• <7кФ = [?с(1 - 0,01Z)CHWI10 -UK-Cwi(t4 + Az) - 0,01-A-33,5-Fe3K -
- 83,7(1 - Xs)SK + Фкч7и],	(10.30)
где Z - тепловые потери печи, % (меняются в пределах 10-20 %).
Для приводимого примера тепловой эквивалент кокса равен
<7кф = [13,6449(1 - 0,01 15)87,60-10 - 0,0904-1,26(1450 + 50) -
- 0,01-11,30-33,5-6,16 - 83,7(1 - 0,1)0,4 + 0,0965(-4566,1) =
= 9495,1 кДж/кг.
Приведенный расход тепла на 1 кг чугуна из железорудного
материала с учетом потребности его во флюсе
Сжрм ф = Qo + (<7с — 7с<1)О1 + <7с[С] Ю - ФжрМ<7Ф,	(10.31)
бжрмф = 3918,8 + (13,6449 - 9,0624)84,8 + 13,6449-4,7-10 -
- (-0,0520)(-4566,1) = 4757,1 кДж/кг чугуна.
Удельный расход кокса без учета выхода чугуна из золы кок-
са определяется из уравнения
Г =	.	(10.32)
*?кф
Для приводимого численного примера
*= 9«5^Г = 0’501° КГ/КГ'
Удельный расход кокса с учетом выхода чугуна из золы кок-
са составит
к=~± !-'	(Ю.ЗЗ)
1 + с„ • к
354
к = -—= 0,499 кг/кг (т/т).
1 + 0,0073-0,5010
В этом случае расход средневзвешенного железорудного ма-
териала с учетом выхода чугуна из золы кокса равен
=	(10.34)
1 + ек-Л
Принимая во внимание найденное ранее значение Р^рм ф, на-
ходим
о	1,6736	.	ч
Ржвмл = —т-т—г———— = 1,6675 кг/кг (т/т),
₽ф 1+0,0073-0,5010
в том числе расход агломерата - 1,6675-0,55 = 0,9171 т/т, окаты-
шей - 1,6675 - 0,9171 = 0,7504 т/т.
При найденных значениях расхода кокса и рудного материа-
ла расход известняка для получения заданной основности шлака
определяется из уравнения
Р. = , Ф14"',., +	(10.35)
1 + е„к
—Л 05?
Ри =	+ 0,5010 0,0965 = -0,0030 кг/кг (т/т).
и 1 +0,0073-0,5010
Знак (-) перед полученным расчетным расходом известня-
ка свидетельствует о том, что при принятом соотношении вы-
сокоосновного агломерата и низкоосновных окатышей Качка-
нарского ГОКа для получения основности шлака, равной
CaO/SiO2 = 1,10, имеет место небольшой избыток (3 кг на 1 т
выплавляемого чугуна) известняка. Для получения шлака,
полностью соответствующего принимаемой основности, необ-
ходимо небольшое увеличение в шихте доли низкоосновных
окатышей.
После определения расходов компонентов шихты возможен
расчет состава чугуна и шлака.
10.3.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОСТАВА ЧУГУНА
Количество таких элементов, как железо, марганец, фосфор,
титан, медь, хром, никель, определяется по их содержанию в
шихтовых материалах и степени их перехода в чугун.
355
Найдем, к примеру, содержание железа в чугуне:
[Fe] = (PxpM-FexpM + 0,01-£-A-Fe3K)r|Fe,
(10.36)
где РжпМ, к - расходы рудного материала и кокса, т/т чугуна;
Рвжрм, Fe3K - содержание железа в рудном сырье и в золе кокса,
мас.%; А - содержание золы в коксе, мас.%; T|fc ~ степень пере-
хода железа в чугун, кг/кг.
[Fe] = (0,9171-53,20 + 0,7504-60,98 + 0,01-0,499-11,30-6,16)0,998 =
= 94,71 %.
Аналогично определяется содержание (для рассматриваемо-
го примера) марганца, фосфора и ванадия в чугуне:
[Мп] = (0,9171-0,20 + 0,7504-0,20)0,60 = 0,20 %;
[Р] = (0,9171-0,013 + 0,7504-0,010 + 0,01-0,499-11,30-0,39 = 0,04 %;
[V] = (0,9171-0,502 + 0,7504-0,573)0,56*0,85 = 0,42 % (* - коэф-
фициент пересчета V из V2O5).
Содержание кремния в чугуне зависит прежде всего от на-
грева горна доменной печи. В связи с этим оно устанавлива-
ется в соответствии с ГОСТом и техническими условиями.
При выплавке ванадиевых чугунов содержание кремния мож-
но принять равным 0,2-0,3 %. В приведенном примере оно
равно 0,3 %.
Содержание титана в чугуне также зависит от нагрева про-
дуктов плавки и принято в примере равным 0,20 %.
Содержание серы в чугуне определяется ее массой, поступив-
шей в печь, основностью, температурой и выходом шлака. При
выплавке передельных чугунов из подготовленного железоруд-
ного сырья на коксе, содержащего серу в пределах 0,4-0,7 %, ее
содержание в чугуне можно задавать в пределах 0,02-0,04 %. Для
приводимого примера содержание этой примеси в чугуне состав-
Таблица 10.4
Химический состав чугуна
Содержание элементов, мас.%	Si	Мп	S	р	V	Ti	С	Fe
	0,30	0,20	0,02	0,04	0,42	0,20	4,11	94,71
356
ляет 0,02 %. В дальнейшем содержание этой вредной примеси
уточняется в зависимости от полученного выхода и состава шла-
ка, а также по его серопоглотительной способности.
Расчетный состав получаемого чугуна приводится в табл. 10.4.
10.4.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ВЫХОДА И СОСТАВА ШЛАКА
Шлак образуется в результате плавления пустой породы руд-
ного сырья, флюса, к которым впоследствии (при сгорании кок-
са в фурменных очагах) присоединяется зола кокса. Одни окси-
ды при доменной плавке полностью переходят в шлак (СаО,
MgO, А12О3), другие - в подавляющей массе (SiO2, TiO2), и нако-
нец, легковосстановимые оксиды переходят в шлак в неболь-
шом количестве (оксиды Fe, Мп, V...).
Массы оксидов кальция, магния и алюминия, поступившие в
печь и полностью переходящие только в шлак, рассчитываются
следующим образом:
G, = 0,01[ZP,U) + 0,01-М(У)],	(Ю.37)
где Gj - масса оксида, приходящего в печь и полностью перехо-
дящего в шлак, кг/т чугуна; Pf - расход i-ro рудного материала,
кг/т чугуна; х, - содержание оксида (СаО, MgO, А12О3) в z-м мате-
риале, мас.%; к} - удельный расход кокса, кг/т чугуна; А - содер-
жание золы в коксе, мас.%; (у) - содержание оксидов (СаО, MgO,
А12О3) в золе кокса, мас.%.
Для приводимого примера, принимая во внимание получен-
ные удельные расходы материалов (кг/т чугуна) и химические
составы шихтовых материалов, массы оксидов кальция, магния
и алюминия, переходящие в шлак, составят:
Gcao = 0,01(917,1 11,39 + 750,41,00 + 0,01-49911,30-6,64) = 115,7 кг/т;
GMg0 = 0,01(917,1-2,80 + 750,4-2,23 + 0,01-499-11,30-2,23) = 43,7 кг/т;
СА12оз = 0,01(917,1-2,66 + 750,4-2,48 + 0,01 -499-11,30-22,07) = 55,4 кг/т.
Масса оксидов железа, марганца, ванадия, хрома, титана оп-
ределяется их массой, вносимой в печь, и степенью перехода
этих оксидов в шлак:
G„= 0,01[yp,(^)+ft01-*l-A.(Z)](l--n,)-7?!i. (10.38)
J'	M-r
357
где Gm - масса оксидов (Fe, Мп, V, Сг...), переходящих в шлак,
кг/т чугуна; (у,) - содержание i-го элемента в материале, мас.%;
Т), - степень перехода z-го элемента в чугун, кг/кг; Мт, М7 - со-
ответственно молекулярные массы оксида и элемента в этом ок-
сиде.
GFeO = 0,01(917,1-53,20 + 750,4-60,98 +
+ 0,01-499-11,30-6,16)(1 - 0,998)77 = 2,44 кг/т.
56
бмпо = 0,01(917,1-0,20 + 750,4-0,20)(1 - 0,60)|^- = 1,72 кг/т.
GV2o5 = 0,01(917,1-0,502 + 750,4-0,573)(1 - 0,85) = 1,33 кг/т.
GTiO2 = 0,01(917,1-2,44 + 750,4-2,65)(1 - 0,08) = 38,9 кг/т.
Масса оксида кремния в шлаке определяется его прихо-
дом в печь с шихтовыми материалами за вычетом кремнезе-
ма, пошедшего на получение заданного содержания кремния
в чугуне:
GsiO2 = 0,01(917,1-5,37 + 750,4-4,04 + 0,01-499-11,30-48,84 -
- 10-0,3^) = 107,0 кг/т.
28
Для определения массы серы, переходящей в шлак, необхо-
димо установить ее приход с шихтовыми материалами и вычесть
из этого прихода массу серы, улетучивающуюся с колошнико-
вым газом и переходящую в чугун:
Gs = 0,01(917,1-0,024 + 750,4-0,010 + 499-0,40)(1 - 0,1) -
- (10-0,02) = 1,76 кг/т.
Расчет выхода и состава шлака выполняется в табличном ви-
де (табл. 10.5).
Полученный расчетный состав шлака необходимо проанали-
зировать в целях установления пригодности его к реальной до-
менной плавке. Следует определить температуру плавления
шлака, его вязкость при рабочих температурах горна печи, уточ-
нить полученную основность шлака, а также скорректировать
заданное содержание серы в чугуне.
358
Таблица 10.5
Выход и состав шлака
Оксиды	СаО	SiO2	A12O3	MgO	TiO2	V2O5	FeO	МпО	S (как составля- ющая шлака)	Всего
Масса, кг/т	115,7	107,0	55,4	43,7	38,9	1,3	2,4	1,7	1,8	367,9
Состав, %	31,45	29,08	15,06	11,88	10,58	0,35	0,65	0,46	0,49	100,00
Температура плавления шлака и его вязкость определяют-
ся по диаграммам состояния тройной шлаковой системы
CaO-SiO2-Al2O3 после пересчета шлака на три указанных ок-
сида.
Содержание этих оксидов в трехкомпонентной шлаковой си-
стеме находится следующим образом:
31,45
(СаО) =-------------------100 = 41,60 %;
7 31,45+29,08 + 15,06
29,08
(SiQj) = 31<45 + 29,08 + 15,06 100 = 38,48 %;
(А12О3) = 100 - (41,60 + 38,48) = 19,92 %.
По имеющимся в специальной литературе диаграммам состо-
яния можно найти, что температура плавления полученной шла-
ковой системы составляет 1350 °C.
Вязкость шлака определяется также с привлечением трой-
ных шлаковых систем. Однако с достаточной степенью точнос-
ти вязкость шлака при температуре 1500 °C можно найти по
уравнению
П15оо = 0, к 2,771(СаО) - 0,044(SiO2)+1,64(А12О3) -
(10.39)
359
r11sm= o, ip, 771-41,60 - 0,044-38, 47 + 1,64 19,92-
11 JkA/	I
-187,25
41,61
за 47
+54,13
41,61
За 47
► = 0,7Па-с.
Надо отметить, что вязкость полученного шлака велика -
она достигает предельных значений, которые необходимы для
осуществления нормального технологического режима плавки.
Однако полученный шлак характеризуется повышенным содер-
жанием в нем оксида магния, понижающего вязкость шлакового
расплава. Поправка на разжижающее действие оксида магния
делается в такой последовательности.
Находим содержание оксида магния в четырехкомпонентной
шлаковой системе CaO-SiO2-Al2O3-MgO (см. табл. 10.5):
(MgO)' =
11,8
31,45 + 29,08 + 15,06 + 11,88
13,58%.
Определяем вязкость шлака с учетом влияния разжижающе-
го действия оксида магния:
11Ж = П.я» - 0,02(MgO)',	(10.40)
ЧЖ = 0,7 - 0,02-13,58 = 0,4 Па/с.
 IJvv	л
Далее необходимо произвести корректировку содержания
серы в чугуне (ранее принято [S] = 0,02 %).
Находим значение коэффициента распределения серы меж-
ду шлаком и чугуном по эмпирическому уравнению
Ls = 9,3[Si] + 113
СаО
, SiO2
-103
(10.41)
9,3-0,3 + 113
^31,45^
4 29,08 )
-103 = 22.
9
360
По найденному значению Ls с использованием уравнения
(10.42) корректируем содержание серы в чугуне:
10+0,01 Ls-U
(10.42)
где т, - расход i-ro материала, кг/т чугуна; S, - содержание серы
в г-м материале, %; X,s - степень улетучивания серы, кг/кг; U -
удельный выход шлака, кг/т чугуна.
0,01(917,1-0,024 + 750,40,010 + 4990,40)-(1 - 0,01)
10 + 0,01-22-367,9
= 0,023 %.
Таким образом, полученный расчетный состав шлака как по
вязкости, так и по обессеривающей способности удовлетворяет
требованиям нормального технологического режима доменной
плавки.
10.5.	РАСЧЕТ УДЕЛЬНОГО РАСХОДА ДУТЬЯ, ВЫХОДА
И СОСТАВА КОЛОШНИКОВОГО ГАЗА
Фиксируемый на доменной печи расход дутья чаще всего тре-
бует корректировки, что связано с потерями дутья по воздухо-
подводящему тракту, численное значение которых неизвестно, а
также с погрешностями в показаниях КИП.
Ниже приводится методика расчетного отделения расхода
дутья по количеству углерода кокса, сгорающего у фурм.
Для выполнения расчета необходимо знать состав чугуна
(приведен в табл. 10.4), параметры дутья (содержание кислорода
в дутье и его влажность), а также степень прямого восстановле-
ния оксидов железа (в примере принята rd = 0,4).
Находим расход углерода на прямое восстановление оксидов
железа:
12
С«= [Fe]10-rd*~,
JO
(10.43)
где [Fe] - содержание железа в чугуне, мас.%; rd- степень прямо-
го восстановления, доли ед.
Спр = 94,71-10-0,4 ~ = 81,2 кг/т чугуна.
и	56
361
Расход углерода на прямое восстановление примесей чугуна
составляет
<5= lo{[Mn]^+[P]^+[Si]^+[S]S+[V]^+[Ti]^|, (10.44)
w JJ OZ Zo JZ 1 LU 4-0 J
где [Mn], [P], [Si]... - содержание элементов в чугуне, мас.%,
Спр =
^лр
1о(о,2О—+0,04—+0,3—+0,02—+
55	62	28	32
л 60 л „ 12
+0,42---ь 0,2—
ПО 48
► = 6,3 кг/т чугуна.
Количество пришедшего в печь углерода кокса
Сприш = 0,01 -£[100 -(A + S + Л)],	(10.45)
где к - удельный расход кокса, кг/т чугуна; A, S, Л - содержание
золы, серы и летучих в коксе, %.
Сирии = 0,01-499(100 - (11,3 + 0,4 + 0,7)] = 437,1 кг/т.
Количество углерода кокса, пошедшее на образование мета-
на (Си + 2Н2 = СН4), составляет обычно 0,8 % от пришедшего в
печь углерода кокса и для приводимого примера равно
СЕЦ = 0,008Спршп,	(10.46)
СН4 = 0,008-437,1 = 3,5 кг/т чугуна.
Количество углерода кокса, сгорающего у фурм,
Сф = Сирии - (Ю[С] + С* + С$ + ССН4), (10.47)
где [С] - содержание углерода в чугуне, мас.%.
Сф = 437,1 - (10-4,11 + 81,2 + 6,3 + 3,5) = 305,0 кг/т чугуна.
Расход дутья, необходимый для сжигания 1 кг углерода кок-
са у фурм, равен
, _	0,9333
д 0,01 со + 0,00062/’
(10.48)
362
где ® - содержание кислорода в дутье, об.%; f- содержание вла-
ги в дутье, г/м3;
0,9333
Уд = 0,01-22,0 + 0,00062-9 = 4,1373 м3/кг СФ'
Расход дутья, необходимый для конверсии 1 м3 природного
газа (при условии, что природный газ состоит только из метана),
°’5
Уд = 0,01 со + 0,00062/ ’
(10.49)
V" =
*д
0,5
0,01-22,0 + 0,00062-9
= 2,2165 м3/м3.
При расходе природного газа Упг =100 м3/т чугуна (принима-
ется при выполнении расчета) его расход в расчете на 1 кг угле-
рода кокса, сгорающего у фурм, составит:
о = У^Сф,	(10.50)
о = 100:305,0 = 0,3279 м3/кг Сф.
Удельный расход дутья
бд = (у; + а^)Сф,	,(10.51)
(к = (4,1373 + 0,3279-2,2165)305,0 = 1483,5 м3/т.
Расчет выхода колошникового газа производится в такой по-
следовательности.
Находим выход фурменного газа в расчете на 1 кг углерода
кокса, сгорающего у фурм:
У'т = 1,8667 + у;(1 - 0,01® + 0,00124/),
(10.52)
у; = 1,8667 + 4,1373(1 - 0,01-22,0 + 0,00124-9) = 5,1400м3/кг Сф.
Выход фурменного газа при конверсии 1 м3 природного газа
(при условии, что природный газ - это метан) равен
У/ = 3 + 7/(1 - 0,01© + 0,00124/),
(10.53)
У/ = 3 + 2,2165(1 - 0,01-22,0 + 0,00124-9) = 4,7536 м3/м3.
363
Удельный выход фурменного (горнового) газа составит
Угг = (К + оУГ)Сф,	(10.54)
Vn. = (5,1400 + 0,3279-4,7536)305,0 = 2043,1 м3/т чугуна.
При конверсии природного газа в фурменном очаге (СН4 +
+ 0,5О2 = СО + 2Н?) образуется 1 м3/м3 монооксида углерода (СО)
и 2 м3/м3 водорода (Нз).
Тогда фурменный газ включает следующие составляющие:
Усо = 1,8667 + о(СО)]Сф;	(10.55)
VN2 =
0,9333 + 0,5 • о(со)
0,01®+0,00062/
(1-0,01®) Сф;
(10.56)
VH2 = Vrr - (Усо + VN2).
(10.57)
Выполненный расчет приводит к следующим данным, м3/т:
Усо = 669,4; yN2 = 1157,2; УН2 = 216,5.
Удельный выход монооксида углерода, получающегося при
прямом восстановлении оксидов железа и примесей чугуна, рас-
считывается по уравнению
У$)в= 10-22,4
[Feb + 2[Si] + [Мп] + 5[Р] * (S) + 2[Ti]
56	28	55	32	32	48
, (10.58)
где [S] - содержание серы в шлаке, % (см. табл. 10.5).
У$>в =
10-22,4
'94,71-0,4
<	56
2-0,3 0,2 5-0,04
+ 28 + 55 + 32 +
0,49
+ —— +
32
2-0,2А
48 )
= 163,8 м3/т чугуна.
Удельный выход монооксида углерода до момента начала
косвенного восстановления (горизонт с температурой ~ 1000 °C)
составляет
Усо — Усо + УсВв,
(10.59)
Усо = 669,4 + 163,8 = 833,2 м3/т чугуна.
364
Принимаем степень использования монооксида углерода
Лео —
равной 0,45. В реальных условиях доменной
плавки, при выплавке передельного чугуна, значение Т|со меня-
ется от 0,36 (при низкой степени использования восстановитель-
ной способности газа) до 0,52 (наилучшего в мировой практике).
В этом случае объем диоксида углерода в колошниковом га-
зе, получающийся за счет процесса косвенного восстановления,
равен
^СО2 _ ^СО'ЛСО’
Ус62 = 833,20,45 = 374,9 м3/т чугуна.
(10.60)
При загрузке в печь сырого известняка наблюдается возрас-
тание в отходящем газе диоксида углерода за счет разложения
известняка (СаСО3 = СаО + СО2). Объем диоксида углерода за
счет разложения известняка
Vcoj = 0,01Ри(ПМПП)и
22,4
(10.61)
где Ри - удельный расход известняка, кг/т чугуна; ПМППИ - со-
держание потерь массы при прокаливании известняка, мас.%.
Объем диоксида углерода в колошниковом газе составит

(10.62)
В приводимом примере сырой известняк не входит в состав
шихты, в связи с чем объем СО2 в колошниковом газе равен
Vco2 = 374,9 м3/т чугуна.
Объем монооксида углерода в колошниковом газе составит
V& = ^со - v&2.
Vco = 833,2 - 374,9 м3/т чугуна.
Объем азота в колошниковом газе равен
^У2 = Vn2,
VNr2 = 1157,2 м3/т чугуна.
(10.63)
(10.64)
365
Объем метана в отходящем газе определяется следующим
образом:
22 4
V&U = си».
(10.65)
Расход углерода на образование метана найден ранее (см.
п. 10.46):
сн4 =	3,5 = 6,5 м3/т чугуна.
Для того чтобы определить объем водорода в колошнико-
вом газе, необходимо знать величину степени его использования
Т|н2- Вполне достоверное значение Т|Н2 может быть определено
через степени использования монооксида углерода Т|со по урав-
нению
Пн2 — 0,88т|со + 0,1,
(10.66)
Пн, = 0,88-0,45 + 0,1 = 0,50.
л*
В этом случае объем водорода в колошниковом газе соста-
вит
^2 = УН2(1-Пн2),
(10.67)
Vff2 = 216,5(1 - 0,5) = 108,2 м3/т чугуна.
Таким образом, общий выход колошникового газа будет ра-
вен
ftr = V&2 +
+ ПГ2.
(10.68)
QKr = 374,9 + 458,3 + 1157,2 + 6,5 + 108,2 = 2105,1 м3/т чугуна.
В этом случае состав колошникового газа следующий, %:
СО2Г =	9 100= 17,81; СОКГ = 21,77;
2105,1
N2r = 54,97; Н2 = 5,14; СН4 = 0,31.
366
10.6.	МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
Материальный баланс учитывает приход и расход всех мате-
риалов и продуктов плавки.
Перед составлением материального баланса необходимо вы-
разить удельные расходы дутья и выхода колошникового газа,
полученные выше в объемном измерении, в массовых единицах.
Масса природного газа, подаваемого в печь (при условии, что
природный газ - это метан), составляет
(10.69)
100 = 71,4 кг/т чугуна.
Масса подаваемого в печь дутья равна
Рд ~ ^д
(1-0,01(0)28
22,4
+0,01<о
00124/)+0,001/х, (10.70)
Рд= 1483,5
(1-0,01-22,0)28
22,4
+0,01-22,0
32
22,4
(1-0,00124-9) +
+ 0,001 • 9 > = 1904,7 кг/т чугуна.
Масса колошникового газа, отходящего из печи, составляет
Ркг = 0,01 •екг^(44С(^г + 28СОКГ +16СН^ + 2Н^ + 28N^r), (10.71)
Ркг = 0,01-2105,1^-(44-17,81 + 28-21,77 +160,31 + 2-5,14 +
+ 28-54,97) = 2770,1 кг/т чугуна.
Далее все полученные расходные значения рудных материа-
лов, кокса, шлака и найденных масс природного газа, дутья и вы-
хода колошникового газа сводятся в табл. 10.6.
В том случае, когда в приходной части материального балан-
са подставляются расходы влажных материалов для учета выно-
367
Таблица 10.6
Материальный баланс доменной плавки
Приход		Расход	
Статья прихода	кг/т	Статья расхода	кг/т
Агломерат качканарский Окатыши качканарские Кокс Природный газ Дутье	917,1 750,4 499,0 71,4 1904,7	Чугун Шлак Колошниковый газ	1000 367,9 2770,1
Итого	4142,6	Итого	4138,0
Примечание. Невязка баланса 4142,6 - 4138,0 = 4,6 кг, или 0,11 %.
са пыли и потерь чугуна со скрапом и шлаком, в расходной час-
ти баланса появляются статьи выноса пыли, влаги в газе, а так-
же потери чугуна со скрапом и шлаком.
10.7.	ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
Для реализации доменного процесса необходимо тепло. Оно
расходуется на нагрев загруженных в печь шихтовых материалов,
плавление чугуна и шлака, оно необходимо для компенсации отри-
цательных тепловых эффектов реакций восстановления оксидов
железа и других элементов, для увеличения скорости течения хи-
мических реакций, сопровождающих доменный передел, для раз-
ложения гидратов и карбонатов, для испарения влаги шихты и т. д.
Результат тепловой работы печи наглядно отражает тепло-
вой баланс доменной плавки. Этот баланс дает общую картину
как приходной, так и расходной части баланса, позволяет выпол-
нить обоснованный анализ тепловой работы печи и сделать кон-
кретные выводы о возможности сокращения удельного расхода
кокса при доменном переделе.
Тепловой баланс доменной плавки выполняется на основе
ранее составленного материального баланса с ориентацией на
1 кг чугуна и для наглядности отображается в табличном виде.
Приходная часть теплового баланса включает следующие
статьи.
Количество теплоты, получающейся при горении углерода
кокса, составляет
Qr,= Сф-9805 10-3.
(10.72)
368
При найденном ранее количестве углерода кокса, сгорающе-
го у фурм (Сф = 305,0 кг/т чугуна), значение этой статьи и для
приводимого примера составит
Сф = 305,0-9805-10-3 = 2989,0 кДж/кг чугуна.
Для расчета второй статьи прихода теплоты - теплоты на-
гретого дутья - первоначально необходимо определить теплоем-
кости газов (кислорода и азота), составляющих дутье, а также
теплоемкость паров воды при температуре горячего дутья. Это
можно сделать, воспользовавшись справочником. С достаточной
степенью точности эти теплоемкости можно рассчитать по урав-
нениям
Со^ = 1,2897 + 0,000121гд;	(10.73)
СН2о = 1.4560 + 0,000282гд,	(10.74)
где Co2 N2, СН2о - теплоемкости газов и паров воды, кДж/(м3-К);
1Д - температура горячего дутья, °C.
При выполнении приводимого примера температура горяче-
го дутья составляет 1100 °C.
С^ = 1,2897 + 0,000121-1100 = 1,4228 кДж/(м3-К);
СН2о = 1,4560 + 0,000282-И00 = 1,7662 кДж/(м3К).
Приход теплоты с нагретым дутьем рассчитывается по урав-
нению
= 0,001-ед{[0,01 ©С02 + (1 - 0,01 -co)CN2]-(1 - 0,00124» +
+ 0,00124/-СН2О}гд.	(10.75)
Используя найденное ранее значение удельного расхода
дутья (0Д = 1483,5 м3/т чугуна) и принятые параметры дутья
(б) = 22,0 %, f = 9 г/м3), находим
<2„д = 0,001-1483,5 {[0,01-22,0-1,4228 +
+ (1 - 0,01-22,0) 1,4228]-(1 - 0,00124-9) +
+ 0,00124-9-1,7662} 1100 = 2328 кДж/кг чугуна.
369
Количество теплоты, выделяющейся при конверсии (непол-
ном горении) природного газа (при условии, что природный газ
состоит только из метана), равно
СкпРг = 0,001^1657,
(10.76)
Скпрг= 0,001 100-1657 = 165,7 кДж/кг чугуна.
Количество теплоты, выделяющейся при процессе шлакооб-
разования (эта статья прихода теплоты в печь учитывается толь-
ко при загрузке “сырого” известняка в печь, поскольку если ис-
пользуется окускованное рудное сырье, то процессы минерало-
образования с соответствующими тепловыми эффектами прохо-
дят на агломерационной либо обжиговой машине, а не в домен-
ной печи), рассчитывается из уравнения
Сшлобр = 11281(Г5РИ(ПМПП)И,	(10.77)
где Ри - удельный расход известняка, кг/т чугуна; ПМППИ - по-
тери массы при прокаливании известняка, мас.%.
В приводимом примере “сырой” известняк в печь не загружа-
ется.
При загрузке в печь горячего агломерата необходимо учиты-
вать еще одну статью прихода теплоты в печь - физическое теп-
ло шихты. Эта статья рассчитывается следующим образом:
бнжрм
0,001 Ржгм
•с
^жрм *жрм»
(10.78)
где Ржрм, сжрм, - расход горячего рудного материала (кг/т чу-
гуна), его теплоемкость (кДж/(кг-К)) и температура (°C).
Обычно температура горячего агломерата (при отсутствии
охлаждения на агломашине) составляет 400-600 °C; теплоем-
кость агломерата при этой температуре можно принимать рав-
ной 0,90-1,10 кДж/(кг-К).
Остальные статьи прихода теплоты в доменную печь (к при-
меру, косвенное восстановление оксидов железа) составляют не
более 1 % от общего прихода теплоты и в данной методике не
учитываются.
В сумме статьи прихода теплоты для приводимого примера
составляют
Сприход = 2989,0 + 2328,0 + 165,7 = 5482,7 кДж/кг чугуна.
370
Расходная часть теплового баланса включает в себя следую-
щие статьи.
Расход теплоты на прямое восстановление оксидов железа
определяется из уравнения
е* = 0,01[Fe]-rd-2716,	(10.79)
где [Fe] - содержание железа в чугуне, % (см. табл. 10.4); rd - сте-
пень прямого восстановления оксидов железа (принята равной
0,4).
Спр= 0,01-94,710,4-2716 = 1028,9 кДж/кг чугуна.
Расход теплоты на прямое восстановление примесей чугуна
= 0,01{5220[Мп] + 22 600[Si] + 15 490[Р] +
+ 36 167[Ti] + 7982[V]},	(10.80)
где [Мп], [Si]... - содержание соответствующих элементов в чу-
гуне, % (см. табл. 10.4).
Q"? = 0,01 {5220-0,2 + 22 600 0,3 + 15 490 0,4 +
+ 36 167-0,2 + 7982-0,42] = 190,3 кДж/кг чугуна.
Затраты теплоты на процесс десульфурации чугуна
Qs= 1734-10"5-t/(S),	(10.81)
где U - удельный выход шлака, кг/т чугуна (см табл. 10.5); (S) -
содержание серы в шлаке, % (см. табл. 10.5).
Qs = 1734-10~5-367,9-0,49 = 3,1 кДж/кг.
Затраты теплоты на компенсацию отрицательного теплово-
го эффекта восстановления оксидов железа водородом состав-
ляют
О"2 = 173110-З[0,00124-Сд/+ 2Уш.]цН2,	(10.82)
где Т|Н2 - степень использования водорода в печи, % (см. уравне-
ние 10.60).
= 1731 -10-3[0,00124-1483,5-9 + 2-100]0,50 = 174,7, кДж/кг чугуна.
371
Количество теплоты, уносимой из печи чугуном,
Q4 1'Сц"?
Ч’
(10.83)
где сч - теплоемкость жидкого чугуна, кДж/(кг-К) (можно прини-
мать равной 0,9 кДж/(кг-К); t4 - температура чугуна, °C (принята
равной 1450 °C (см. уравнение 10.12)).
Q4 = 10,9 1450 = 1305,0 кДж/кг.
Количество теплоты, уносимой из печи жидким шлаком,
бшл = 0.001 £7СШЛ(/Ч + Д/).
(10.84)
Принимая во внимание использованные выше параметры
(см. уравнение 10.13), находим численное значение этой статьи
расхода:
Сшл = 0,001-367,91,26(1450 + 50) = 695,3 кДж/кг чугуна.
Расход теплоты на разложение влаги дутья равен
Qw = 0,0012410-3Сд/-6912,	(10.85)
0ВЛ = 0,00124-10~3-1483,5-9,0-6912 = 114,4 кДж/кг чугуна.
При вводе в печь “сырого” известняка необходимо опреде-
лить затраты теплоты на его разложение:
Q„ = 4042-10-5Ри(ПМПП)и.
(10.86)
В приводимом примере эта статья расхода теплоты отсутст-
вует.
Чтобы рассчитать унос теплоты из печи колошниковым га-
зом, необходимо знать теплоемкости отходящих газов при тем-
пературе колошника. Эти данные можно взять из справочников,
а можно рассчитать из следующих уравнений, кДж/(м3-К):
Cco,n2 = 1,2938 + 0,0000895-гкг;
ССО2 = 1,6448 + 0,0007065 /кг;
СН2= 1,3012;
СН2О = 1,4743 + 0,0002205 7КГ,
где /кг — температура колошникового газа, °C.
(10.87)
(10.88)
(10.89)
(10.90)
372
После этого рассчитывается унос теплоты колошниковым
газом:
КГ
ю-5 [со“ ССО1 +(со"' + n")cC0N
I 1_ГКГ
+ н2 сН1
Gkt +
(10.91)
где СО2Г, СОКГ... - содержание соответствующих газов в колош-
никовом газе, %; /кг - температура колошникового газа, °C (ра-
нее принята равной 300 °C, уравнение 10.26).
Расчетный состав колошникового газа определен ранее (см.
подраздел 10.6). Для приводимого примера количество теплоты,
уносимой колошниковым газом, составит
кг= Ю’5
[17,81 -1,8568 + (21,77 + 54,87) 1,3206 +
+ 5,14-1,3012]2105,1 + 499-4,0 +
2105,1-5,14-0,50
(1-0,50)
1,5404 }>300 =
= 922,7 кДж/кг чугуна.
Общий расход теплоты по рассчитанным выше статьям ра-
вен
Gx = 1028,9 + 190,3 + 3,1 + 174,7 + 1305,0 + 695,3 + 114,4 + 922,7 =
- 4434,4 кДж/кг чугуна.
Потери теплоты с охлаждающей водой и в окружающее про-
странство определяются следующим образом:
Спотерь
бприход
-&•
(10.92)
373
Таблица 10.7
Тепловой баланс доменной плавки
Статья прихода теплоты	кДж/кг	%	Статья расхода теплоты	кДж/кг	%
Теплота горения			Затраты теплоты на пря-		
углерода кокса	2989,0	54,52	мое восстановление железа	1028,9	18,77
Теплота, вноси-			Затраты теплоты на пря-		
мая горячим ду-			мое восстановление при-		
тьем	2328,0	42,46	месей чугуна	190,3	3,47
Теплота конвер-			Затраты теплоты на де-		
сии природного			сульфурацию чугуна	3,1	0,06
газа	165,7	3,02	Затраты теплоты на вос- становление оксидов же- леза водородом	174,7	3,19
			Теплота, уносимая чугуном	1305,0	23,80
			Теплота, уносимая шлаком Теплота на разложение	695,3	12,68
			влаги дутья Теплота, уносимая из печи	114,4	2,09
			колошниковым газом	922,7	16,82
	•		Тепловые потери печей	1048,3	19,12
Итого	5482,7	100,00	Итого	5482,7	100,00
Для приводимого примера эти потери составят
Спотерь= 5482,7 - 4483,3 = 1048,3 кДж/кг чугуна.
В табл. 10.7 приведено табличное отображение теплового
баланса доменной плавки. Анализ статей прихода и расхода
теплоты свидетельствует о завышенном значении тепловых
потерь (19,12 %). При выплавке передельного чугуна в печи с
достаточно сохранившейся огнеупорной кладкой и исправной
системой охлаждения тепловые потери печи составляют
12-15 %.
При необходимости корректировки расхода кокса нужно вы-
полнить следующие расчеты. Находим приход теплоты в печь за
счет горения кокса у фурм и теплоты, вносимой в печь нагретым
дутьем, за вычетом из этой суммы теплоты, уносимой из печи
колошниковым газом:
2989,0 + 2328,0 - 922,7 = 4394,3 кДж/кг чугуна.
374
Количество этой теплоты, отнесенное к количеству углеро-
да кокса, сгорающего у фурм, равно
4394 3
—= 14 407,5 кДж/кг С*,
0,001-305,0	ф
где 305,0 - количество углерода кокса, сгорающего у фурм, кг/т
чугуна.
Если принять потери теплоты равными 15 %, то имеет место
избыток теплоты 19,12 - 15,00 = 4,12 %, что составляет
5482,7-0,0412 = 225,9 кДж/кг чугуна.
Это эквивалентно следующему расходу кокса:
Д£ =
225,9-1000
14 407,5-0,8760
17,9 кг/т чугуна,
где 0,8760 - содержание “нелетучего” углерода в коксе, кг/кг (см.
табл. 10.7).
Таким образом, скорректированное значение удельного рас-
хода кокса (Аск) для приводимого примера равно
kCK = k- Лк,
*
(10.93)
кСК = 499,0 - 17,9 = 481,1 кг/т чугуна.
ГЛАВА I МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ
П | ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
11.1. ДОМЕННАЯ ПЕЧЬ КАК ОБЪЕКТ УПРАВЛЕНИЯ
Доменная печь как объект управления характеризуется сле-
дующими основными признаками.
1.	Большой объем контролируемых параметров доменного
процесса.
2.	Отсутствие возможности контроля отдельных параметров,
например температуры шихты и газа в отдельных зонах домен-
ной печи.
3.	Недостаточная точность контроля параметров процесса.
4.	Временнбе запаздывание информации о продуктах плавки.
5.	Наличие помех, снижающих качество информации.
Основной технологической задачей доменной плавки являет-
ся восстановление железных руд и получение чугуна заданных
состава и температуры.
Главная задача управления доменной плавкой - создание в
печи наиболее благоприятных условий для протекания восстано-
вительных процессов и для максимального использования мате-
риальных и энергетических ресурсов технологического ком-
плекса. При этом должны учитываться цена и качество исполь-
зуемых шихтовых материалов, максимально достижимые темпе-
ратура нагрева дутья, расхода кислорода, природного газа, со-
стояние агрегатов комплекса и другие условия производства.
Опыт работы лучших отечественных и зарубежных мощных
доменных печей свидетельствует о том, что для выплавки каче-
ственного чугуна с минимальными затратами необходимо кон-
тролировать более 1,5 тыс. характеристик входных и выходных
параметров плавки, технологических параметров самого домен-
ного процесса и работы оборудования печи, для чего использу-
ется более 3000 единиц аппаратуры.
На рис. 11.1 представлена упрощенная схема контроля пара-
метров доменного производства. Контролируемыми являются
следующие параметры.
376
Рис. 11.1. Схема автоматического контроля параметров доменного процесса.
Ш — шихтовка плавки; ШП — шихтоподача; КГ — колошниковый газ; Т — турбовоздуходувка;
В — воздухонагреватели; Д — комбинированное дутье; Ч — параметры чугуна; Шл — параметры
шлака на выпусках. 1—10 — обозначения в тексте
Химический состав и физические свойства шихтовых мате-
риалов рудно-флюсовой части, кокса (7). Эта информация по-
ступает периодически и сравнительно редко (один раз в смену
или в сутки). Она используется для коррекции шихтовки домен-
ной плавки. Используются методы автоматического отбора
представительной пробы материалов и средства для экспресс-
анализа состава материалов, в частности квантометры, рентге-
новские спектрометры и др.
Загрузка шихтовых материалов (2). Сюда входят: массы руд-
ной и коксовой подачи, количество подач, порядок загружаемых
материалов, работа конусов или лотковых загрузочных аппара-
тов, уровень засыпи и скорость схода шихты, положение враща-
ющегося распределителя шихты (ВРШ), распределение матери-
алов в печи.
В настоящее время получили распространение бесконтакт-
ные уровнемеры, использующие радиометрический и радарный
микроволновый принципы контроля уровня профиля засыпи на
колошнике. В их числе автоматическая зондовая сканирующая
система DDS-МИСиС, разработанная в Московском институте
стали и сплавов, позволяющая контролировать распределение
железорудных материалов и кокса под уровнем засыпи на рабо-
тающей доменной печи.
Состояние верхней зоны (колошника) печи (5). Здесь контро-
лируются давление и температура в газоотводах, давление ко-
лошникового газа, расход и давление пара, подаваемого в печь,
давление в межконусном пространстве, температуры по окруж-
377
ности и по диаметру колошника, содержание СО, СО2 и Н2 в ко-
лошниковом газе и по диаметру колошника (анализ проводится
периодически).
Состояние шахты печи (4). На нескольких горизонтах шахты
по окружности в кладку вмонтированы термопары, контролиру-
ющие температуру по окружности шахты на данном горизонте.
Измеряются расход и давление охлаждающей воды на различных
горизонтах шахты. В средней части шахты встраивается отбор-
ное устройство, позволяющее измерять перепады статического
давления между кольцевым воздухопроводом и серединой шахты
(нижний перепад). Измеряется также общий перепад давления по
шахте печи ЛРобщ от кольцевого воздухопровода до колошника.
На некоторых современных печах контролируется свыше 20 пе-
репадов давления по высоте печи в четырех точках окружности.
С помощью горизонтальных зондов на нескольких уровнях кон-
тролируются температуры шихты и газа и состав газа.
Параметры комбинированного дутья (5): количество, давле-
ние и температура холодного дутья, количество и давление при-
родного газа, количество и давление кислорода, содержание кис-
лорода в дутье, влажность дутья, температура дутья, распределе-
ние дутья и природного газа по фурмам доменной печи.
Состояние нижней зоны (горн) печи (6). Измеряются темпе-
ратуры в фурменной зоне, температуры лещади и фундамента
печи на нескольких уровнях.
На ряде доменных печей применяют устройства регистра-
ции электрических явлений на стальном кожухе печи. Такие
устройства позволяют косвенно контролировать уровень рас-
плава в горне печи. Разработано многоцелевое эксперимен-
тальное устройство диагностики доменного процесса ТЕГРА с
применением термодатчиков, расположенных непосредствен-
но в гррне печи. Устройство позволяет диагностировать нор-
мальный нагрев, похолодание и разогрев горна, ровный, тугой
и быстрый ход печи. На ряде доменных печей России НПО
“Черметавтоматика” разработана и внедрена система контро-
ля диагностики разгара горна.
Контроль химического состава, массы и физических свойств
чугуна на выпуске (7).
Контроль химического состава, массы и температуры шлака
на выпусках (8).
Контроль параметров на воздуходувной машине (расход ду-
тья, его температура и давление) (9).
378
Контроль параметров работы воздухонагревателей (70): рас-
ход и давление газа, поступающего на обогрев воздухонагрева-
телей, температура купола и низа насадок регенератора, разре-
жение в борове.
На различных участках газового, воздушного и дымового
трактов устанавливаются сигнализаторы падения давления и пе-
репадов давления газа и продуктов горения, что обеспечивает
безопасность работы при переводе воздухонагревателей.
При автоматическом переводе воздухонагревателей предус-
матривается установка прибора, контролирующего зажигание
факела газа.
Для сбора, обработки, преобразования, передачи, хранения,
использования информации лицом, принимающим решение (ма-
стером печи), в целях осуществления задач управления создают-
ся автоматизированные информационные системы. В состав
этих систем как неотъемлемая часть входят математические мо-
дели доменного процесса.
Под моделью понимается условный образ объекта исследо-
вания, конструируемый исследователем так, чтобы отобразить
характеристики объекта (свойства, взаимосвязи, параметры), су-
щественные для исследования. Математическая модель — это
система математических выражен
, описывающих характерис-
тики объекта моделирования, а математическое моделирова-
ние - метод исследования процессов или явлений с помощью ма-
тематических моделей и вычислительных машин.

11.2. КРАТКАЯ ИСТОРИЯ РАЗВИТИЯ
РАСЧЕТНЫХ МЕТОДОВ
Среди определяемых расчетом показателей доменной плав-
ки особое значение имеет удельный расход кокса. Необходимым
условием для его осуществления является тепловой баланс про-
цесса.	!
Первая попытка составить тепловой баланс доменной плав-
ки была сделана в 1839 г. Р. Бунзеном. Учитывался нагрев ших-
ты до 2000 °C; не были приняты во внимание тепло, вносимое
нагретым дутьем, и потери тепла во внешнее пространство,
сильно преуменьшен расход тепла на восстановление, а расход
тепла на плавление чугуна и шлака был определен по разности.
Этот тепловой баланс можно считать первой математической
моделью доменного процесса.
379
Спустя четверть века расчет теплового баланса был выпол-
нен де Ватером. Несмотря на содержавшиеся и в нем ошибки, а
также на недостаток и недостоверность термохимических дан-
ных, расчет де Ватера повлиял на дальнейшие работы в этой об-
ласти, так как впервые был применен принцип “начального и ко-
нечного состояния”, согласно которому тепловой эффект пре-
вращения зависит только от начального и конечного состояний
системы, а не от пути, по которому оно совершается.
Л. Белл пополнил тепловой баланс отсутствовавшими у
де Ватера статьями расхода тепла (восстановление других, кро-
ме железа, элементов, разложение углекислых солей, потери
тепла с охлаждающей водой и в окружающую среду) и применил
более достоверные термохимические данные. В своих трудах
Белл широко использовал тепловые балансы для сопоставления
результатов работы доменных печей в различных условиях, а
также для анализа влияния различных факторов на расход кок-
са и возможностей его сбережения.
Вопрос о роли прямого восстановления, отчетливое пред-
ставление о котором отсутствовало у Л. Белла, был выдвинут на
первый план Л. Грюнером. Л. Грюнер разработал метод опреде-
ления расхода углерода на прямое восстановление по составу ко-
лошникового газа и новый способ расчета количества дутья по
балансу углерода и кислорода (вместо расчета по балансу угле-
рода и азота, применявшегося ранее). Способ сведения теплово-
го баланса, предложенный Л. Грюнером, получил широкое рас-
пространение и не претерпел существенных изменений до насто-
ящего времени.
Почти одновременно с Л. Грюнером Р. Окерман предложил
схему сведения теплового баланса, отличающуюся тем, что в
приходе тепла учитывается не все тепло, развиваемое окислени-
ем углерода в печи в СО2 и СО, а лишь то количество его, кото-
рое получается за счет горения углерода у фурм (за вычетом
теплоты разложения влаги дутья), в расходе же - не теплота дис-
социации оксидов, а результативный тепловой эффект реакций
восстановления железа и других элементов углеродом и оксидом
углерода. Так как при этом тепловой эффект восстановления
оксидов железа оксидом углерода Р. Окерман принял равным
нулю (что близко и к современным термохимическим данным),
то расход тепла на восстановление железа учитывается только
для той его части, которая восстанавливается углеродом (т. е.
прямым путем).
380
Схема Л. Грюнера легко переводится в схему Р. Окермана
путем вычитания количества тепла, выделяемого при окислении
углерода прямого восстановления в СО, а также СО и Н2 непря-
мого восстановления в СО2 и Н2О, как из общего прихода тепла,
так и из теплоты диссоциации оксидов в расходе тепла.
Уточнению методов расчета тепловых балансов доменной
плавки в большой мере способствовали работы М. А. Павлова,
в частности опубликованная им сводка данных о теплотах обра-
зования химических соединений и теплоемкостях, составленная
на основании критического анализа огромного количества ори-
гинальных физико-химических исследований.
В литературе конца XIX и начала XX столетия необходимо
отметить работы Г. Рокура, впервые составившего уравнение
теплового баланса доменного процесса и использовавшего это
уравнение для анализа зависимости между расходом кокса и ко-
личеством углерода, сгорающего у фурм, в различных условиях
плавки, а также Ц. Брискера, которому принадлежит вывод пер-
вой, основанной на тепловом балансе, формулы для определения
расхода углерода при выплавке чугуна. Эти работы являются
первыми попытками использовать тепловой баланс не только
для анализа работы действующих доменных печей, но и для рас-
четов проектируемой плавки.
В 1936 г. метод предварительного расчета расхода кокса по
общему тепловому балансу доменного процесса был предложен
А. Н. Раммом, впоследствии им же усовершенствован. Этот ме-
тод можно считать первой современной математической моде-
лью доменного процесса, остающейся до настоящего времени
одной из лучших балансовых моделей.
К настоящему времени создано огромное количество как ба-
лансовых, так и кинетико-математических моделей доменного
процесса. Кратко рассмотрим некоторые из них.
В Институте металлургии УрО РАН разработана балансовая
логико-статистическая модель. Она включает в себя балансо-
вую модель, наиболее значимые с точки зрения конечных ре-
зультатов закономерности тепло- и массообмена, статистичес-
кие данные. В качестве исходных данных используются только
независимые переменные, в том числе такие характеристики ма-
териалов, как холодная и горячая прочность (по ГОСТ 15137-77;
19575-74; 5953-81), восстановимость (по ГОСТ 17212-84), грану-
лометрический состав и др.; внутренние параметры, в частности
степень использования восстановительного потенциала горно-
381
вого газа и температура колошникового газа как результаты
расчета. Это обеспечивает возможность решения задач по опти-
мизации свойств сырья и параметров плавки, включая расходы
кислорода и углеводородной добавки с учетом их ресурсов и вза-
имовлияния. Выходным параметром наряду с другими является
производительность печи (за счет введения логико-статистичес-
кого блока).
Основными результатами расчета с использованием балан-
совых математических моделей становятся: расход кокса, расход
дутья, выход, состав и температура колошникового газа.
Кроме балансовых существуют математические модели,
описывающие отдельные явления доменной плавки: газодина-
мики, движения шихты, тепло- и массообмена и др.
Математические модели газодинамики. Одной из основных
проблем при расчете поля скоростей газа в доменной печи явля-
ется задание или расчет характера изменения сопротивления га-
зовому потоку (перепада давления) по высоте слоя кусковых ма-
териалов.
Первые систематизированные работы по исследованию со-
противления слоя кусковых материалов газовому потоку были
выполнены С. Фурнасом. Но впервые Карман установил мате-
матическую зависимость между сопротивлением газовому пото-
ку и свойствами газа и слоя шихты.
В настоящее время для определения потерь давления газа в
движущемся слое шихты широко применяется уравнение С. Ор-
гана:
_ Igo (1 е) Нг'^г । J >75 (1 е) Gr • иг
dh е3 (Ф ЛШ)3 ’	£3	’
(И.1)
где dm - диаметр куска шихты; е - порозность (относительный
объем пустот в слое); - динамическая вязкость газа; иг - услов-
ная средняя скорость газа (в пустой шахте); Gr - удельный расход
газа; Ф - фактор (коэффициент) формы (Ф равен 1,0 для шаров;
0,6-1,0 - для тел другой формы).
Теоретически и экспериментально установлено, что эта фор-
мула достаточно надежно отражает характер изменения сопро-
тивления газовому потоку по высоте слоя шихты.
Одна из математических моделей газодинамики предложена
в УГТУ—УПИ; в ее основу положена задача о фильтрации к оди-
ночной дрене (это понятие существует в теории ирригации и дре-
382
нажа). Сделаны допущения: движение газа соответствует зако-
нам потенциального изотермического течения, порозность ших-
ты постоянна во всем объеме, распределение потерь напора по
высоте линейно и др. Эта модель позволяет определять локаль-
ные скорости газа в слое шихтовых материалов.
В отличие от балансовых моделей математические модели
газодинамики в принципе дают возможность расчета производи-
тельности доменной печи.
Математические модели движения шихты. Основные про-
блемы, возникающие при разработке математических моделей
движения шихты в доменной печи, связаны с дискретностью
структуры материалов, составляющих слой. С одной стороны,
размер частиц шихты слишком мал, чтобы слой можно было
рассматривать как ансамбль точечных масс, с другой, он доста-
точно велик, чтобы внушить опасения в использовании теории
механики сплошных сред.
Большинство известных исследований, связанных с разра-
боткой математических моделей движения шихты (а их доста-
точно мало), используют так называемый “бункерный подход”,
т. е. предположение аналогии движения шихты, в частности кок-
са, к фурмам доменной печи и истечения сыпучих материалов
через отверстия бункеров. Отметим работы Г. М. Малахова,
Б. С. Фиалкова и Е. В. Максимова.
В. И. Логиновым опубликован ряд работ по исследованию
влияния динамической структуры столба шихты, определяемой
системой загрузки и дутьевым режимом, на ход доменной плав-
ки.
Существующие математические модели движения шихты не
позволяют в достаточной степени полно описать движение мате-
риала и изменение порозности в объеме печи.
Математические модели, использующие закономерности
тепло- и массообмена. Наиболее известной и широко примени-
мой математической моделью теплообмена в доменной печи яв-
ляется модель профессора Б. И. Китаева. Основные положения
этой модели (теории теплообмена) изложены в разделе 7.3 на-
стоящей книги.
Б. И. Китаевым также проведена аналогия между процесса-
ми теплообмена и восстановления с точки зрения погашения по-
тенциала по высоте печи: для теплообмена - разности темпера-
тур между потоками шихты и газа, для восстановления - разно-
сти действующего и равновесного парциальных давлений вос-
383
становителя для изотермических условий или его концентраций
для постоянного давления. Этот подход был использован в сов-
местных разработках УГТУ-УПИ и ВНИИМТ и других учреж-
дений.
В Институте металлургии УрО РАН создана кинетико-мате-
матическая модель доменного процесса, позволяющая анализи-
ровать влияние кинетических характеристик доменного сырья
(железорудного материала и кокса) на показатели плавки. Рас-
чет ведется методом последовательных приближений. Предва-
рительно выполняется расчет по балансовому методу А. Н. Рам-
ма с произвольно заданными в качестве исходных данных значе-
ниями степени прямого восстановления и температуры колош-
никового газа. Затем решается совместно система уравнений
тепло- и массообмена по слоям руды и кокса, начиная с колош-
ника. Проведена проверка адекватности модели, и решен ряд
практических задач: влияние реакционной способности кокса на
показатели доменной плавки и др.
Во ВНИИМТ разработана кинетическая модель доменного
процесса. Она включает в себя уравнения: материального и теп-
лового баланса, теплообмена между потоками газов и шихтовых
материалов, кинетики основных физико-химических процессов,
граничных условий, отражающих технологические особенности
доменного процесса. Впоследствии эта модель была дополнена
уравнениями динамики и описана как кинетико-динамическая.
Адекватность модели проверена на решении ряда задач: исполь-
зование комбинированного дутья высоких параметров, металли-
зованных окатышей, горячих восстановительных газов. Опреде-
лен ряд динамических характеристик доменных печей по различ-
ным каналам управления. Впоследствии эта модель была при-
влечена для исследования влияния физико-химических свойств
шихты на показатели работы доменной печи.
Математические модели, включающие в себя ряд подмоде-
лей. Известно множество математических моделей, которые со-
стоят из ряда математических моделей (или подмоделей). Рас-
смотрим только некоторые из них.
В Московском институте стали и сплавов (МИСиС) разра-
ботан комплекс математических моделей доменного процес-
са и комплекс программ для ЭВМ в целях анализа работы до-
менных печей и разработки новых режимов плавки. Ком-
плекс состоит из моделей восстановления, газодинамики и
теплообмена.
384
Восстановление оксидов железа описывается системой диф-
ференциальных уравнений. Начальные условия определяли на
основе анализа состава колошникового газа по радиусу, состава
компонентов шихты, а также с помощью математической моде-
ли А. Риста, используемой для определения соотношения прямо-
го и косвенного восстановления. Температура шихты бралась из
уравнения теплообмена. Выходными параметрами модели вос-
становления являются нижняя граница зоны плавления, поля
распределения степеней восстановления шихтовых материалов
и окисленности газа-восстановителя. В основу математической
модели газодинамики положена краевая задача с использовани-
ем дифференциальных уравнений в частных производных. Паде-
ние давления описывается уравнением С. Эргана. Выходными
параметрами модели газодинамики являются поля распределе-
ния давлений газа и его массовых скоростей. Предусмотрена
возможность определения более частой сетки в зоне плавления.
Выходными параметрами в модели теплообмена являлись поля
температур материала и газа в пространстве доменной печи. За-
дачи газодинамики и теплообмена решались как осесимметрич-
ные методом конечных элементов. С помощью комплекса моде-
лей исследовался режим работы при использовании мелкодис-
персных коксовых заменителей (коксика, коксовых брикетов,
угля) в количестве 10 % в смеси с агломератом.
В Австралии центральной исследовательской лабораторией
фирмы “Broken Hill Proprietary” (ВНР) разработана математичес-
кая модель, имеющая следующие особенности. Поток твердого
материала вычисляется с использованием теории потенциально-
го потока, потоки кокса и руды решаются отдельно. Поток газа
сжимаем, плотность изменяется как функция температуры, дав-
ления и состава газа. Потери давления и соответствующие векто-
ры скорости газа определяются с помощью известного уравнения
С. Эргана. Теплообмен вычисляется с использованием уравнения
В. Ранца с эмпирическими модификациями. Скорости газа вы-
числяются согласно локальным скоростям химических реакций,
взятым из литературы. Принято, что железорудная шихта раз-
мягчается при 1200 °C и плавится при 1400 °C. Использовались
данные о распределении материалов, полученные с применением
модели RABIT, модернизированной фирмой ВНР, и данные о теп-
ловых и материальных балансах модели ВНР. С помощью этой
модели был исследован длительный период работы доменной пе-
чи № 5 в Port Kembla. В частности, были изучены причины обра-
385
зования настылей, а также рассчитаны распределения темпера-
тур материалов для 10 вариантов распределений шихты.
Одна из наиболее полных математических моделей разработа-
на в УГТУ-УПИ. Принято, что шахтная печь произвольного про-
филя заполнена кусковым материалом с порозностью и просвет-
ностью, являющимися функциями формы загруженных кусков и
координат. Снизу через фурмы вдувается газ, который отдает теп-
ло шихте и вступает с ней в химическое взаимодействие. В резуль-
тате решения системы уравнений неразрывности, движения газа,
энергии, состояния, нагрева кусков материала, закономерности из-
менения вязкости и теплопроводности газа, массообмена и восста-
новления определяется распределение скоростей, давлений, темпе-
ратур и концентраций газа по высоте и сечениям печи.
Наиболее полной и доведенной до практического использо-
вания является двумерная математическая модель фирмы
“Nippon Steel”, названная BRIGHT. Она состоит из шести подмо-
делей: распределения шихты, потока газа, потока материала, хи-
мических реакций, потока расплава, теплообмена.
В модели газового потока уравнение С. Органа относительно
перепада давления в плотном слое расширено до двумерной формы
как уравнение движения и объединено с уравнением неразрывнос-
ти, которое удовлетворяет материальному балансу газа. Поток га-
за в доменной печи определяется решением этой комбинации урав-
нений. Распределение давления в печи устанавливается по распро-
странению двумерного уравнения С. Эргана на уравнение Лапласа.
Отмечено, что движение шихты в доменной печи теоретичес-
ки до сих пор не прояснено. На основании анализа результатов раз-
борки охлажденных доменных печей и экспериментов на физиче-
ских моделях сделано предположение, что поведение опускающих-
ся частиц подобно потенциальному потоку. В уравнение неразрыв-
ности вводится величина, учитывающая убыль объема шихты за
счет горения и газификации кокса, усадки и плавления руды.
Расчеты по этим подмоделям проводятся в перечисленном
выше порядке в цикле. Информация от датчиков как входная не
используется, но модель имеет к ним доступ в целях адаптации ее
или анализа явлений, имеющих место в доменной печи. Чем
дальше в указанном списке стоит подмодель, тем больше инфор-
мации от предыдущих подмоделей она использует. О зоне коге-
зии судят по усадке слоев руды. Усадка определяется по темпе-
ратуре шихты, которая вычисляется по степени восстановления
и данным из подмодели теплообмена. Объем печи считают зо-
386
ной когезии, если усадка слоев шихты находится в пределах
0,05-0,75. Цикл расчетов повторяется до тех пор, пока расхожде-
ние координат границ зоны когезии в двух циклах не превысит
0,5 м. В результате расчетов по модели BRIGHT определяются (в
графическом виде): распределение шихты, линии тока газа и
шихты, распределение степени восстановления, распределение
температур шихты и газа. Время расчета на компьютере
FACOM М340 составляет 65 мин. Кроме определения зоны коге-
зии модель BRIGHT использовалась для анализа влияния произ-
водительности печи и восстановимости агломерата на процессы
доменной плавки. Кроме разработки режимов работы доменной
печи модель пригодна для анализа новых процессов и влияния
таких изменений параметров, которые нельзя исследовать на
действующей доменной печи.
К основным недостаткам большинства математических мо-
делей, за исключением модели УГТУ-УПИ, относится отсутст-
вие учета особенностей фурменного подвода дутья.
Более подробные описания математических моделей можно
найти в специальной литературе. Здесь же приведем мнение
А. Б. Шура и Ю. А. Шура, что в настоящее время (1977 г.) кине-
тико-математическими моделями могут пользоваться лишь их
разработчики. Эти слова можно повторить и в начале XXI в.
11.3.	ЦЕЛИ И ЗАДАЧИ, РЕШАЕМЫЕ МАТЕМАТИЧЕСКИМИ
МОДЕЛЯМИ
Важнейшая роль в исследовании и оптимизации явлений га-
зодинамики, движения шихты, теплообмена, массообмена, вос-
становления, размягчения, фильтрации и Других процессов, про-
исходящих в действующих металлургических агрегатах, в том
числе при разработке новых схем переработки железорудного
сырья, отводится математическому описанию (компьютерному
моделированию) процессов. Это связано с тем, что эксперимен-
тальное изучение действующих агрегатов и экспериментальная
проработка новых сопряжены с большими финансовыми, техно-
логическими и техническими трудностями.
Поэтому использование математических моделей в изучении
доменной плавки, при разработке систем контроля и управления
доменным процессом имеет большое значение. Роль математи-
ческих моделей существенно возрастает при недостатке инфор-
мации о явлениях, происходящих в печи, например о температу-
387
ре шихты и газа, давлении и составе газа, степени восстановле-
ния железа в объеме печи.
Использование компьютерных методов и математических
моделей различных стадий переработки сырья, особенно ком-
плексного, позволяет оптимизировать разрабатываемые схемы
по энергетическим и экономическим критериям.
Современные математические модели дают возможность
применять для изучения процессов и явлений новые инструмен-
ты - аналитические методы исследования, позволяющие опре-
делять не только одномерные, но и двумерные распределения в
объеме агрегатов скоростей, температур, степеней восстановле-
ния и других параметров.
В современных математических моделях доменного процесса
наряду с обычными данными в качестве исходной информации
используются такие важнейшие показатели качества железо-
рудного сырья и топлива, как прочность, восстановимость, гра-
нулометрический состав, температуры размягчения и плавле-
ния, реакционная способность и т. д., определяемые эксперимен-
тально в лабораторных условиях. Последнее придает существен-
ное значение не только математическому, но и эксперименталь-
ному (физическому) моделированию.
Математические модели доменного процесса используются:
-	на металлургических предприятиях, в проектных и научно-ис-
следовательских организациях для анализа работы доменных пе-
чей, в частности при отклонениях от нормального режима, для вы-
работки рекомендаций по повышению эффективности их работы,
для разработки режимов плавки различного железорудного сырья,
при разработке систем контроля и управления доменной плавкой;
-	в высших учебных заведениях при обучении студентов ме-
таллургических специальностей.
Таким образом, основные задачи, решаемые с помощью ма-
тематических моделей, состоят в анализе реальных доменных
плавок, прогнозе показателей плавки и управлении доменным
процессом.
11.4.	КЛАССИФИКАЦИЯ МОДЕЛЕЙ
Существует множество классификаций моделей примени-
тельно к задачам разных наук (табл. 11.1).
Математический язык моделей может быть различным. В
символических моделях используют совокупность математичес-
388
Таблица 11.1
Классификация моделей
Основание деления	Вид модели					
По способу моде- лирования	Символические (языковые)			Вещественные (материаль- ные)		
По совпадению природы объекта и модели (для веще- ственных моделей)	Физические (совпадение)			Приборные (несовпадение)		
По назначению (для символичес- ких моделей)	Для установления законов природы - гносеологические		Для разработки методов управле- ния - информаци- онные		Для	описания чувств, эмоций, воздействия на лю- дей - сенсуальные	
По способу пост- роения модели	Теоретические (аналитические) - по данным о внут- ренней структуре		Формальные - по зависимости меж- ду выходом и вхо- дом системы		Комбинирован- ные	
По типу языка описания	Текстовые (словесные)	Графические (чертежи, схемы)		Математиче- ские		Смешанные
По зависимости переменных моде- ли от пространст- венных координат	С распределенными пере- менными (изменяются в про- странстве) - одно- дву- и трехмерные			С сосредоточенными пере- менными (не изменяются) - безразмерные (балансовые)		
По зависимости параметров моде- ли от переменных	Независимые			Зависимые		
По принципу пост- роения	Стохастические (вероятно- стные)			Детерминированные		
По изменению вы- ходных перемен- ных во времени	Статические (без памяти)			Динамические (с памятью)		
По приспособляе- мости модели	Адаптивные			Неадаптивные		
По способу при- способления (наст- ройки) (для адап- тивных моделей)	Поисковые (по минимуму ошибки)			Беспоисковые		
По входному воз- действию на объ- ект для получения модели (для дина- мических моделей)	Переходная функция	Импульсная функция		Частотная (амплитудно- фазовая) функция		Передаточ- ная функция
ких соотношений в виде формул, уравнений, операторов, логи-
ческих условий или неравенств, в графических моделях - графи-
ки, номограммы, схемы.
Статическая модель описывает связи между основными пе-
ременными в установившемся статическом режиме, динамичес-
кая - при переходе от одного режима к другому.
Стохастические модели содержат вероятностные элементы
и представляют собой систему эмпирических зависимостей, по-
лученных в результате статистического обследования действую-
щего объекта, детерминированные - систему функциональных
зависимостей.
Если параметры (коэффициенты) модели зависят от пере-
менных или если последние мультипликативны, то модель не-
линейна. При непрерывном отклике на входное воздействие, ад-
дитивности переменных и независимости параметров модели
от ее переменных модель считают линейной. У модели с неста-
ционарными параметрами последние являются функциями вре-
мени, у модели со стационарными параметрами они неизменны
во времени.
Динамическая модель записывается как функция непрерыв-
ного или дискретного времени.
Адаптивные модели в зависимости от способа определения
их параметров разделяют на поисковые и беспоисковые. В пер-
вых автоматический оптимизатор варьирует параметры модели
так, чтобы получить наименьшую меру ошибки между выхода-
ми модели и объекта; во вторых параметры модели рассчитыва-
ют, используя значение управляющих воздействий и выходных
переменных.
11.5.	ОСНОВЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ
Моделирование как метод исследования технологических
процессов, которые являются объектами управления, включает
в себя два основных этапа: построение модели и использование
ее для исследования свойств и поведения объекта и других целей.
Одному и тому же объекту-оригиналу в зависимости от целей
моделирования может соответствовать большое число моделей,
отражающих разные его стороны и поэтому имеющих, как прави-
ло, разную структуру. Математическая модель объекта управле-
ния включает математическое описание связей между основными
переменными и ограничения, накладываемые на их изменение.
390
Математические модели, используемые в автоматизированных
системах управления технологическими процессами (АСУ ТП),
должны быть предельно простыми, иметь стандартную форму и
обеспечивать достаточную точность. Математические модели, ис-
пользуемые для анализа происходящих в объекте явлений, могут
быть как угодно сложными. Лет 20-30 назад, как правило, слож-
ность создаваемых математических моделей ограничивалась быс-
тродействием ЭВМ. В настоящее время это ограничение практи-
чески снято, созданы вычислительные комплексы с быстродейст-
вием до нескольких миллиардов операций в секунду.
По степени приближения к объекту математические модели
делятся на работающие “в темпе с процессом”, т. е. в режиме ре-
ального времени, и модели для “камеральных”, расчетов, т. е. в
отрыве от объекта. Первые модели в отличие от вторых могут
использоваться для целей управления.
Построение математической модели состоит из следующих
основных этапов:
-	выделение объекта моделирования (в пространстве, во вре-
мени и в координатах его поведения),
-	выбор вида модели и способа ее разработки,
-	разработка модели, включая ее идентификацию.
К построению математической модели объекта управления
приступают при условии, что известна цель управления, при
этом необходимо иметь в виду, что конечной задачей исследова-
ний, проводимых при создании АСУ ТП, является разработка
алгоритма управления.
Выделение объекта моделирования. Выделение объекта в
пространстве сводится к определению граничных емкостей
технологического процесса, основных и вспомогательных рабо-
чих агрегатов объекта, направления материальных и энергети-
ческих потоков.
При выделении объекта моделирования во времени выбира-
ется временной интервал функционирования модели, который
при решении задач, связанных с созданием АСУ ТП, должен сов-
падать с расчетным интервалом времени, на котором задан кри-
терий управления. Для аппаратов, агрегатов, цехов и произ-
водств непрерывного действия - это, как правило, межремонт-
ный срок; для аппаратов периодического действия - длитель-
ность рабочего цикла.
Выделение объекта моделирования в пространстве коорди-
нат его поведения тесно связано с выбранной целью управле-
391
Рис. 11.2. Схема последовательности выбора математической модели и спосо-
ба ее разработки
ния, так как из всей совокупности входных воздействий, влияю-
щих на ход процесса, и выходных переменных, характеризую-
щих протекание процесса, необходимо выбрать те величины, ко-
торые будут изменяться при решении задачи исследования или
управления.
Выбор вида математической модели и способа ее разработ-
ки. Вид математической модели и способ ее разработки выбира-
ют в соответствии со схемой, представленной на рис. 11.2, на ос-
новании априорной информации об объекте моделирования
(сведений о природе объекта и степени его изученности) и целях
использования моделей.
При использовании теоретического (или аналитического)
подхода модель строится на основе соотношений, вытекающих
из физических законов; при использовании формального подхо-
да - на основе принципов “черного ящика”. Поэтому первый
подход применяют в тех случаях, когда известны законы, кото-
рым подчиняются технологические процессы, протекающие в
объекте моделирования, второй - в случае отсутствия такой ин-
формации.
Сущность формального подхода заключается в том, что вся
область используемых значений входов и выходов объекта мо-
делирования обследуется экспериментально и на основе данных
эксперимента устанавливаются математические соотношения
между входами и выходами. При этом широко применяются ме-
тоды дисперсионного, регрессионного и корреляционного ана-
лизов, методы планирования эксперимента. Чем больше разно-
образных воздействий поступает на входы объекта, тем деталь-
392
нее можно выяснить закономерности его функционирования.
Этот подход характеризуется недостаточной информативнос-
тью, ограниченностью результатов областью, подвергнутой экс-
периментальному обследованию. Полученные модели не вскры-
вают истинных причин происходящих в доменном процессе явле-
ний.
В зависимости от характера обрабатываемой информации
модели этого подхода делятся на две группы.
К первой группе относятся модели, построенные на основе
данных о нормальной эксплуатации доменной печи. Этот тип
моделей дает хорошие результаты в тех случаях, когда они ис-
пользуются для определения статических и динамических харак-
теристик доменной печи для конкретных условий работы.
Вторая группа моделей этого подхода характеризуется тем,
что в основе лежат натурные данные о характерных периодах
работы доменной печи. При этом возникает проблема выделе-
ния информативных участков натурных данных для описания
сложных технологических систем.
В настоящее время модели доменного процесса этого класса
приняты в качестве типовых для решения задач нормирования и
оценки эффективности планируемых мероприятий в доменном
цехе, например изменения состава шихты. Так, широко использу-
ется метод пофакторного анализа работы доменных печей, пред-
ставленный сводкой технологических факторов и величин их
влияния на удельный расход кокса и производительность печи.
Вторым основным подходом к математическому моделиро-
ванию металлургических процессов является теоретический,
при котором модель строится исходя из внутренней структуры
явлений, протекающих в системе. В этом случае входные и вы-
ходные параметры модели связываются друг с другом на основа-
нии универсальных законов сохранения и других фундаменталь-
ных физических и физико-химических закономерностей. Полу-
ченное математическое описание процесса имеет более высо-
кую информативность, широкую область применения, универ-
сальность.
Зависимости, установленные в результате аналитического
описания явлений доменной плавки, отражают общие законо-
мерности процесса и вследствие этого обладают большими про-
гнозными возможностями.
Детерминированные модели, построенные с использованием
теоретического подхода, имеют ряд существенных преиму-
393
ществ: их можно разрабатывать даже при отсутствии действую-
щего объекта, как это часто бывает при проектировании; они
качественно правильнее характеризуют процессы, протекаю-
щие в объекте, даже при наличии недостаточно точных в коли-
чественном отношении параметров модели; пригодны для обоб-
щений, связанных с изучением общих свойств объектов опреде-
ленного класса, и для прогнозирования поведения объекта.
Если априорная информация об объекте моделирования не
обладает достаточной полнотой или из-за его значительной
сложности невозможно описать в виде модели все входные воз-
действия, а влияние ненаблюдаемых переменных на выходные
координаты объекта существенно, то принимают стохастичес-
кую модель.
Наиболее полное представление о поведении объекта дают
динамические модели. Однако их использование приводит к до-
вольно сложным вычислительным задачам, поэтому для объек-
тов, инерционностью которых можно пренебречь по сравнению
с интервалом времени, когда решается задача управления, или
при сравнительно малом спектре возмущений, ограничиваются
статическими моделями. Когда можно пренебречь пространст-
венной неравномерностью переменных, используют модели с
сосредоточенными переменными, в противном случае - модели
с распределенными переменными. Последние можно построить
только при использовании теоретико-физического подхода. При
этом вычислительная задача еще больше усложняется.
Простейшими считаются балансовые модели, с помощью ко-
торых характеризуется начальное и конечное состояние матери-
альных и энергетических потоков в печи. При описании статики
процесса балансовая модель представляет собой систему алгеб-
раических уравнений. Используя модель с сосредоточенными
параметрами, можно отразить динамику доменного процесса
системой обыкновенных дифференциальных уравнений.
Если требуется описать изменение параметров доменного
процесса во времени и в пространстве (по высоте и сечению пе-
чи), то строят модель с распределенными параметрами, содер-
жащую характеристики явлений тепло-, массообмена в противо-
токе и газодинамики. Такая модель представляет собой систему
дифференциальных уравнений в частных производных. Модель
с распределенными параметрами в виде системы дифференци-
альных уравнений в частных производных строят и для описания
статики процесса, когда параметры распределены в пространст-
394
ве размерностью больше единицы (например по высоте и сече-
нию доменной печи).
Математические модели доменного процесса, основанные на
закономерностях газодинамики, кинетики химических реакций и
теплообмена в противотоке, называют кинетико-математиче-
скими. Это понятие уже упоминалось выше.
Принято считать, что полное математическое описание до-
менного процесса должно включать в себя следующие модели:
1)	распределения материалов на колошнике (загрузки);
2)	фурменного очага;
3)	движения газа (газового потока);
4)	движения шихты (потока материала);
5)	фильтрации расплава (потока расплава);
6)	химических реакций (термодинамики и кинетики);
7)	теплообмена;
8)	размягчения - плавления шихты;
9)	балансовую (на основе общего или зональных тепловых
балансов).
Известно множество математических моделей по каждому
пункту и в комбинации по ряду из них. При этом общая модель
может состоять из суммы подмоделей или являться решением
общей системы уравнений. Первый подход представляется бо-
лее продуктивным, поскольку при изменении одной из подмоде-
лей или добавлении новой не приходится заново решать всю си-
стему уравнений.
Модель может быть одномерной или двумерной (трехмер-
ной). При использовании одномерных моделей печь разбивается
на ряд вертикальных сечений, для каждого из которых решается
задача. В другом классе моделей возможность учета двумернос-
ти закладывается при постановке задачи.
Отметим также, что сложность модели, ее состав определя-
ются тем кругом практических задач, который предполагается
решать.
Идентификация модели базируется на использовании актив-
ного или пассивного экспериментального метода. При активном
эксперименте исследователь сам выбирает нужное регулярное
воздействие, которое поступает на вход объекта. При этом фик-
сируется реакция объекта на регулярные входные воздействия.
При пассивном эксперименте исследователь лишь регистрирует
случайные входные воздействия, возникающие при нормальной
эксплуатации объекта, и реакцию объекта на эти воздействия.
395
Активные методы требуют меньше времени на наблюдение
и обработку результатов, чем пассивные, и поэтому их применя-
ют во всех случаях, за исключением тех, когда их использование
вызывает трудности:
-	на объектах, где целенаправленное изменение входных воз-
действий недопустимо по условиям технологического регламента;
-	на объектах, у которых не удается на время эксперимента
стабилизировать все внешние возмущающие воздействия;
-	на объектах, имеющих высокий уровень шумов, при невоз-
можности выделить в выходном сигнале объекта компоненту
его отклика на входное регулярное воздействие.
Для построения теоретических моделей используют следу-
ющие методы:
-	метод Монте-Карло;
-	математическая статистика;
-	теория планирования эксперимента;
-	теория массового обслуживания;
-	принцип максимума Понтрягина;
-	системы алгебраических и трансцендентных уравнений;
-	дифференциальные уравнения и уравнения математичес-
кой физики;
-	теория эллиптических функций;
-	метод конформных отображений;
-	комбинаторика и теория графов;
-	дисперсионный анализ и др.
Конечные алгебраические или трансцендентные уравнения
применяют для построения статических моделей, обыкновенные
дифференциальные уравнения - для создания динамических мо-
делей объектов с сосредоточенными переменными или статиче-
ских моделей объектов с распределенными переменными, зави-
сящими только от одной пространственной координаты. Мате-
матическая модель с обыкновенными дифференциальными
уравнениями должна содержать начальные условия. Дифферен-
циальные уравнения в частных производных используют для ма-
тематического описания динамики объектов с распределенными
переменными и стационарных режимов тех же объектов, но с
распределенностью более чем по одной пространственной коор-
динате. В первом случае математическая модель наряду с на-
чальными условиями должна содержать условия, задаваемые в
общем случае функциями времени, во втором - граничные усло-
вия, которые могут зависеть от координат.
396
В ряде случаев от непрерывного объекта с распределенными
переменными переходят к дискретному объекту с сосредоточен-
ными переменными, производя замену дифференциальных урав-
нений разностными соотношениями.
Виды формальных моделей значительно более разнообраз-
ны и зависят от выбранного способа их разработки.
Разработка математической модели. Кроме перечисленных
выше этапов (выделение объекта, выбор вида математической
модели и способа ее разработки) при использовании теоретиче-
ского метода построения модели необходимо реализовать вы-
бранный способ ее разработки, создать моделирующий алго-
ритм и проверить адекватность модели объекту. Реализация вы-
бранного способа осуществляется в определенной последова-
тельности.
1.	Составляется уравнение материального и теплового ба-
ланса.
2.	Проводится анализ отдельных “элементарных" процессов
физико-химической системы, например доменного процесса. Ис-
следуется гидродинамическая (газодинамическая) модель про-
цесса как основа структуры математического описания. Далее
изучаются термодинамика и кинетика химических реакций, про-
цессы массообмена и теплообмена с учетом гидродинамических
условий и составляется математическое описание каждого' из
этих процессов.
Таким образом, исследуемый объект (или система) разбива-
ется на ряд подсистем одного уровня. Это называется декомпо-
зицией модели. Между выделенными подсистемами определя-
ются необходимые связи. Если нужно, объединяют описания ис-
следуемых “элементарных” процессов в единую систему уравне-
ний математического описания объекта моделирования. Это на-
зывается композицией модели.
В силу сложности доменного процесса доменная печь
представляет собой многосоставный объект, где явления
теплообмена, восстановления, газодинамики, движения ших-
ты и др. тесно связаны. Поэтому и в математическом описа-
нии такого объекта должна быть отображена эта взаимо-
связь на основе детерминированных функциональных зави-
симостей, известных из теории и практики доменной техно-
логии.
Доменный процесс принадлежит к системам с распределен-
ными параметрами, поэтому математическое описание подоб-
397
ных объектов требует использования аппарата дифференциаль-
ных уравнений в частных производных (по высоте и по радиусу
доменной печи).
Технологический процесс протекает во всем объеме печи, а
управление им осуществляется изменением регулирующих воз-
действий на граничных горизонтах. Такими горизонтами явля-
ются: для материала “вход” - уровень загрузки и “выход” - уро-
вень чугунной летки; для газового потока “вход” - уровень воз-
душных фурм и его “выход” - уровень загрузки. Поэтому и ма-
тематическое описание процесса должно быть представлено в
виде краевой задачи с установленными граничными условиями
на указанных горизонтах печи, что необходимо для изучения
влияния входных параметров процесса на выходные, а также в
случае необходимости для использования модели в целях управ-
ления всем процессом.
Доменная печь принадлежит к классу нелинейных объектов,
поведение которых описывается нелинейными дифференциаль-
ными уравнениями. Нелинейность уравнений математической
модели доменного процесса значительно усложняет методы их
решения и анализ самого объекта исследований, но необходима
для получения правильных результатов.
При постановке задач по управлению процессом математи-
ческое описание его должно отражать поведение объекта в ди-
намике, т. е. математическая модель должна воспроизводить пе-
реходные режимы процесса при изменении основных технологи-
ческих параметров (характеристик дутья и шихтовых материа-
лов).
3.	При построении математических моделей рассматривае-
мым методом кроме уравнений баланса масс и энергии и уравне-
ний “элементарных” процессов используют теоретические, по-
луэмпирические или эмпирические соотношения между различ-
ными параметрами процесса, в основном для расчета значений
параметров модели и ограничения на переменные процесса. Ча-
ще всего на управляемые переменные накладываются регла-
ментные ограничения, а на управляющие воздействия - ограни-
чения по ресурсам.
Применение математической модели связано с решением си-
стемы уравнений этой модели аналитически или при использова-
нии общих методов численного анализа. Поэтому при построе-
нии математической модели необходимо учитывать возмож-
ность данных методов.
398
4.	После построения математической модели разрабатывает-
ся моделирующий (или вычислительный) алгоритм, представ-
ляющий собой чаще всего последовательность операций, кото-
рые необходимо выполнить над уравнениями математического
описания, чтобы найти значения выходных переменных модели
при заданных значениях входных переменных.
5.	Для выполнения расчета, в том числе на стадии отладки
алгоритма расчета, выполнения этапов адаптации и проверки
адекватности модели создается база данных (параметров домен-
ного процесса). Все параметры доменного процесса можно раз-
делить на несколько групп, которые рассмотрены в разделе 11.1.
При использовании математической модели в темпе с про-
цессом часть информации о ходе плавки (технологические пара-
метры и характеристики чугуна и шлак) вводится автоматически
от датчиков. При этом особое внимание уделяется проверке до-
стоверности используемой информации.
6.	Составляется программа для ЭВМ на одном из алгоритми-
ческих языков для перевода разработанного алгоритма на по-
нятный вычислительной машине язык. Под процедурно-ориен-
тированным языком понимают алгоритмический язык, не при-
вязанный к конкретной ЭВМ (например Фортран, Алгол, Си,
Бэйсик, Паскаль и др.). Транслятором (компилятором) с про-
цедурно-ориентированного языка называется программа, преоб-
разующая программу, написанную на процедурно-ориентиро-
ванном языке, в набор команд ЭВМ.
7.	Отладка и тестирование составленных программ. На этом
этапе выявляются синтаксические ошибки и ошибки собственно
алгоритма, оценивается быстродействие программы. Это один
из наиболее сложных этапов разработки модели.
8.	В связи с тем, что используемые методы, как правило, не
учитывают в полной мере имеющие место в изучаемом объекте
явления, необходимо выполнить этап адаптации, или настройки
модели, с тем чтобы приблизить созданное описание объекта к
самому объекту. Для этого используют коэффициенты, или па-
раметры адаптации.
9.	Завершается разработка модели проверкой ее адекватно-
сти объекту моделирования, при которой сравниваются резуль-
таты экспериментальных исследований (как правило, при ис-
пользовании активного метода) с результатами вычислений при
решении уравнений модели для идентичных условий. Причем по
результатам экспериментальных исследований возможна кор-
399
ректировка значений ее параметров (параметрическая иденти-
фикация) для повышения точности модели.
Иногда возникает необходимость в проверке адекватности
составляющих теоретико-физической модели при ее построении,
например подтверждение справедливости гипотезы о механизме
химической реакции на этапе составления кинетической модели
или правильности выбора вида газодинамической модели.
В настоящее время требуемая степень адекватности матема-
тической модели определяется характером решаемых задач, а
достигнутая степень адекватности - возможностями изучения
явлений плавки. Одна и та же модель может быть адекватной яв-
лениям доменной плавки при решении одного круга задач и не-
адекватной при другом. Поэтому при моделировании всегда тре-
буется четкая постановка функциональной задачи модели. В за-
висимости от этой постановки одни явления описывают более
детально, другие упрощают, третьими пренебрегают. В некото-
рых случаях важна не столько детальность описания отдельных
явлений, сколько полнота учета всех существенных факторов
10.	Проведение вычислительного (или машинного) экспери-
мента на ЭВМ. Этот этап не входит собственно в разработку ма-
тематической модели, а является тем, ради чего создавалась ма-
тематическая модель - новым методом изучения явлений домен-
ного процесса.
11.6. ПРИМЕР ПОСТРОЕНИЯ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ
МОДЕЛИ ДОМЕННОГО ПРОЦЕССА
Целью разработки данной математической модели является
создание метода аналитического исследования доменного про-
цесса, позволяющего проводить машинный эксперимент по изу-
чению явлений доменной плавки, в том числе для новых техни-
ческих решений и при отклонениях от нормального режима ра-
боты, анализировать влияние различных параметров, включая
металлургические свойства комплексного железорудного сы-
рья, на показатели доменной плавки и температурные поля ших-
ты и газа, местоположение и форму зоны когезии, с учетом не-
равномерности движения потоков шихты и газа.
В соответствии с данной целью физическая формулировка
задачи заключается в следующем (рис. 11.3). В шахтной печи за-
данного профиля непрерывным потоком вдоль линий тока на-
встречу друг другу движутся газ и шихта с заданными начальны-
400
Рис. 11.3. К постановке задачи построения математической модели доменного
процесса.
Н„ и Ro — высота слоя шихты и радиус печи; £ф — расстояние от стенки печи до центра фурменного
очага; ¥ш и vr — векторы скоростей шихты и газа; и fr — температуры шихты и газа на входе
в слой; — расстояние от уровня засыпи до расчетной точки вдоль i-й линии тока
ми температурами. Фурменный очаг служит точечным источни-
ком газа и стоком материала, а поля скоростей шихты и газа по-
добны. Теплоемкость потока газа и суммарный коэффициент
теплоотдачи являются функциями координаты, т.е. скорости га-
за в данной точке; температуры начала размягчения и плавле-
ния, кроме химического и минералогического состава, служат
еще и функцией степени восстановления.
401
Такая формулировка задачи позволяет ограничиться следу-
ющими математическими моделями: балансовой (равновесной)
и двумерной, состоящей из моделей газодинамики, теплообмена,
восстановления, зоны когезии.
В результате решения уравнений и систем уравнений теплово-
го баланса, движения газа, тепло- и массообмена должны быть оп-
ределены основные показатели доменной плавки (расход кокса;
степень прямого восстановления; расход дутья; количество, состав,
температура колошникового газа; зональные тепловые балансы),
распределения скорости газа, температур шихты и газа, степени
восстановления железа, положение и форма зоны когезии.
Ниже приведены последовательность разработки математи-
ческой модели доменного процесса и форма представления ре-
зультатов, а также небольшое количество решенных с ее помо-
щью задач.
Балансовая (равновесная) математическая модель. В основе
математической модели лежат следующие предпосылки. Тепло-
обмен в доменной печи завершен, т. е. на определенной части
высоты существует малый перепад температур между газом и
шихтой (рис. 11.4). В определенной зоне печи на стадии восста-
новления магнетита реакция восстановления вюстита стремится
к термодинамическому равновесию (точки С и С', рис. 11.5).
Это предположение сделано на основании анализа работы
большого числа доменных печей за длительное время, который
показал, что состав газа на стадии восстановления магнетита
близок или в некоторых случаях равен равновесному составу по
реакции восстановления вюстита. Фактические значения состава
газа на этой стадии определяются по составу колошникового га-
за путем исключения из него кислорода, выделяющегося при пе-
реходе гематита в магнетит.
Решение системы уравнений для нижней зоны (t > 700 °C), со-
стоящей из условия термодинамического равновесия, матери-
ального баланса углерода и теплового баланса, дополненной
тепловым балансом верхней зоны (t < 700 °C), позволяет опреде-
лить расход кокса, углерода на прямое восстановление и расход
поступающего с воздушным дутьем кислорода.
Условие термодинамического равновесия, а именно, кон-
станта равновесия реакции восстановления вюстита оксидом уг-
лерода:
Кео = pcoJPco = Псо/U ~ Лео) Доли ед., (11.2)
402
।
л
о СП
Рс3О4+РЮ
косвенпце
восстановление
'Ре2Оз">;Ре3О4
Косвенное
восстановле-
ние СО:
FeO-*Fe ;
косвенное и прямое
восстановление
а

700 Температура, °C
Рис. 11.4. Схема деления доменной печи на зоны (а) и распределение темпера-
тур шихты и газа по высоте (б)
О
Температура, °C
Рис. 11.5. Диаграмма равновесия Fe—О—С и Fe—О—Н
где Кео — константа равновесия реакции FeO + СО = Fe + СО2;
РС02 и Рсо - парциальные давления СО2 и СО, доли ед.; Т]со - сте-
пень использования СО.
Материальный баланс углерода:
ск + Сдоб = Сф + Cd + Сч + Скп, кг/т чугуна,
(И.З)
где Ск и Сдоб _ количество углерода, поступающего с коксом и
добавками к дутью; Сф - количество сгорающего у фурм углеро-
да; Cd - расход углерода на прямое восстановление; С, и Скп - уг-
лерод чугуна и колошниковой пыли.
Уравнение теплового баланса нижней зоны:
<7д +	*" Qc "* QCO + ^Н2 *7доб *" Qwrt Qm Qyr + Яч + Чшл + 9н2о
+ <7доб + Яизв + <7nOT> кДж/т чугуна
G/пв “ Qfe ^Mn,Si,p).
(П.4)
Уравнение теплового баланса верхней зоны:
Яш + QCO Явг + ^пыль
“ Qfe Яуш Qyr Queer
+ Qm + 9пыль. кДж/т чугуна.
(П.5)
Здесь <?пыль и <7пыль ~ соответственно приход и потери тепла с
пылью.
Из уравнения (11.5) определяется температура колошнико-
вого газа.
Обозначения статей тепловых балансов формул (11.4) и
(11.5) (за исключением <7„ыль и <?"ыль, которые приняты равными
нулю) приведены в табл. 11.2.
Определенные таким образом показатели предельно дости-
жимы (минимальны) при данных параметрах шихты и дутья.
Применение фактических степеней использования газа вместо
равновесных позволяет определить фактические показатели до-
менной плавки.
В данной математической модели используется предположе-
ние о термодинамическом равновесии, связанное с фактически
реализуемым в доменной печи зональным режимом восстанов-
ления оксидов железа и реакциями регенерации СО и Н2. Расче-
ты ведутся без задания степени прямого восстановления и темпе-
ратуры колошникового газа.
404
Таблица 11.2
Тепловой баланс доменной плавки
Тепловой баланс нижней зоны		МДж/т чугуна	%
Приход тепла			
Вносится дутьем	<7д	2450,49	19,55
Вносится шихтой	Чш	1450,02	11,56
Окисление углерода	Яс	3962,37	31,62
Окисление СО	<7со	3963,39	31,63
Окисление Н2	?н2	706,86	5,63
Тепло добавок дутья	?доб	0,77	0,01
Высокопотенциальное тепло	?впт	0	0
Итого приход тепла	*7прих	12 533,9	100
Расход тепла			
Диссоциация оксидов железа		6277,19	50,1
Диссоциация других оксидов	<7Mn,SitP	243,94	1,94
Уносится газами		2401,02	19,16
Уносится чугуном	Чч	1304,35	10,41
Уносится шлаком	Ятл	713,26	5,70
Разложение влаги дутья	^н2о	274,2	.2,18
Разложение добавок дутья	Чдоб	314,27	2,50
Разложение известняка	Япзв	30,65	0,24
Потери тепла	<7Н Чпот	975,02	7,77
Невязка баланса	7н	0	0
Итого расход тепла	?расх	12 533,9	100
Тепловой баланс верхней зоны		МДж/т чугуна	%
Приход тепла			
Вносится шихтой	Чш	0	0
Окисление СО	Ясо	566,31	19,08
Вносится газами	Явг	2401,01	80,92
Итого приход тепла	Япрт	2967,33	100
Расход тепла			
Диссоциация оксидов железа		460,51	15,52
Уносится шихтой	?УШ	1450,03	48,87
Уносится газами		852,67	28,74
Потери тепла	ЯпСГТ	146,25	4,92
Испарение влаги шихты	Ят	56,2	1,89
Невязка баланса	Ян	1,67	0,06
Итого расход тепла	Ярасх	2967,33	100
Таблица 11.3
Показатели доменной плавки
Расход кокса Расход дутья Выход шлака Расход углерода на прямое восстановление Степень прямого восстановления Расход тепла в нижней зоне Температура колошникового газа Температура фурменного очага					499,8 кг/т чугуна 1483,4 м3/т чугуна 384,8 кг/т чугуна 74,4 кг/т чугуна 0,33 доли ед. 12 533,9 МДж/т чугуна 300 °C 1988 °C	
Колошниковый газ (состав), %*						V, м3/т чугуна
СО	со2	Н2	Н2О	n2		
20,33 21,24	16,58 17,38	6,80 7,10	4,29 0	52,00 54,33		2193,3 2099,2
’ В числителе - влажный, в знаменателе — сухой.
В качестве добавок к дутью используются кроме природного
газа мазут, угольная пыль, восстановительный газ. Имеется воз-
можность анализа работы доменной печи с использованием но-
вых видов сырья - металлизованного и частично восстановлен-
ного, а также высокопотенциального тепла.
Основные исходные данные, принятые для расчета по балан-
совой модели, приведены далее частично на рис. 11.12, а данные
для расчета по двумерной модели - на рис. 11.14.
Работа печи объемом 1719 м3 в выбранном периоде (14-
20 февраля 1995 г.) на качканарских агломерате и окатышах
при их соотношении (%) 40:50 (остальное - агломерат Горобла-
годатского рудоуправления) и при содержании железа в шихте
57,44 % характеризуется расходом природного газа 94 м3/т чугуна,
температурой дутья 1176 °C при содержании кислорода 21,9 %.
Производительность печи - 2861 т/сут.
Результатами расчета являются (см. табл. 11.2 и 11.3) показа-
тели доменной плавки, характеристики колошникового газа,
тепловой баланс нижней зоны, тепловой баланс верхней зоны
(для доменной печи № 5 Нижнетагильского металлургического
комбината).
Математическая модель газодинамики. В случае двумерного
движения газа вектор его скорости в каждой точке направлен по
нормали к линиям равного напора ф и по касательной к линиям
равного расхода у. Поэтому распределение скоростей в плоско-
406
сти, проходящей через ось фурмы и ось печи, описывается сис-
темой дифференциальных уравнений с частными производными
32Ф Э2(р
ЭЛ2 Эг2	’
Э2у Э2 у =
ЭЛ2	dr2	’
(11.6)
с граничными условиями, отражающими фактическое давление
газа на колошнике и фурмах доменной печи:
г=0-
\гф Гк )
(11.7)
где г и Ro - текущий радиус и радиус печи, м; h и Нп - текущая вы-
сота и высота печи (расстояние от уровня засыпи до уровня
фурм), м; Рф и Рк - давление газа на фурмах и колошнике, ати;
V* - расход газа через фурму, м3/мин; кР - коэффициент газопро-
ницаемости шихты, доли ед.
В результате решения системы уравнений методом кон-
формных отображений с использованием интеграла Кристоф-
феля-Шварца для плоскостей, проходящих через ось доменной
печи и оси воздушных фурм, получены формулы для расчета
скорости газа в любой точке объема доменной печи с координа-
той Z = Y + i-X (Y и X - соответственно ордината и абсцисса):
(Н.8)
Z=
(11.9)
407
(О = ф + iy.	(11.11)
Здесь L* - расстояние от стенки печи до центра фурменного оча-
га, м; Aq, Кг - полные эллиптические интегралы первого рода с
модулями k{ wk^F- эллиптический интеграл первого рода с ар-
гументом т и модулем кх\ sn(F, к^ - эллиптический синус; со -
комплексный потенциал; у - функция тока (определяет линии
равных расходов); ф - потенциал поля скоростей (определяет ли-
нии равных напоров); VTcp - средняя по горизонтальному сече-
нию шахты скорость движения газа, м/с.
В целях приближения математической модели газодинамики
к реальным условиям введены коэффициенты адаптации.
1. Коэффициент кси, показывающий, во сколько раз факти-
ческая протяженность двумерной зоны движения газа больше
расчетной.
2. Коэффициент кР, учитывающий нелинейное изменение пе-
репада давления по высоте доменной печи.
Результатами расчета являются выводимые на экран дисплея
изображения газодинамической сетки движения - неравномер-
ной - и поле скоростей газа, т.е. значения скоростей в узлах сет-
ки, на основании которой строятся линии равных скоростей
(рис. 11.6, 11.7).
Построение газодинамической сетки движения представляет
собой одну из основных задач газомеханики слоя, так как она яв-
ляется основой для расчета поля скоростей газа, а ее анализ по-
зволяет получить общее представление о характере движения
газового потока. Плотность расположения линий на этой сетке
характеризует скорость движения газа: чем больше плотность,
тем больше скорость в данной зоне, и наоборот. Пространство
печи вдоль линии, идущей от фурменного очага до колошника
(функции тока у), называется трубкой тока.
Математическая модель теплообмена. В основу математиче-
ской модели теплообмена доменной плавки положена известная
задача о нагреве слоя при противоточном движении шихты и га-
408
Рис. 11.6. Газодинамическая сетка движения
за. Постановка задачи с граничными условиями, отражающими
завершенность теплообмена и деление рабочего пространства
печи на две зоны, представлена следующими зависимостями:
Wr (h)m (A) dtm = axv (A)5(A)[?r (A) - Zni (h)]dh,
Wr (h)dtT = azv (А)5(А)рг (A) - riu (h)]dh,
(11.12)
где И7,. - теплоемкость потока газа, Вт/°С; т - отношение теплоем-
костей потоков шихты и газа, доли ед.; azv - суммарный коэффици-
ент теплоотдачи, Вт/(м3 град); S - сечение трубки тока, м2; tT и -
409
6543	2101	2345 Я.м
Рис. 11.7. Линии равных скоростей газа, м/с
температуры газа и шихты, °C; h - расстояние от уровня засыпи до
точки, в которой рассчитывается температура, вдоль линии тока, м.
Граничные условия, отражающие завершенность теплооб-
мена и деление рабочего пространства печи на две зоны, имеют
следующий вид:
h = H, tr=t'r,
v 7 dh	dh J
(11.13)
410
Здесь Н - длина линии тока, м; г' - температура газа на входе в
слой (температура фурменного очага), °C.
На основании сопоставления линий тока и линий равных ско-
ростей газа, рассчитанных по модели газодинамики, с траекто-
риями опускания частиц шихты и линиями равных скоростей
движения шихты, известных из литературных данных, сделано
допущение о подобии полей скоростей шихты и газа. Это позво-
лило пока отказаться от разработки сложнейшей модели движе-
ния шихты. Поэтому в системе уравнений (11.12) заменено на
m-Wr.
Особенностью решения системы уравнений является введе-
ние в нее переменных по высоте печи коэффициента теплоотда-
чи aIV и теплоемкости потока газа 1УГ, в формулы для определе-
ния которых входит модуль скорости газа Vr, найденной с помо-
щью математической модели газодинамики.
Аналитическим путем получены формулы для расчета тем-
ператур газа tr и шихты в любой точке печи (h отсчитывается
по пути движения шихты):
л
о
ад
Л f	(Zt)S(Zt) c~fW
J m(h)Wr(h)
dh, °C,
dh, °C.
(11.14)
Здесь
A =____________*г-'ш
-/(н) + f a£V с~/(я)
Jo m(h)wr(h)
в=еш+л,
dh
fW=j
0
m(h)Wr(h)
[l-m(h)]-dh,
(11.15)

г'ш — температура шихты на входе в слой (на уровне засыпи), °C.
411
При значениях VKr, т и aLV, не зависящих от высоты, найден-
ные зависимости преобразуются в известные формулы Б.И. Ки-
таева для расчета теплообмена в противотоке, причем уравне-
ния (11.14), (11.15) объединяют все три возможных случая в за-
висимости от соотношения и 1УГ.
Для приближения математической модели теплообмена к ре-
альным условиям введены следующие параметры адаптации.
1. Распределение температуры начала реакции прямого вос-
становления по радиусу печи.
2. Распределение отношения теплоемкостей потоков шихты
и газа, определяемое по совпадению расчетного и эксперимен-
тального распределений температур, по радиусу колошника.
Результатами расчета являются выводимые на дисплей изо-
термы (линии равных температур) шихты и газа (рис. 11.8), а так-
же распределения температур шихты и газа в любом горизон-
тальном или вертикальном сечении, используемые при адапта-
ции модели и для анализа явлений. Ход изотерм характеризует
неравномерность распределения по радиусу печи процессов теп-
лообмена, а следовательно, и процессов восстановления. Харак-
тер изотерм газа определенно выражает существование двух ос-
новных источников неравномерности в доменной печи: фурмен-
ного подвода дутья и систем загрузки (как правило, конусных).
Математическая модель восстановления. В основу матема-
тической модели восстановления оксидов железа положена сис-
тема дифференциальных уравнений массообмена и восстановле-
ния:
vr(h)dC —
ап ап

(11.16)
где С - относительный концентрационный потенциал газового
потока (или относительный потенциал массообмена), доли ед.;
<pFe - степень восстановления оксидов железа, доли ед.; т* - от-
ношение массоемкостей потоков шихты и газа, доли ед.; Kzvo -
суммарный коэффициент массообмена при <pFe = 0, см/с; Е -
энергия активации, Дж/моль; R - газовая постоянная,
Дж/(мольК).
Концентрационный потенциал С использован Б. И. Китае-
вым для анализа процессов восстановления в доменной печи.
412
Н,м
Рис. 11.8. Температурные поля шихты (слева) и газа (справа)
Начальные условия
h = 0, <PFe=<PFe0,
h = О, С = Со.
(11.17)
Здесь <pFe0 и Со - значения <р0 и С на уровне засыпи, %.
Особенностью системы уравнений являются введение в нее в
явном виде модуля скорости газа vr, получаемой из математиче-
ской модели газодинамики, а также зависимость суммарного ко-
эффициента массообмена Kzvo как от температуры, так и от сте-
пени восстановления.
413
Эта система уравнений решена численным методом, с пред-
варительным проведением интерполирования входящих в систе-
му переменных. Для этого применили метод сплайн-функций -
интерполяцию обобщенными кубическими сплайнами, а именно,
рациональным сплайном, позволяющим интерполировать функ-
ции с большими градиентами. Рациональный сплайн имеет вид
ад =д1 - о +fM t+
(11.18)
где fi - значения интерполируемой функции в узлах сетки Д, i = О,
..., N; ph q, - заданные числа (-1 < ph q, <«>);/ = (х - x^h,, h( =
Коэффициенты Ej и £), определяются по зависимостям
Ei =
“(3+$) U+1 - Z)+А- •+ (2+4i) hi • тм
(2+^)(2+^.)-1
(11.19)
л	(3 + Pi)(Z+i	тм -(2+Pi)hj- nij
(2+<?l.)(2+<?1)-l
(11.20)
Величины rfy определяются из уравнения
• w(-_i +	(2 + <7,_j) + p,j'Qi(2 + Pi)]mi + P-j'Qj'm^j
h.

i
(11.23)
414
3+3<7,_] + а2
(2+<7,.)(2 + а)-Г
(11.24)
Уравнение (11.21) решено относительно т методом трехто-
чечной прогонки, являющимся частным случаем метода Гаусса:
- bj-nij + сетм = db 1 < i < n;
ai = cn = 0.
Формула обратного хода
w,- = Е>м-гпм + U+b i = n, n - 1,..., 1.
Формулы прямого хода
^i+l — ~ai ‘ ^i)’	1 • _ 1 7
4+i=h л,--4)/fa ~a>	~
(11.25)
(11.26)
(11.27)
В формуле (11.18) выбор параметров pb q, обычно не вызы-
вает затруднений. Он может быть сделан исходя из характера
интерполируемых функций. Можно принять р, = qb
Имея значения Vr, т* и гш в соответствии с уравнением (11.18)
с любой необходимой частотой, система уравнений (11.16) с на-
чальными условиями (11.17) легко решается численно, например
методами Эйлера или Рунге-Кутта.
Параметры т* и т, являющиеся отношениями потоков ших-
ты и газа при восстановлении и теплообмене, соответственно за-
висят от теплофизических и физико-химических свойств шихты
и газа. Приближенно можно принять
т*=1/т.	(11.28)
Результатами расчета являются поля степеней восстановле-
ния железа и концентрационных потенциалов газа (рис. 11.9).
Анализ этого рисунка показывает, что восстановительные про-
цессы распределены по радиусу печи неравномерно, что вызва-
но, в свою очередь, неравномерным распределением по радиусу
печи восстановительного потенциала газа.
Математическая модель зоны когезии. Зона когезии (или
пластичности) представляет собой область доменной печи, где
железорудные материалы находятся в размягченном состоянии,
415
Рис. 11.9. Поля степеней восстановления железа <рре (слева) и концентрацион-
ных потенциалов С (справа)
а кокс - в твердом. Местоположение и форма этой зоны оказы-
вают существенное сопротивление движению газового потока и
в значительной степени определяют производительность домен-
ной печи.
Использование разработанных математических моделей га-
зодинамики, теплообмена и восстановления с их особенностями
приводит к тому, что расчетная форма зоны когезии, ее толщи-
на и положение по высоте доменной печи определяются:
— характером неравномерности температурного поля, завися-
щего от системы загрузки, положения фурменного очага, про-
416
Н,м
Рис. 11.10. Температурные поля шихты и газа с зоной когезии
филя шахты и изменения газодинамического сопротивления по
высоте доменной печи;
- температурами размягчения и плавления железорудного
материала, зависящими от степени восстановления.
На рис. 11.10 приведены температурные поля шихты и газа,
аналогичные изображенным на рис. 11.8, с наложенной на них
зоной когезии.
Математическая модель доменного процесса. Разработаны
алгоритм и программа расчета для персональной ЭВМ.
Программа балансовой модели написана на языке Basic. Для
компиляции программы использован транслятор Visual Basic 6.0,
работающий в среде Microsoft Visual Studio 6 и создающий 32-
разрядные приложения для операционной системы Windows.
417
Программа двумерной модели написана на языке Fortran. Для
трансляции программы использован компилятор Compaq Visual
Fortran V.6.6B, работающий в среде Developer Studio. Данный
компилятор создает 32-разрядные приложения и работает под
Windows. Он обеспечивает полную поддержку стандарта Fortran
90 и в то же время включает все новшества последнего стандар-
та Fortran 95. Этот компилятор имеет большие графические воз-
можности и позволяет получать изображения с разрешением
800-600 и выше с количеством цветов более 256. Может исполь-
зоваться также транслятор Intel Fortran Compiler версий 7 или 6,
встраиваемый в среду Microsoft Visual Studio и полностью совме-
стимый с Compaq Visual Fortran.
Расчеты проводятся по схеме, приведенной на рис. 11.11.
Данные для расчета берутся из базы данных. Базой данных на-
зывается именованная совокупность данных, организованных по
определенным правилам, предусматривающим общие принципы
описания, хранения и манипулирования данными, не зависимая
от прикладных программ.
В качестве базы данных нами выбрана известная таблица Excel
из Microsoft Office ХР (рис. 11.12). Могут использоваться также
Microsoft Office 97 или Microsoft Office 2000. Результаты расчета
также представляются в таблице Excel (рис. 11.13) и передаются
как исходные в программу двумерной математической модели.
Представленные на рис. 11.12 исходные данные для балансо-
вой модели дополнены данными для расчета по двумерной моде-
ли (рис. 11.14.) и используются в этой модели.
Адаптация и проверка адекватности математической модели
доменного процесса. Адаптация балансовой (равновесной) мате-
матической модели проводится путем определения коэффициен-
тов адаптации, воздействующих на состав колошникового газа и
выход шлака.
Адекватность балансовой (равновесной) математической мо-
дели проверена по совпадению фактических и расчетных пока-
зателей плавки (расход кокса, расход дутья, выход шлака, темпе-
ратура и состав колошникового газа) для доменных печей, рабо-
тающих в близких к равновесным условиях, а также для печей,
работающих в отличающихся от равновесия условиях при под-
становке вместо равновесной степени использования газа фак-
тической.
Адекватность разработанной балансовой математической
модели подтверждается также соответствием рассчитанных и
418
Рис. 11.11. Структурная схема математической модели доменного процесса
J24
Рис. 11.12. Вид таблицы Excel с исходными данными для расчета по балансо-
вой модели
LI2
Рис. 11.13. Вид таблицы Excel с результатами расчета по балансовой модели
файл ораека Ом Встдеа ' фздат Сдреис дань* Окно Справка • * U?5SB ьопоог
•— -* ”
О & Q 11 SQ Т ..$> •'> •'&£• 51 Й 10<* - R1 ?> Алысуг |,ю - ж к ы е ц »
N59	♦	' А
I G I Н
К Г
-4
Двумерная математическая модель
Размеры профиля доменной печи, м
Распар Заплечику Заплечику Горн	Верх шах* Низ шахтъ Ур.засыпи-шахта (после лонк
3.952	2.964 0.418 3.218 4.745
61
Высота
Колошник Ур.засыпи Шахта
2.348 1	15.791
Диаметр
Колошник Pacnap-ш: Распар-эа Горн	Верх шаг Низ шахты
6.9	10.564 10,2	9.1	8.422	9,302
Характеристики подвода дутья, шихты и колошникового газа
| Порозност Диаметр куска
Доли ед. м
0.4	0.025
6.503
’Ал
-	Г-.
к. —
67
70
71
*3
74
75
<<♦
щт
0.16	16
мэ/мин
4300
•С
25
м
1,033
F	I ’ “ 7’-'^ »	"> - •	• 1 — ' .	•	"•
Распределение отношения теплоемкостей потоков шихты и газа m на уровне по линиям тока, доли ед
1-я	2-я З-я 4-я	5-я	6-я	7-я	8-я	9-я	10-я	11-я
0.731 0.7	0.66	0.62	0.6	0.6	0.6
1988
300
2-я З-я
0.845 0.845
Распределение относительной скорости газа Wr на уровне засыпи по линиям тока, доли ед.
4-я	5-я	6-я	7-я	8-я	9-я
111111
1-я	2-я
1	> 1
Распределение коэффициента уровня засыпи по линиям тока, доли ед.
1-я	2-я З-я „	4-я	5-я	6-я	7-я	8-я	9-я
0.8	1	1 2	1.15	1.1	1.05	1	’0.95	0.9
Коэффициенты настройки математических моделей газодинамики и теплообмена
Ь	I/.
3-я
10-я	11-я
1	1
10-я	11-я
0.85	0.82
• ,-

и _
*
и < » н\ Лист!
Готово
&ШЕям£
Рис. 11.14. Вид таблицы Excel с исходными данными для расчета по двумер-
ной модели
фактических коэффициентов влияния различных технологичес-
ких факторов на показатели доменной плавки.
Адаптация двумерной математической модели проведена пу-
тем определения коэффициентов адаптации по совпадению ха-
рактера распределения фактических и расчетных значений тем-
ператур газа на трех горизонтах доменной печи № 9 ММК.
Адекватность двумерной математической модели проверена
по информации о работе доменной печи объемом 2300 м3 завода
им. Ильича (Украина) по совпадению характера расчетных и фак-
тических распределений температур по радиусу на среднем и ниж-
нем горизонтах с использованием информации о фактическом рас-
пределении температуры газа по радиусу на верхнем горизонте.
Применение математической модели доменного процесса. С
помощью данной математической модели доменного процесса
могут решаться следующие задачи:
- расчетное определение влияния качественных характерис-
тик железорудного сырья и кокса, параметров дутья, профиля
421
Рис. 11.15. Поля скоростей
газа при различных положе-
ниях фурменного очага:
Ьф= 0,3 м (а) и£ф = 0,7 м (6)
(цифры у кривых — скоро-
сти, м/с)
печи и других входных
параметров на харак-
тер протекающих явле-
ний и технико-эконо-
мические показатели
доменной плавки;
- влияние изменения
процессов газодинами-
ки и теплообмена в
объеме доменной печи
при использовании но-
вых технических реше-
ний - применении ком-
бинированного дутья с
высокими расходами
природного газа и кис-
лорода, вдувании
угольной пыли, использовании высокопотенциального тепла,
изменении профиля печи и параметров фурм;
- исследование изменения характера температурных и скоро-
стных полей при отклонениях от нормального хода доменного
процесса - нарушении теплообмена, окружной неравномернос-
ти, тихом ходе, нарушении графика выпусков.
Ниже приведены конкретные примеры использования разра-
ботанной математической модели для решения практических за-
дач.
На рис. 11.15 показано влияние положения фурменного оча-
га, зависящего от расхода дутья, а также от конструкционных
параметров - высова и диаметра фурм, на поля скоростей газа
(м/с). Видно, что положение фурменного очага оказывает влия-
ние на характер поля скоростей на всей высоте шахты, причем
на 3/4 высоты - значительное.
Проведено исследование влияния восстановимости на поло-
жение и форму зоны когезии для агломератов из серовских бу-
рохромистых руд (рис. 11.16): бедного с низкой (а) и высокой (б)
422
о
Зона когезии
Рис. 11.16. Зоны когезии при плавке агломератов из серовских бурохромис-
тых руд (пояснения в тексте)
Рис. 11.17. Температурные поля шихты и газа при содержании кислорода в
дутье 35 % (а) и 50 % (б)
Н,м
0
200
20 
15 '
10 
5 
1000
1000
1100
1200
1100
1200
1400
1600
300
400
500
1800
ООО
900
100
1200
а 1400
1600
600
00
800
м
700
>00
т
М
00
Рис. 11.18. Трехмерное температурное поле газа
„200
300
400
500
600
800
13001QP0

*1111500

;1400!
1400
восстановимостью и богатого с низкой (в) и высокой (г) восста-
новимостью. Видно, что восстановимость агломерата сущест-
венно влияет на положение и толщину зоны когезии.
Известно, что в опытных плавках при содержании кислорода
в дутье 35 и 40 % возникли трудности, связанные с похолодани-
ем шахты. Представляет интерес анализ причин возникновения,
а также путей ликвидации этих трудностей. Температурные по-
ля шихты и газа при содержании кислорода в дутье 35 и 50 %
приведены на рис. 11.17. Видно, что при увеличении содержания
кислорода в дутье холодает не только колошник, но и шахта на
всем протяжении, вплоть до уровня фурм, во всех вертикальных
сечениях. Причем в области рудного гребня возникает кризис-
ное явление - отношение теплоемкостей потоков шихты и газа
на колошнике приближается к единице и происходит вырожде-
ние верхней ступени теплообмена уже при содержании кислоро-
да в дутье 45 %. Это вызывает необходимость выравнивания руд-
ной нагрузки по радиусу при содержании кислорода в дутье бо-
лее 40 %.
Хотя данная математическая модель по своей сути (исходя из
постановки задачи) двумерная, в первом приближении, прене-
брегая горизонтальными перетоками газа, возможно построе-
ние трехмерных температурных полей путем последовательного
поворота расчетной плоскости относительно оси печи на угол
360 7(количество фурм) (рис. 11.18). При этом в целях адаптации
расчетов могут быть использованы показания периферийных
термопар, расположенных под уровнем засыпи.
Раздел III
ТЕХНОЛОГИЯ
ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
Главной задачей технического персонала, обслуживающего
доменную печь, является обеспечение ровного хода процесса и
высокой производительности агрегата при получении чугуна,
отвечающего по своему качеству требованиям стандартов и
технических условий. Признаки ровного хода плавки следую-
щие: непрерывный плавный сход шихтовых материалов и ус-
тойчивое распределение газового потока по сечению печи; ста-
бильное тепловое состояние, обеспечивающее получение чугу-
на и шлака заданного и равномерного химического состава. При
ровном ходе температура газа на периферии и в газоотводах
имеет умеренный диапазон колебаний, а кривая содержания ди-
оксида углерода по диаметру колошника носит устойчивый оп-
тимальный характер. Сохраняется постоянство расхода и давле-
ния дутья, а также общего и частных перепадов давления газа
по высоте печи.
Для достижения ровного хода работы печи необходимо вы-
держивать следующие основные условия:
-	обеспечить нормальное техническое состояние печи и вспо-
могательных устройств, аппаратов и оборудования;
-	организовать стабильное снабжение хорошо усредненным
железорудным сырьем, коксом и другими шихтовыми материа-
лами; печь должна быть всегда полной, и уровень засыпи шихты
должен поддерживаться в соответствии с технологическим ре-
жимом;
-	горн должен освобождаться от чугуна и шлака в строгом
соответствии с графиком выпусков;
-	для каждой печи подбирается оптимальный технологичес-
кий режим плавки, параметры которого необходимо постоянно
выдерживать и в случае отклонений своевременно регулиро-
вать: для этого в распоряжении технологов имеются все факто-
ры, воздействующие на ход процесса;
-	ровность хода в значительной степени зависит от профиля
печи, поэтому необходимо следить за его состоянием;
—	печь должна быть оснащена современными средствами
контроля хода доменного процесса и автоматизированными сис-
темами, технологи обязаны умело ими пользоваться.
ГЛАВА I
12	|
ИХТОВЫЕ МАТЕРИАЛЫ ДОМЕННОЙ
ПЛАВКИ, ИХ ПРИЕМКА И КОНТРОЛЬ
Важным элементом технологии доменной плавки является
контроль качества поступающих в цех шихтовых материалов:
кокса, железорудного сырья, флюсов и добавок.
12.1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА КОКСА
Контроль качества кокса осуществляется по следующим его
характеристикам.
Технический анализ кокса, при котором определяется со-
держание серы (S), золы (Л), летучих веществ (ЛВ) и влаги
(W). Важнейшая характеристика кокса - содержание углерода
(нелетучего) - здесь не определяется. Его находят по разности
Снелет = ЮО - (А + ЛВ + S), а содержание влаги в коксе дается
сверх 100 %.
Сера. Как показано выше, это вредная примесь чугуна и в по-
давляющем большинстве случаев кокс является главным ее по-
ставщиком. Содержание серы в коксе определяется ее содержа-
нием в углях, поступающих на коксование. Практикой работы
доменных печей показано, что увеличение содержания серы в
коксе на 0,1 % сопровождается увеличением удельного расхода
кокса в среднем на 0,3 % с одновременным таким же снижением
производительности печи.
Зольность кокса. Зола в коксе - крайне нежелательная при-
месь, и ее содержание должно быть минимальным. Она влияет
на выход шлака и прочность кокса. Известно, что разрушение
кусков кокса происходит по его зольным включениям. Посколь-
ку содержание кремнезема (SiO2) в золе кокса чаще всего со-
ставляет 50 % и более, то для получения требуемой основности
шлака необходим ввод в шихту основных оксидов, что снижает
показатели доменной плавки. Считается, что каждый процент
увеличения золы в коксе снижает производительность печи от
1,0 до 1,8 % (при содержании золы в коксе соответственно от 10
до 13 %) и увеличивает расход кокса от 1,2 до 2,0 %.
430
Летучие кокса. Содержание летучих в коксе косвенно характе-
ризует его качество и зависит от продолжительности периода кок-
сования и конечной температуры коксования. Чем выше указан-
ные параметры коксования, тем меньше в коксе летучих веществ.
Нормальным считается содержание летучих в коксе 0,8-1,2 %. По-
вышенное содержание летучих свидетельствует о незавершеннос-
ти процесса коксования и отрицательно сказывается на его качест-
ве. Такой кокс получил название “недопал”. Он характеризуется
более темным цветом в сравнении с коксом хорошего качества и
пониженной механической прочностью. Выход летучих веществ в
коксе ниже 0,5 % свидетельствует об увеличенном периоде коксо-
вания, что приводит также к снижению прочности кокса вследст-
вие его “пережога” и увеличения трещиноватости.
Влажность кокса. Влага в коксе не приносит вреда доменному
процессу. При загрузке в печь влажного кокса происходит испаре-
ние этой влаги за счет тепла отходящих из печи газов - температу-
ра колошникового газа снижается. Для нормального технологиче-
ского режима плавки очень важно использовать кокс с минималь-
ными колебаниями его по влажности. Поскольку загрузка кокса в
печь осуществляется по массе, то минимальные колебания влаж-
ности кокса гарантируют стабильность теплового режима плавки.
Технические составы коксов, производимых на различных
коксохимических предприятиях России, приводятся в специаль-
ной справочной литературе.
Гранулометрический состав кокса. Кокс в доменной печи
определяет газодинамическое сопротивление слоя шихты дви-
жущемуся потоку газа и должен быть крупным, а также сохра-
нять размер кусков по мере его движения от колошника к фур-
менным очагам. Гранулометрический состав кокса - это распре-
деление его кусков по классам крупности, выраженное в процен-
тах к массе исходной пробы. ГОСТ предусматривает следующую
градацию кокса по крупности: > 80 мм, 80-60 мм, 60-40 мм,
40-25 мм и < 25 мм. Гранулометрический состав коксов различ-
ных коксохимических предприятий России также приводится в
справочной литературе.
Прочность кокса - важнейшая его характеристика, определя-
ющая прежде всего газодинамические характеристики столба ших-
товых материалов в доменной печи. Появление мелочи при разру-
шении непрочного кокса не только ухудшает газопроницаемость
шихты в печи, но и уменьшает размеры фурменного очага, а зна-
чит, и газораспределение в поперечном сечении доменной печи.
431
Под прочностью кокса понимают его способность противо-
стоять разрушающим воздействиям всех видов. Прочность опре-
деляется в барабане диаметром 1 м и длиной 1 м. Внутри бараба-
на приварены 4 уголка с полочкой 100 мм. В барабан загружает-
ся 50 кг кокса фракции > 25 мм. Затем барабан вращается в те-
чение 4 мин со скоростью 25 об/мин, после чего кокс извлекает-
ся из барабана и рассеивается на ситах с ячейками 60x60, 40x40,
25x25 и 10x10 мм. Выход кусков менее 10 мм (показатель М10)
характеризует истираемость кокса, а выход кусков кокса более
40 и 25 мм (показатели М40 и М25) определяет его механичес-
кую прочность. Истираемость производимого кокса меняется в
пределах от 6 до 11 % (от массы загруженного в барабан кокса),
а выход класса более 25 мм составляет 84—98 %.
К числу важных показателей кокса как топлива относятся
также пористость, насыпная масса, температура воспламенения.
Пористость - это отношение объема пор куска к объему все-
го куска, выраженное в процентах. Пористость кокса влияет на
условия его горения: чем выше пористость, тем интенсивнее го-
рение кокса, что приводит к сокращению объема фурменных
очагов. Пористость кокса зависит от свойств исходных углей, со-
става угольных шихт, идущих на коксование, она определяется
также режимом коксования и колеблется в пределах 35-50 %.
Насыпная масса кокса. Это масса кокса в единице объема.
Установлено, что доменные печи лучше работают на коксе с
меньшим значением насыпной массы. Насыпная масса определя-
ется не только геометрией куска, но и соотношением в слое
крупных и мелких фракций. Чем однороднее кокс по грануломе-
трическому составу, тем меньше его насыпная масса и выше га-
зопроницаемость. Считается, что насыпная масса доменного
кокса имеет значение в пределах 0,45-0,47 м3/м3.
Температура воспламенения кокса играет определенную
роль при задувке доменной печи. Для производимых коксов тем-
пература воспламенения находится в пределах 650-750 °C.
12.2. КАЧЕСТВО ЖЕЛЕЗОРУДНОГО СЫРЬЯ
Железорудные материалы контролируются по следующим
параметрам.
1.	Химический состав. Химический состав железорудного
сырья и его стабильность определяют все технико-экономичес-
кие показатели доменной плавки: производительность печи,
432
удельный расход кокса, выход шлака, качество получаемого чу-
гуна и др. Для постоянного контроля за работой доменной печи
в обязательном порядке определяется содержание в нем следую-
щих элементов и оксидов: Feo6m, FeO, Мп, SiO2, СаО. Лишь в от-
дельных случаях оговаривается определение содержания других
соединений. Для осуществления нормального технологического
режима плавки и оптимизации шлакового режима необходимо
иметь информацию как минимум еще о содержании двух окси-
дов: А12О3 и MgO.
Эффективность доменной плавки в значительной степени за-
висит от постоянства химического состава и физических свойств
загружаемых в печь шихтовых материалов. Колебания химичес-
кого состава шихты значительно ухудшают работу доменной пе-
чи, так как неконтролируемые изменения в нем приводят к нару-
шению нормального хода процесса. Особенно важно постоянст-
во содержания железа: снижение его приводит к разогреву печи,
а повышение - к похолоданию. Опасность похолодания заставля-
ет вести процесс с резервом тепла, т. е. с перерасходом кокса. Из-
менения содержания кремнезема и основных оксидов приводят к
изменению состава шлака и его физических свойств и расстрой-
ству процесса. Изменение гранулометрического состава шихты
вызывает нарушение установившегося распределения материала
на колошнике и изменяет распределение газового потока. На пе-
редовых предприятиях количество проб агломерата и руд с коле-
баниями содержания железа в пределах ±0,5 % изменяется от 50
до 93 %, а в пределах ±1,0 % - до 99 %. Пределы колебаний основ-
ности окускованных материалов составляют ±0,05.
Немаловажное значение для эффективности плавки имеет и
стабильность содержания в шихтовых материалах MgO и А12О3.
Считают, что при содержании MgO 2 % колебания не должны
превышать ±0,1 %. Пределы колебаний MgO должны быть вне-
сены в технические условия качества окускованного сырья. Ког-
да окускованное сырье содержит значительное количество гли-
нозема, оценка основности производится по отношению (СаО +
+ MgO):(SiO2+А12О3), а также по кремниевому модулю SiO2: А12О3.
2.	Механическая прочность. Одна из важных характеристик
рудного материала. Под механической прочностью железоруд-
ного материала понимают сопротивление его дроблению и исти-
ранию. Для испытания железорудного материала на механичес-
кую прочность применяют барабан (ГОСТ 15137-77) диаметром
1 м и длиной 0,5 м. Внутри барабана диаметрально приваривают-
433
ся два уголка 50x50x5 мм. Внутрь барабана загружается 15 кг аг-
ломерата крупностью 5-40 мм или окатышей размерами 5-25 мм.
Барабан вращается в течение 8 мин с частотой 25 об/мин. После
этого пробу рассеивают на ситах с размером ячеек 5 и 0,5 мм.
Масса материала фракции более 5 мм в процентах от массы про-
бы является показателем прочности на дробление, а масса фрак-
ции менее 0,5 мм характеризует прочность на истирание. Пер-
вый показатель чаще применяется к агломерату, и его числен-
ное значение меняется в пределах от 55 до 82 %, а второй - к ока-
тышам, его значение для производимых окатышей составляет
5-11 %. Следует отметить, что определяемая таким образом ме-
ханическая прочность железорудного материала далеко не отра-
жает прочностные характеристики железорудных материалов в
доменной печи, где эти материалы подвергаются не только ме-
ханическим нагрузкам, но и восстановительно-тепловой обра-
ботке. Установлено, к примеру, что механическая прочность
окатышей в печи может быть значительно ниже определяемой
описанным методом в связи с явлением разупрочнения, связан-
ного с обработкой окатышей газом-восстановителем. Имеюща-
яся методика определения “горячей прочности” железорудных
материалов (ГОСТ 19575-84) не нашла в настоящее время широ-
кого практического применения.
3.	Восстановимость. Под восстановимостью железорудного
материала понимается его способность с большей или меньшей
скоростью отдавать кислород от оксидов железа газу-восстано-
вителю. Этот показатель относится к одному из важнейших,
характеризующих развитие процессов косвенного восстановле-
ния и расход кокса. Для определения восстановимости железо-
рудных материалов используется методика согласно ГОСТ
17212-84. Восстановление производится в вертикальной реакци-
онной трубе, помещенной в электропечь. Навеска рудного мате-
риала крупностью 12,5-10 мм, массой 500 г загружается в реак-
ционную трубу, которая подвешивается к весоизмерительному
устройству. Навеска продувается газом с расходом 30±1 дм3/мин.
Газ имеет следующий состав: СО = 33 %, N2 = 65 %, остальное
Н2, СО2, Н2О. В процессе продувки навески газом печь нагрева-
ется в начале до 600 °C в течение 40 мин, а затем до 1100 °C в по-
следующие 175 мин. При нагреве навески и продувке ее газом-
восстановителем производится регистрация потерь массы кисло-
рода. Восстановимость определяется как отношение массы от-
нятого кислорода к массе первоначально связанного кислорода,
434
выраженное в процентах. Железорудные материалы хорошей
восстановимости имеют этот показатель в пределах 60-70 %.
4.	Гранулометрический состав. Размер кусков железорудной
шихты определяет газопроницаемость столба материалов, а так-
же развитие восстановительных процессов в печи. Размер кус-
ков железорудного материала, как показано выше, должен быть
оптимальным, поскольку чрезмерно большой размер, обеспечи-
вая достаточно хорошую газопроницаемость слоя шихты, значи-
тельно ухудшает протекание восстановительных процессов, и
наоборот, мелкий рудный материал, имея развитую реакцион-
ную поверхность и хороший контакт с газом-восстановителем,
ускоряет процессы восстановления, но слой, составленный из
мелких кусков, оказывает большое сопротивление движущему-
ся газовому потоку и ограничивает производительность печи.
Несмотря на важность информации о полном ситовом составе
железорудных материалов, чаще всего в нем определяют только
содержание мелочи - фракции менее 5 мм. Полный грануломет-
рический анализ агломерата предполагает определение в нем
следующих фракций: > 50,25-40,10-25,5-10 и < 5 мм.
В гранулометрическом составе окатышей указываются
только их средний размер (обычно от 9 до 25 мм) и содержание
фракции менее 5 мм (для производимых в России окатышей - от
2,3 до 3,7 %).
ГЛАВА
13
ЗАДУВКА ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
С задувки начинается кампания доменной печи, продолжи-
тельность которой достигает 15-20 лет и более. Под кампанией
понимают время работы доменной печи от капитального ремон-
та 1 разряда или задувки новой печи до последующего капиталь-
ного ремонта такого же разряда.
Задувка печи слагается из подготовки к задувке и самой за-
дувки.
Поскольку доменная печь и ее вспомогательные устройства
работают под большим избыточным давлением, то еще в пери-
од строительства или реконструкционных работ и после оконча-
ния работ по монтажу отдельных участков комплекса сооруже-
ний доменного цеха и газоочистки производится испытание их
на внутреннее давление.
После окончания испытаний отдельных участков, установки
всего оборудования и завершения огнеупорной кладки выполня-
ется предпусковое испытание всего комплекса. На герметич-
ность проверяется вся газовая сеть от воздуходувной машины,
включая дроссельную группу газоочистки. Испытание прово-
дится сжатым воздухом давлением до 225 кПа.
С момента монтажа охладительных устройств непрерывно
ведется испытание системы охлаждения. Холодильники испы-
тываются под избыточным давлением 0,8-1,0 МПа дважды: пе-
ред монтажом и затем повторно после их установки.
В предпусковой период проверяется работа всего оборудова-
ния горна и литейного двора.
Предварительная приемка комплекса доменной печи произ-
водится комиссией на основании промежуточных актов и путем
осмотра. Испытание и сдача в эксплуатацию доменного обору-
дования осуществляются в три этапа:
-	индивидуальное испытание оборудования вхолостую при
непрерывной работе в течение 4 ч;
-	комплексное опробование вхолостую в течение 72 ч непре-
рывной работы;
436
-	комплексное опробование оборудования под нагрузкой в
период загрузки печи задувочной шихтой.
13.1.	СУШКА ВОЗДУХОНАГРЕВАТЕЛЕЙ
И ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Сушка доменной печи и блока воздухонагревателей произво-
дится после испытания их на плотность и после установки всей
аппаратуры.
Для удаления влаги из огнеупорной кладки необходимо на-
греть ее до температур 100-165 °C.
Разогревать воздухонагреватель нужно постепенно, особенно
в том случае, когда верхние ряды кладки и насадки выложены ди-
насовым огнеупором. При этом необходимо учесть модификаци-
онный рост динасового кирпича в температурных интервалах
100-168 и 180-300 °C, а также кварцевый эффект при температу-
ре 573 °C. Поэтому подъем температуры в интервалах 100-300 и
550-600 °C не должен превышать 10 град/ч, и при дальнейшем ра-
зогреве огнеупорной кладки должны быть исключены случаи
снижения температуры ниже 300 °C. Обычно продолжительность
сушки и разогрева воздухонагревателей составляет около 7 сут.
Огнеупорная кладка доменной печи содержит значительное
количество влаги. При сушке печи влага удаляется через колош-
ник. Однако часть влаги, поступая в еще не нагретые зоны, кон-
денсируется, что может вызвать размывание растворов, кото-
рыми скрепляется кладка. В том случае, когда влага конденсиру-
ется в толще углеродистой лещади, разрушение лещади возмож-
но за счет взаимодействия углерода кладки с парами воды, а так-
же с водородом, получающимся при разложении влаги:
Согн + Н2О = СО + Н2;	(13.1)
СОП) + 2Н2 = СН4.	(13.2)
Для облегчения удаления влаги из лещади сушка ее произво-
дится по мере кладки каждого ряда с помощью электронагрева-
тельных устройств.
Наиболее удобным, безопасным и дешевым способом сушки
доменной печи является сушка горячим воздухом. Поэтому суш-
ка воздухонагревателей должна быть закончена ранее - до суш-
ки печи.
437
Для направления нагретого воздуха на лещадь на воздушные
фурмы устанавливают трубы (чаще всего диаметром 160 мм) из
листового железа. Они направляются вниз под углом 90° и не до-
ходят до лещади примерно на 1 м. Чугунная летка закладывается
кирпичом. Большой конус закрывается, открываются свечи на
газоотводах и свечи на пылеуловителях. Сушка доменной печи
осуществляется по следующему графику: постепенный разогрев
до 600 °C в течение 2 сут, выдержка при этой температуре в те-
чение 1,5 сут и естественное охлаждение (обычно около 1,5 сут).
13.2.	ЗАДУВОЧНАЯ ШИХТА И ДРУГИЕ ПАРАМЕТРЫ
ЗАДУВКИ
К задувочной шихте предъявляются особые требования. Они
состоят в следующем.
1.	Железорудные материалы, входящие в состав задувочных
шихт, должны быть легковосстановимы. Это очень важно для
снижения степени прямого восстановления в процессе задувки
печи и снижения удельного расхода кокса.
2.	Шихтовые материалы должны быть прочными, поскольку
загрузка материалов в печь осуществляется с большой высоты,
а это может вызвать увеличение мелких фракций шихты и веро-
ятность ее подвисаний в процессе задувки, что недопустимо.
3.	Количество мелочи (фракции менее 5 мм) в железорудном
материале должно быть минимальным. Это обусловлено указан-
ными выше причинами.
4.	Кокс, входящий в состав задувочной шихты, должен быть
малосернистым. Это, как будет показано ниже, связано с боль-
шим расходом кокса в задувочной шихте, что делает проблема-
тичным получение чугуна, кондиционного по содержанию серы.
5.	Шихтовые материалы должны содержать минимальное
количество гигроскопической влаги. Это связано с тем, что ис-
парение влаги из шихты в процессе задувки в отличие от обыч-
ного режима доменной плавки происходит с дополнительными
затратами тепла и возрастанием расхода кокса.
Задувочную шихту характеризует прежде всего высокий
удельный расход кокса. Это диктуется необходимостью разогре-
ва как столба шихты, так и огнеупорной кладки до рабочих тем-
ператур. Кроме того, первоначально процессы восстановления
оксидов железа происходят прямым путем, что требует затрат
тепла и дополнительного расхода кокса. Поэтому удельный рас-
438
ход кокса в задувочной шихте достигает 2 т/т чугуна, а при задув-
ке печи на холодном дутье он может увеличиваться и до 3 т/т.
Задувочная шихта рассчитывается на получение литейных чу-
гунов с содержанием кремния 1,5-2,0 %. Это объясняется рядом
причин. Во-первых, при расчете задувочных шихт возможны
ошибки в определении удельного расхода кокса. В том случае,
когда расход кокса оказывается заниженным, получаются чугуны
с заниженным содержанием кремния. Напротив, при повышен-
ном нагреве горна (завышенном расходе кокса) в период задувки
получаются литейные чугуны с высоким содержанием кремния.
Во-вторых, при плавке литейного чугуна происходят графитиза-
ция огнеупорной кладки и образование устойчивого гарнисажа.
Задувочная шихта рассчитывается на основность шлака
CaO/SiO2 = 0,9—1,1. Несмотря на высокое содержание серы в за-
дувочной шихте, увеличение основности шлака сверх указанной
считается нецелесообразным из-за возрастания температур их
плавления, а также из-за того, что основные шлаки относятся к
типу “коротких”; все это может способствовать образованию на-
стылей в начальный период работы доменной печи.
Задувочная шихта часто состоит из 4-5 шихт, каждая из ко-
торых включает 5-7 подач.
Имеется так называемая нулевая шихта. Она состоит только
из кокса, не принимает участия в процессе горения и играет роль
дренажной коксовой насадки. Этой шихтой заполняются “зумпф”
(объем горна от уровня чугунной летки до огнеупорной кладки
лещади), объем горна от уровня чугунной летки до уровня воз-
душных фурм, а также объем, заключенный в конусе неподвиж-
ных материалов с основанием на горизонте воздушных фурм.
Угол образующей этого конуса условно принимается равным 45°.
Первая шихта состоит из кокса, известняка и шлакообразу-
ющих. Известняк загружается в количестве, необходимом для
ошлакования золы кокса этой шихты с заданной основностью. В
эту шихту необходим ввод шлакообразующих для снижения кон-
центрации глинозема в шлаке, повышенная концентрация кото-
рого обусловлена составом золы кокса. Без ввода шлакообразу-
ющих возможно повышение содержания в шлаке А12О3 свыше
17 %, что делает шлаки тугоплавкими и вязкими. В качестве
шлакообразующих материалов используются доменный шлак,
кварцит, железные руды. Первая шихта включает 5-6 подач.
Вторая и последующие шихты помимо кокса и флюсующе-
го материала включают и железорудный материал. Рудная на-
439
грузка в каждой последующей загружаемой в печь шихте посте-
пенно возрастает.
В последнее время появляются новые технологии задувки
доменных печей. Так, согласно взглядам Б. Ф. Чернобривца,
В. В. Капорулина и В. А. Завидонского, помимо “нулевой” шихты
нужно загружать только две: первая должна быть представлена
только коксом (без известняка и шлакообразующих), а вторая
шихта включает в себя все компоненты и загружается в печь с не
изменяющейся по высоте рудной нагрузкой, характерной для нор-
мального технологического режима. Высота загружаемой в печь
первой шихты должна быть не менее 10 м, шихта не может содер-
жать известняк и шлакообразующие. Этим, по мнению авторов,
достигаются две цели: первая заключается в том, чтобы исклю-
чить приход в нижнюю часть железистого шлака и избежать ве-
роятности его замораживания на коксовой насадке (для этого до-
статочно иметь слой шихты до 10 м), а вторая - не допустить ран-
него шлакообразования, предупредить приход в горн печи холод-
ного шлака и исключить имеющиеся случаи затруднений с выпу-
ском первых порций образовавшихся расплавов чугуна и шлака.
Рассчитанную задувочную шихту проверяют, для чего по по-
лученному конечному составу шлака определяют температуру
его плавления, вязкость и устойчивость по диаграммам состоя-
ния шлаковых систем.
К сожалению, следует отметить, что в настоящее время стро-
гой, научно обоснованной методики расчета задувочных шихт
нет. Технологический персонал доменных цехов пользуется в та-
ких случаях приблизительными расчетами, которые основаны на
практике задувки доменных печей других металлургических
предприятий или же ранее задутых печей в своем цехе. Это при-
водит порой к необоснованным расходам кокса, что сопровожда-
ется часто перегревом горна печи, к значительному превышению
относительно заданного содержания в чугуне кремния, к возник-
новению термических ударов на огнеупорную кладку и т. п.
13.3.	ПОДГОТОВКА ДОМЕННОЙ ПЕЧИ К ЗАДУВКЕ
И ЕЕ ЗАДУВКА
После проведения расчета задувочной шихты перед загруз-
кой ее в печь производится следующее.
1.	Определяются объемы отдельных частей профиля печи
для уточнения общего пространства, подлежащего заполнению.
440
2.	Намечается порядок заполнения материалов по высоте до-
менной печи в зависимости от схемы загрузки печи. При этом
учитывается уминка материалов - общая 25 %, для кокса 15 %.
При загрузке горна печи дровами коэффициент заполнения при-
нимается равным 0,7.
3.	Определяются уровни в печи, занимаемые каждой шихтой.
Это необходимо для последующего контроля правильности вы-
полненного расчета, загрузки и схода задувочной шихты в це-
лом, а также служит ориентиром для определения количества
чугуна и шлака, находящегося в горне печи в любой момент за-
дувочного периода. После этого задувочную шихту можно за-
гружать в доменную печь.
Задача первоначального момента задувки доменной печи за-
ключается в обеспечении быстрого воспламенения горючего на
всех воздушных фурмах, в “срабатывании” шихты в первые же
часы после задувки и предупреждении загромождения горна, ос-
ложняющего отработку продуктов плавки. Загруженный горн
должен иметь хорошую газопроницаемость, обеспечивать дре-
наж расплавов чугуна и шлака, а также возможность быстрого
открывания чугунной летки.
Наиболее распространенными способами загрузки печи при-
няты следующие.
1.	Заполнение горна печи коксом через воздушные фур-
мы (до их уровня) транспортерами с отсевом мелких фрак-
ций (менее 25 мм) на литейном дворе. Фурмы ограждают
клетками из дров в целях их защиты от раздавливания выше-
лежащими материалами и облегчения розжига кокса. Остав-
шаяся часть фурменной зоны и заплечики заполняются дро-
вами. Загрузка производится через две-три фурмы; затем
слой кокса разравнивается. Иногда заплечики заполняются
коксом через колошник печи, если предварительно уложены
дрова в фурменной зоне. Остальной объем печи загружается
задувочной шихтой через засыпной аппарат. При этом стен-
ки заплечиков обшиваются шпалами для их защиты от по-
вреждений.
2.	Устройство на уровне воздушных фурм деревянного помо-
ста на столбах, на которое грузятся дрова, заполняющие объем
заплечиков и оставшийся объем фурменной зоны. Нижняя часть
под помостом — металлоприемник — остается свободной, за ис-
ключением зумпфа, заполняемого доменным, иногда мартенов-
ским шлаком или чугунной стружкой. Предпочтительна загруз-
441
ка зумпфа доменным шлаком как наиболее технологически род-
ственным материалом.
3.	Загрузка всего объема доменной печи задувочной шихтой
через колошник.
Первый из рассмотренных способов считается лучшим, не-
смотря на некоторую задержку первоначальной подвижки ших-
ты из-за медленного розжига кокса в районах горна, удаленных
от фурменных очагов. Интенсивность подъема температур при
таком способе тоже низкая. Возможно также временное образо-
вание недостаточно жидкоподвижных шлаковых расплавов, по-
лучающихся из золы сгоревшего кокса. Этот способ загрузки за-
дувочной шихты в печь дает смягчение термического удара на
огнеупорную кладку в результате замедленного прогрева горна
печи.
При втором способе подвижка материалов происходит быст-
ро, как только сгорят опоры помоста или дрова, загруженные в
горн печи. Однако этот эффект пропадает из-за последующего
уплотнения шихты в горне, а сила термического удара не умень-
шается, поскольку имеет место интенсивный рост температуры'.
При углеродистой лещади, когда на нее укладывается слой ша-
мотного огнеупора, термические напряжения в кладке значи-
тельно снижаются, поскольку этот защитный слой не только за-
щищает лещадь от механических повреждений при загрузке и
окисления во время сушки, но также и от резкого подъема тем-
пературы.
При всех способах загрузки низ печи, в том числе и горн, спе-
циально подготавливают к приему задувочной шихты.
1.	Производится торкретирование стен горна и поверхности
лещади жароупорным бетоном или футеровка шамотным кир-
пичом стен металлоприемника и заплечиков.
2.	Выполняется обшивка заплечиков шпалами.
3.	Изнутри печи проверяется герметичность чеканки амбра-
зур и установки воздушных фурм.
4.	Производится установка шлаковых приборов.
5.	Осуществляется укладка на лещадь печи до порога чугун-
ной летки (зумпфа печи) гранулированного доменного шлака
для создания защитного слоя на лещади и ошлакования швов ее
поверхности.
6.	В чугунные летки (если их несколько) вводятся стальные
трубы диаметром 4 дюйма, доходящие до центра горна. По дли-
не трубы (внутри печи) делаются отверстия 7-10 мм, располага-
442
емые в шахматном порядке по ее поверхности. Это необходимо
для направления потока нагретых газов к лещади печи, разогре-
ва горна печи и легкого открытия чугунных леток в последую-
щий период.
7.	В некоторых случаях вместо описанной выше установки
трубы-сифона в чугунные летки вставляются трубы диаметром
2 дюйма для подачи в них сжатого воздуха под избыточным
давлением 0,40-0,45 МПа (4,0-4,5 атм). Это способствует ин-
тенсификации горения кокса в районе чугунных леток, а глав-
ное, предохраняет их затягивание вязкими и холодными про-
дуктами плавки, что значительно облегчает первый выпуск
расплавов из доменной печи. Иногда стремятся дать в эти тру-
бы вместо воздуха кислород для интенсификации горения кок-
са. Это вряд ли можно считать целесообразным, поскольку воз-
можно усиление термического удара на огнеупорную кладку
горна печи. После установки трубы чугунная летка набивается
неточной массой и вырезается футляр. Перед отверстием труб-
сифонов в горновом желобе укладываются дрова, которые
впоследствии должны обеспечить полноту сгорания газов, вы-
ходящих через трубу.
После подготовительных операций производится загрузка
печи, в течение которой нельзя допускать каких-либо источни-
ков огня на колошнике печи вблизи засыпного аппарата, около
зондовых (шомпольных) отверстий и особенно около горна до-
менной печи. Курение при загрузке печи задувочной шихтой ка-
тегорически запрещается. Воздушные фурмы после выхода лю-
дей из печи должны быть герметически закрыты во избежание
тяги в печь.
Окончание загрузки печи задувочной шихтой определяется
временем задувки, так как задерживать ее нельзя, чтобы не про-
изошло самовозгорание кокса. Особенно это возможно при на-
личии в печи дров и остаточного нагрева печи после сушки, а
также от случайно попавшего огня. Поэтому сразу после окон-
чания подготовительных работ к задувке приступают к послед-
ним предзадувочным операциям, которые заключаются в следу-
ющем.
1.	Проверяется закрытое положение всех люков, лазов и
смотровых отверстий, клапанов и шиберов на воздушном трак-
те, в том числе смесительных клапанов для регулирования тем-
пературы горячего дутья и отделительных - от свечи для взятия
печи на тягу.
443.
2.	Подготавливаются сопла и устанавливаются огнеупорные
кольца в воздушные фурмы.
3.	Заказывается и принимается дутье от воздуходувной ма-
шины на клапан “снорт”.
4.	Воздухонагреватели, за исключением предназначенного
для дутья в момент задувки (самый горячий), ставятся на газо-
вый режим, если это необходимо по состоянию их нагрева.
5.	Открываются атмосферные клапаны (свечи) на печи, а
также верхний клапан (свеча) на пылеуловителе и нижний ко-
нусный его затвор. Вытяжная свеча на газопроводе наполнения
засыпного аппарата также должна находиться в открытом поло-
жении.
6.	Открываются конусы засыпного и распределительного ап-
паратов, уплотнительные и загрузочные клапаны засыпного ус-
тройства во избежание скопления газа в подколошниковом про-
странстве.
7.	Закрывается отсечной клапан, отделяющий доменную
печь и пылеуловитель от газовой сети цеха. Система газопрово-
дов между пылеуловителем и скруббером газоочистки должна
находиться под паром высокого давления 0,7-0,9 МПа (7-9 атм)
с открытыми вытяжными свечами. Малое количество дутья и
соответственно его низкое давление обусловливают недостаточ-
ное проникновение газов в центральные участки столба шихты.
В этом случае создаются условия для вытягивания зоны горения
вверх, что провоцирует периферийное движение газового пото-
ка и разрушает огнеупорную кладку.
Поэтому необходимо отдалить процесс горения от стен гор-
на для ослабления термического удара на кладку, создать усло-
вия для лучшего проникновения газов к центру печи. Это может
быть достигнуто увеличением высова фурм, временным закры-
тием фурм (через одну) до момента выхода на параметры дутья,
характерные для нормального течения доменного процесса, ус-
тановкой фурм меньшего диаметра. Однако лучшим способом
для решения указанной проблемы считается установка в воздуш-
ные фурмы керамических колец диаметром 100-140 мм (при
обычном диаметре 160-180 мм), которые постепенно выбивают-
ся по мере увеличения подаваемого в печь дутья.
После установки колец в фурмы и сопел в подколошниковое
пространство, засыпной аппарат и пылеуловитель дается “ост-
рый пар” для продувки (т. е. вытеснения воздуха), чтобы избе-
жать возможного образования гремучей смеси в момент задув-
ки. После продувки (в течение 20-30 мин) закрывается люк га-
зового затвора. Атмосферные клапаны на печи, свеча и пылевы-
пускной клапан на пылеуловителе остаются открытыми до за-
дувки. После этого печь готова к задувке.
К этому времени в горновом желобе перед трубой, выходя-
щей из чугунной летки, разжигается костер (если летка не ис-
пользуется для ввода в горн сжатого воздуха) для полного сжи-
гания газа, выходящего из горна после задувки печи.
Желоба для чугуна и шлака прогреваются кострами из дров
или газообразным топливом (доменный, природный или коксо-
вый газ), после чего заправляются желобной массой и формо-
вочным песком. Шлаковые летки заправляются леточной мас-
сой с установкой ручных стопоров, которые закрепляются во из-
бежание выброса из летки.
Сама задувка доменной печи выполняется в следующем по-
рядке.
1.	Дается предупреждение на воздуходувную станцию о под-
готовке ее к принятию сигналов от печи.
2.	Открывается шибер горячего дутья на воздухонагревате-
ле.
3.	Открывается шибер холодного дутья (собственно момент
задувки), которое, проходя через воздухонагреватель, нагревается
до установленной температуры (650-850 °C). Избыточное давле-
ние горячего дутья составляет примерно 50-60 кПа (0,5-0,6 ати).
Происходит зажигание кокса в печи.
4.	После этого немедленно проверяется полнота загорания
кокса на всех фурмах и поджигается газ на трубе, установленной
в чугунной летке. Пылеуловитель продувается через нижний
люк, который после этого закрывается.
5.	Через 20-30 мин после того, как на всех фурмах появится
раскаленный “добела” кокс, давление дутья снижается до 10-
15 кПа (0,10-0,15 ати) и сохраняется на этом уровне до появле-
ния заметного потемнения на фурмах. Оно означает понижение
на них температуры из-за малого нагрева пришедшего на фурмы
кокса. Это сигнал для увеличения расхода дутья и его давления.
Такой порядок задувки доменной печи объясняется тем, что
повышенный расход дутья, необходимый для быстрого зажига-
ния кокса с возможно глубоким проникновением газа к центру
горна, не может в начальный момент задувки выдерживаться
длительное время. Излишне высокий расход дутья высокого дав-
ления может вызвать “раздувку” швов в связи с началом интен-
445
сивного парообразования от выделяющихся из кладки остатков
влаги. Кроме того, медленное разжигание кокса при сниженном
расходе дутья способствует более равномерному нагреву горна
по всему сечению. Это особенно, важно при загрузке горна печи
только коксом. В США после зажигания кокса снимаются сопла
и печь некоторое время выдерживается на “самодувном” режиме.
Дальнейшая форсировка плавки дутьем должна согласовы-
ваться с газодинамическим сопротивлением столба шихты в пе-
чи для исключения подписаний шихты.
Мероприятия по технике безопасности в период задувки за-
ключаются главным образом в предупреждении загазованности
производственных помещений, рабочих мест и образования взры-
воспособных смесей, а также в наблюдении за нормальным состо-
янием конструкций печи и ее вспомогательного оборудования.
После задувки необходимо проверить и поджечь факелами
газ во всех местах его выделения по высоте доменной печи, осо-
бенно горна и заплечиков. Следует удалить всех людей с колош-
ника, с площадок шахты и других мест, относящихся к разряду
газоопасных, в том числе и поддоменника, который в момент за-
дувки может быть местом массового угара людей.
После подачи дутья в печь необходимо проверить состояние
всей запорной аппаратуры на воздухонагревателях, тракте горя-
чего дутья и фурменных устройствах и особенно состояние воз-
душно-разгрузочного клапана “снорт”, управление отсечным
клапаном на пылеуловителе и атмосферными клапанами, а так-
же крепление шлаковых леток.
13.4. РАЗДУВОЧНЫЙ ПЕРИОД
Раздувочный период является непосредственным продолже-
нием задувки доменной печи. Прогрев шихты и огнеупорной
кладки характеризуется не только общим количеством поступа-
ющего тепла, но и временем его усвоения. Если интенсивность
горения кокса на фурмах будет слишком большой, то тепло от
переработки нулевой шихты не дает должного эффекта, так как
увеличиваются потери тепла с колошниковым газом. Это сопро-
вождается дефицитом тепла, необходимого для раздувки печи, и
вызывает ее похолодание.
Необходимо установить оптимальный дутьевой режим раз-
дувочного периода и его продолжительность. Обычно первона-
чально задаваемое количество дутья составляет 0,5-0,7 от номи-
446
нального при весьма широком диапазоне скоростей истечения
дутья, зависящих как от числа воздушных фурм, так и от их диа-
метра. Эти скорости доходят до 230 м/с, а в японской практике
задувки печей до 260-300 м/с.
Ряд специалистов считают, что вывод печи на проектный ре-
жим работы должен быть осуществлен в течение 5-7 сут. По
мнению других, такое время раздувки недостаточно. При не-
большом количестве дутья в период раздувки не обеспечивается
нормальная работа горна печи. Недостаточное количество гор-
новых газов и малая кинетическая энергия истечения дутья из
фурм создают неблагоприятные условия в центральной зоне пе-
чи, где в начальный период раздувки происходит повышенное
(против обычного) прямое восстановление оксидов железа.
При форсированном ведении процесса раздувки наблюдается
повышенная нагрузка на горн печи в связи с поступлением в зо-
ну плавления неподготовленных материалов, вызывающих не
только похолодание горна, но и колебания в нагреве и ровности
схода шихты. Кроме того, излишняя скорость прогрева кладки
может привести к потере ее стойкости в результате вспучивания
верхних рядов лещади и вывода доменной печи из строя. Причи-
ной бокового прорыва горна на некоторых мощных доменных
печах, задутых в последние годы, были излишне форсированный
режим раздувки печи и чрезмерно высокая интенсивность плав-
ки по дутью в первые дни этого периода.
Исходя из этого следует, что режим раздувочного периода
должен быть плавным, с постепенным ускорением по мере под-
готовки печи к нормальной эксплуатации. Ввод в действие всех
параметров проектного режима должен происходить в опреде-
ленной последовательности, обеспечивающей ровность хода и
устойчивость процесса, предупреждающей нарушение теплово-
го режима и неравномерность разгара профиля печи.
Изменение параметров дутьевого режима плавки при задув-
ке одной из доменных печей полезным объемом 2000 м3 показа-
но на рис. 13.1.
Данные отечественной и зарубежной практики свидетельст-
вуют, что оптимальная интенсивность раздувки достигается при
интенсивности дутья 80 % и рудной нагрузке, составляющей
90 % от проектных параметров в течение 10-15 сут.
При задувке печи и в ее раздувочный период возникает про-
тиворечие между интенсивностью раздувки и влиянием ее на со-
стояние печи. Смягчить это противоречие можно, увеличивая
447.
Рис. 13.1. Изменение параметров дутья в период раздувки доменной печи по-
лезным объемом 2000 м3
количество горновых газов и скорость истечения дутья из воз-
душных фурм путем подачи в горн печи природного газа с расхо-
дом 2-3 % от объема дутья в первые же сутки работы печи с по-
степенным увеличением расхода газа. Возможна подача в печь
других газов - коксового или даже азота. Приход дополнитель-
ного тепла для компенсации охлаждающего действия подавае-
мого в горн печи газа происходит в этом случае за счет увеличе-
ния температуры горячего дутья в пределах тепловой мощности
воздухонагревателей.
Увеличение кинетической энергии истечения дутья достига-
ется и другими отмеченными выше способами, лучшим из кото-
рых является постановка в фурмы керамических колец, умень-
шающих сечение фурм.
Рудная нагрузка немедленно увеличивается, как только на-
чинается подъем температуры кладки шахты на горизонте ко-
лошника, что указывает на окончание прогрева кладки печи и
начало расходования тепла на собственно технологический про-
цесс. Эти меры предотвращают повышение содержания крем-
ния в чугуне и снижение термической нагрузки на кладку горна.
Дальнейшее повышение рудных нагрузок должно производить-
ся с учетом всех параметров плавки, после установления кото-
рых можно считать печь введенной в эксплуатационный режим.
448
Температура горячего дутья повышается постепенно, она
должна быть возможно более высокой, но без ущерба для ров-
ности схода шихты.
Обогащение дутья кислородом, увеличение давления газа
под колошником можно начинать после достижения стабильной
температуры кладки шахты (700-800 °C под броневой защитой
колошника). При этом нужно учитывать, что режим повышен-
ного давления газа под колошником приводит к увеличению дав-
ления на кладку лещади, не успевшую еще закрепиться. Уста-
новлено, что уже на 4-е сутки после задувки печи суммарное дав-
ление газа, чугуна и шлака достигает 200-250 кПа (2,0-
2,5 кгс/см2) с постепенным его увеличением по мере роста давле-
ния в печи. Необходима определенная выдержка, прежде чем пе-
реходить на высокое давление колошникового газа, что, к сожа-
лению, часто не учитывается в практике задувки доменных печей.
Режим повышенного давления колошникового газа сам по
себе увеличивает периферийный газовый поток и уменьшает
полноту освобождения горна печи от продуктов плавки при вы-
пусках. И то, и другое в первые дни раздувки печи крайне неже-
лательно.
Для уменьшения разъедания кладки шлаками в раздувочный
период необходимо сохранять заданную основность шлака. Не-
обходимо также иметь нормально загруженную периферию с
облегченной центральной зоной. По этим соображениям и по
данным замера профиля столба шихты перед задувкой печи ус-
танавливаются величина коксовой подачи, уровень засыпи и си-
стема загрузки печи. Эти параметры контролируются в процес-
се раздувки печи по температурам периферийных газов и по дан-
ным изменения содержания СО2 по радиусу колошника. Методы
и способы изменения параметров загрузки печи, а также приемы
направленного распределения газового потока по сечению ко-
лошника рассмотрены выше.
После задувки печи в ближайшие же часы должна быть за-
вершена подготовка к первому выпуску чугуна и шлака через
чугунную летку. Время первого выпуска устанавливается в зави-
симости от числа сработанных подач. Ориентировочно это вре-
мя составляет от 16 до 24 ч, а в некоторых случаях и меньше.
Для подготовки первого выпуска необходимо сделать следу-
ющее.
1.	Закончить сушку и заправку чугунных и шлаковых жело-
бов.
449
2.	Зарядить и держать в полной готовности пушку для закры-
тия чугунной летки.
3.	Установить под сливные носки чугунных и шлаковых же-
лобов чугуновозные и шлаковозные ковши.
При выходе шлака через трубу в чугунной летке ее вытаски-
вают, и летка закрывается с помощью пушки умеренной порци-
ей леточной массы. После этого пушка отводится и чугунная
летка окончательно готовится к выпуску с набивкой футляра.
Очень важно предупреждать появление шлака на воздушных
фурмах, так как это охлаждает горн печи, нарушает режим по-
дачи дутья и при новой, неошлакованной кладке может вызвать
прорыв горна в фурменной зоне.
Необходимо избегать и не допускать остановок печи, кото-
рые в задувочный период особенно нежелательны. Печь не фор-
сируется дутьем, пока не будет уверенности в том, что состояние
горна нормальное и чугунная летка открывается также нор-
мально. Большое значение в период раздувки имеют соблюде-
ние графика выпусков и регулярная, умеренная продувка печи
на выпусках.
Загрузка печи начинается после подвижки шихты при давле-
нии колошникового газа не ниже 6-7 кПа (600-700 мм вод. ст.),
гарантирующем положительное давление в подконусном прост-
ранстве при открывании большого конуса.
Включение печи в общую газовую магистраль при наличии
других работающих доменных печей может быть сделано через
6-8 ч после задувки простым открытием отсечного клапана на пы-
леуловителе. При отсутствии в цехе других печей операция по при-
соединению ее к цеховым газопроводам значительно сложнее. Это
можно сделать только при составе колошникового газа, близком к
нормальному по содержанию Н2 и СНд, поскольку при большем
содержании этих газов он обладает повышенной взрываемостью.
При наблюдении за ходом печи в раздувочный период необ-
ходимо тщательно следить за составом чугуна и особенно шлака.
Нельзя допускать пониженного против расчетного содержания
SiO2 в шлаке, что бывает при необоснованной медлительности в
увеличении рудных нагрузок, а также увеличении расхода дутья.
Необходимо также следить за содержанием А12О3 в шлаке, со-
ставляя периодически его баланс, по которому можно получать
представление о степени разъедания огнеупорной кладки.
После раздувочного периода наступает нормальная работа
доменной печи.
ГЛАВА I
14 I
НОРМАЛЬНАЯ РАБОТА ДОМЕННОЙ
ПЕЧИ
Хорошие технико-экономические показатели доменной
плавки - высокую производительность и низкий удельный рас-
ход кокса - можно получить только при “нормальной работе”
печи. Понятие о нормальной работе связывается с так называе-
мым “ровным ходом” печи. Такой ход характеризуется следую-
щими данными.
1.	Плавным и устойчивым сходом шихтовых материалов с
постоянной скоростью опускания кусков шихты в поперечном
сечении печи. Здесь важно отметить, что скорость опускания ма-
териалов в отдельных точках сечения печи может быть различ-
ной, но при ровном ходе плавки она должна быть постоянной.
2.	Устойчивым характером распределения шихтовых мате-
риалов и газового потока по сечению доменной печи, при кото-
ром достигается максимальная степень использования химичес-
кой и тепловой энергии газа с минимальным для данных условий
удельным расходом кокса.
3.	Постоянными параметрами дутьевого режима, т. е. при ус-
ловии стабильности расхода дутья, его температуры и влажнос-
ти, а также постоянства расходов природного газа (пылеуголь-
ного топлива или мазута) и технологического кислорода.
4.	Устойчивым тепловым состоянием плавки, когда имеет
место получение чугуна и шлака заданного состава с соответст-
вующими физико-химическими свойствами.
5.	Наличием устойчивого гарнисажа, что обеспечивает по-
стоянство рабочего профиля доменной печи и его сохранность в
процессе эксплуатации.
Ровный ход плавки достигается строгим соблюдением всех
технологических инструкций и положений, начиная от приемки
и складирования шихтовых материалов, загрузки их в печь, вы-
полнения технологии плавки и заканчивая выпуском продуктов
плавки.
При ведении процесса плавки, несмотря на сравнительно
большую тепловую инерцию современных доменных печей, воз-
451
можно значительное отклонение режимных параметров плавки
от установленных. Причины таких отклонений от ровного хода
плавки могут быть разнообразны: изменение химического и гра-
нулометрического составов шихтовых материалов и несвоевре-
менная реакция технологического персонала на произошедшие
изменения, выход из строя основного и вспомогательного техно-
логического оборудования, а также ошибки персонала, ведуще-
го доменную плавку. Задача технологов, ведущих плавку, за-
ключается в постоянном наблюдении за ее ходом, каким бы хо-
рошим он ни был в текущий момент.
14.1.	СПОСОБЫ НАБЛЮДЕНИЯ ЗА ХОДОМ ПЛАВКИ
Наблюдение и корректировка режима доменной плавки осу-
ществляются двумя путями: наблюдение визуальное и с помо-
щью контрольно-измерительных приборов (КИП).
При распознавании того или иного вида отклонения печи от
нормального режима плавки недопустимо делать вывод по 1-2
признакам. Полученная визуально и с помощью КИП информа-
ция должна оцениваться в совокупности признаков и сопостав-
ляться. В противном случае не исключается вероятность приня-
тия ошибочных решений, которые могут еще в большей степе-
ни усугубить наступившее нарушение плавки.
Визуальное наблюдение за ходом доменной плавки. Прежде
всего - это светимость воздушных фурм. Светлые яркие фурмы
с раскаленными до белого каления кусками кокса указывают на
высокий нагрев печи. Переход от белого накала кусков кокса к
розовому характеризует заметное уменьшение нагрева. Появле-
ние на фурмах красных кусков кокса и темных кусков железо-
рудного материала свидетельствует о значительном снижении
теплового состояния доменной плавки.
Следующий визуальный параметр, который можно исполь-
зовать для суждения о ходе плавки, - это характер циркуляции
кусков кокса в фурменном очаге. Ранее указывалось, что при
нормальном технологическом режиме доменной плавки ско-
рость истечения дутья из воздушных фурм достигает 170-200 м/с
и выше. В этом случае через глазок фурмы можно наблюдать
интенсивную циркуляцию кусков кокса. При замедлении про-
цесса плавки наблюдается вялая циркуляция кусков кокса. Это
может быть одним из признаков горячего хода плавки. При ниж-
нем подвисании шихты, а также при работе печи в режиме тихо-
452
го хода возможно полное отсутствие циркуляции кокса в фур-
менном очаге.
Наблюдение за нагревом чугуна и шлака, а чаще всего за
температурой чугуна дает достоверную информацию по нагреву
горна печи. Температура передельного чугуна ниже 1420 °C сви-
детельствует о пониженном нагреве печи. Если температура чу-
гуна составляет 1450-1490 °C, то это нормальный нагрев печи,
при температуре передельного чугуна 1490-1510 °C нагрев печи
повышенный, а при достижении температуры чугуна свыше
1520 °C - высокий.
Наконец, химический состав продуктов плавки, характер ис-
крения чугуна на выпусках, выделение из него графита, излом
пробы чугуна, газонасыщенность шлака, вид излома остывшего
шлака и другие признаки также важны и позволяют делать чет-
кие суждения о ходе доменной плавки.
Наблюдение за ходом доменной плавки с помощью КИП.
Контрольно-измерительная аппаратура, установленная на до-
менной печи, делится на следующие группы.
1	группа - указывающие контрольно-измерительные прибо-
ры. К ней относятся приборы, указывающие, к примеру, ско-
рость схода шихты в печи, счетчики подач и другие измерители.
2	группа - регистрирующие КИП. Приборы этой группы из-
меряют и регистрируют температуры, давления, расходы, уро-
вень шихты в печи, массы подаваемых в печь материалов, углы
поворота вращающегося распределителя шихты, перепады дав-
ления газов и т. п.
3	группа - регулирующие приборы. К этой группе относятся
приборы локального автоматического регулирования: комплекс
оборудования, поддерживающего заданное давление колошни-
кового газа, температуру горячего дутья, влажность дутья, дав-
ление чистого доменного газа, температуру куполов воздухона-
гревателей и т. п.
4	группа объединяет приборы световой и звуковой сигнали-
зации. К таковым относятся: указывающие на падение давления
чистого доменного газа ниже допустимых значений, отсутствие
пара в межконусном пространстве, падение давления охлаждаю-
щей воды в контуре охлаждения и др.
Из многочисленных контрольно-измерительных приборов,
устанавливаемых на доменных печах, необходимо выделить не-
сколько важнейших, показаниями которых постоянно руковод-
ствуется технологический персонал для наблюдения за ходом до-
453
менной плавки и для его корректировки. К таким приборам нуж-
но отнести те, которые регистрируют следующие параметры:
количество дутья, подаваемого в печь, давление горячего и хо-
лодного дутья, температуру горячего дутья, значения общего и
частных перепадов давления газов, уровень шихты в печи (шом-
польные диаграммы), температуру колошникового газа, темпе-
ратуру периферийных газов, давление колошникового газа, со-
держание диоксида углерода (СО2) по диаметру колошника пе-
чи, содержание влаги в дутье, содержание кислорода в дутье,
расход природного газа (пылеугольного топлива), подаваемого в
горн печи, массы железорудных материалов, кокса и добавок,
подаваемых в печь, углы поворота вращающегося распредели-
теля шихты.
Выше перечислены признаки, постоянство которых дает
возможность судить о нормальном течении доменного процесса.
Рассмотрим параметры, характеризующие тепловое состояние
печи, распределение газов в ее поперечном сечении, ровность
схода шихтовых материалов.
14.2.	ПАРАМЕТРЫ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ ТЕПЛОВОЕ
СОСТОЯНИЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Химический состав чугуна. Чувствительно к нагреву горна
печи содержание в чугуне кремния, марганца и серы. С увеличе-
нием нагрева печи наблюдаются возрастание содержания крем-
ния и марганца в чугуне и снижение в нем серы.
Излом пробы чугуна. Здесь отметим, что кремний в чугуне
способствует выделению углерода в его структуре в виде графи-
та, дающего в изломе пробы серый цвет. В том случае, когда уг-
лерод в чугуне связан в виде карбидов железа Fe3C или Мп3С, из-
лом чугуна белый. Поэтому чугун с содержанием кремния более
0,6-0,7 % имеет в изломе пробы кристаллический излом серого
цвета (серый чугун), а при содержании кремния менее 0,5 % из-
лом пробы чугуна становится аморфным и имеет белый цвет
(белый чугун). В последнем случае большая часть углерода свя-
зана с железом в виде прочного соединения - карбида железа.
При суждении о тепловом уровне горна печи по излому пробы
чугуна следует иметь в виду, что на вид излома большое влияние
оказывает скорость охлаждения пробы. При быстром охлажде-
нии образуются карбиды железа, в связи с чем при охлаждении
пробы водой или при заливке чугуна в металлическую пробницу
454
(кокиль) периферийная часть пробы бывает чаще всего “отбе-
ленной”. Напротив, проба, отлитая в песке и постепенно охлаж-
даемая, дает серый излом.
Искрение чугуна при выпуске. Имея достаточный производ-
ственный опыт, о составе чугуна и его нагреве можно сравни-
тельно точно судить визуально по характеру искрения чугуна и
выделению графита на выпуске. Здесь основная закономерность
проявляется в том, что чем больше кремния в чугуне (т. е. чем
выше его нагрев), тем меньше его искрение при выпуске и тем
больше выделение графита в окружающее пространство и на
поверхности чугуна в виде скоплений (так называемая “спель”).
Объясняется это явление тем, что при выходе чугуна из печи на
литейный двор и снижении его температуры уменьшается рас-
творимость углерода в чугуне, что вызывает усиленное выделе-
ние графита. Горячий литейный чугун с содержанием кремния
до 3 % и выше практически не дает искр. Передельные чугуны с
содержанием кремния менее 1 % искрят обильно по мере сниже-
ния его нагрева.
При выплавке чугунов с содержанием марганца в пределах
0,5-1,0 % по искрению чугуна можно судить и о содержании это-
го элемента в металле. В этом случае на поверхности зеркала
чугуна наблюдается появление мелких и частых искр (язычков)
желтого цвета от окисления марганца.
По внешнему виду чугуна за перевалом, где зеркало металла
освобождено от шлака, можно сделать заключение о нагреве пе-
чи и содержании в нем серы. Сера в соединениях с железом (в ви-
де FeS) при холодном ходе печи легко заметна на поверхности
чугуна в виде отдельных темных пленок (пятен). Однако появле-
ние таких пятен возможно и при нормальном тепловом режиме
плавки, но при плохом развитии процессов десульфурации.
Состав шлака. О тепловом уровне доменной плавки возмож-
но судить по цвету шлака. При похолодании печи наблюдается
снижение степени перехода в чугун таких элементов, как желе-
зо и марганец. Вследствие этого в шлаке возрастает содержание
монооксида железа FeO и марганца МпО. Известно, что FeO ок-
рашивает шлак в бутылочно-зеленый цвет, а затем в черный, а
монооксид марганца - в зеленый.
Нагрев доменной печи изменяет основность шлака. Повыше-
ние основности шлака (при неизменном химическом составе и
расходах загружаемых в печь материалов) свидетельствует о по-
вышении нагрева печи. Это связано с уменьшением содержания
455
кремнезема в шлаке вследствие большего восстановления крем-
ния и перехода его в чугун. Основность шлака сравнительно лег-
ко определяется визуально по виду излома остывшего шлака.
Шлак высокой основности имеет серый камневидный излом, а
кислый - полностью стекловидный или у него стекловидная ко-
рочка. В жидком состоянии основность шлака определяется при
помощи пики, на которую он берется из желоба. Кислый шлак
при поднятии пики над уровнем шлака дает длинные стекловид-
ные нити (“длинный шлак”), основной шлак нитей не дает. Ос-
тывший основной шлак склонен к рассыпанию в силу того, что
двухкальциевый силикат 2CaO SiO2, входящий в состав основно-
го шлака, при охлаждении при температуре 675 °C переходит из
a-фазы в у-фазу, что сопровождается увеличением объема при-
мерно на 10 %. Это и приводит к разрушению шлака с образова-
нием мелкого порошка.
Признаком недостаточного нагрева печи является наличие
так называемого “греналя” - холодного железистого шлака,
образующего, помимо расплавов чугуна и шлака, третью фазу,
плывущую на поверхности чугуна тонким слоем. Греналь труд-
но отделить от чугуна и задержать на перевале. Именно появле-
ние греналя является причиной быстрого зарастания чугуновоз1
ных ковшей.
14.3.	ПОКАЗАТЕЛИ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ СХОД ШИХТЫ
В ПЕЧИ
Для фиксации уровня шихты в печи и записи опускания ма-
териалов в ней устанавливаются два зонда, движение которых
записывается на диаграмме. Зонды поднимаются в верхнее по-
ложение перед загрузкой шихты в печь для предотвращения за-
сыпания их шихтой, а затем после загрузки очередной подачи в
печь опускаются на уровень шихтовых материалов и движутся
вместе с ней до установленного уровня засыпи. Затем описанный
цикл повторяется.
Второй параметр, который характеризует сход шихтовых
материалов в доменной печи, - число сработанных подач в еди-
ницу времени. Безусловно, что ровному ходу доменной плавки
отвечает постоянство числа сработанных подач в час (за смену,
сутки и т. д.).
Давление горячего дутья является также показателем ров-
ности хода печи. Нормальному сходу шихты отвечает постоянст-
456
во давления горячего дутья. Допускаются изменения давления
дутья в пределах 10 кПа (примерно 0,1 атм) за 30 мин.
Масса чугуна за выпуск при ровном ходе плавки должна ко-
лебаться для доменных печей среднего и большого объема в
пределах 20-30 т.
Вынос колошниковой пыли при ровном ходе доменной плав-
ки постоянный.
14.4.	ПОКАЗАТЕЛИ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ
УСТОЙЧИВОСТЬ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ ГАЗОВОГО ПОТОКА
ПО СЕЧЕНИЮ ПЕЧИ
Прежде всего таким показателем является кривая изменения
содержания диоксида углерода СО2 по диаметру (или радиусу)
колошника доменной печи. Известно, что наилучшие показате-
ли доменной плавки достигаются при оптимальном распределе-
нии материалов и газов по сечению печи. Этому соответствует
оптимальное изменение концентрации СО2 по диаметру колош-
ника. При устойчивом распределении газового потока текущие
значения содержания СО2 в кольцевых сечениях печи имеют не-
большие колебания относительно установленных оптимальных
значений.
Следующий параметр, характеризующий устойчивость газо-
распределения, температура колошникового газа. Температура
отходящего из печи газа фиксируется термопарами, установлен-
ными в каждом газоотводе в непосредственной близости от
уровня шихты (примерно в 2-3 м от уровня материалов в печи).
Температура отходящего из печи газа, фиксируемая каждой тер-
мопарой, имеет синусоидальный вид, что связано с периодично-
стью загрузки в печь холодных шихтовых материалов с последу-
ющим прогревом их газом до момента последующего опускания
большого конуса, а также с периодичностью попадания гребня
шихтовых материалов, образующегося во вращающейся ворон-
ке распределителя шихты, в различные сектора колошника пе-
чи. Фиксируемые температуры газа в газоотводах на диаграм-
мной ленте укладываются в область определенной ширины, ко-
торая для условий ровного хода плавки составляет 50-60 °C.
Критерий устойчивости распределения газового потока по
сечению печи заключен также в температуре периферийных
газов. Эта температура фиксируется обычно шестью термопа-
рами, установленными по окружности печи. Термопары заклю-
457
чены в массивные чехлы, в связи с чем имеют гораздо большую
инерционность в сравнении с термопарами, регистрирующими
температуру колошникового газа. Термопары устанавливаются
заподлицо с огнеупорной кладкой под броневой защитой колош-
ника. Каждая термопара фиксирует определенный температур-
ный уровень. Температуры, регистрируемые контрольно-изме-
рительным прибором, укладываются на диаграммной ленте по-
лосой 100-150 °C.
14.5.	ПОКАЗАНИЯ КОНТРОЛЬНО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫХ
ПРИБОРОВ ПРИ НОРМАЛЬНОМ ХОДЕ ДОМЕННОЙ
ПЛАВКИ
Количество дутья, подаваемого в доменную печь. Фиксиру-
емые на диаграмме показания представляют собой ровную ли-
нию с небольшими колебаниями, связанными с происходящи-
ми в горне печи явлениями. Периодически на диаграмме появ-
ляются “пики” в сторону увеличения расхода в момент перево-
да воздухонагревателей с “газа” на “дутье”, когда нагретый
воздухонагреватель заполняется дутьем и уменьшается сопро-
тивление тракта подачи горячего дутья в доменную печь. Из-
менение расхода дутья, подаваемого в печь, условно показано
на рис. 14.1.
Давление горячего и холодного дутья. Кривые имеют вид
ровной мало меняющейся линии. Имеются пульсации давления
горячего дутья в пределах 0,05 атм (около 5 кПа). Синхронно, в
соответствии с расходом дутья в момент перевода воздухонагре-
вателей из одного режима в другой, на диаграмме давления горя-
чего дутья появляются пики в сторону снижения давления (см.
рис. 14.1). Величина давления горячего дутья зависит от расхода
дутья, подаваемого в печь, от давления колошникового газа и со-
противления столба шихты движению газового потока. Что ка-
сается давления холодного дутья, то на диаграмме имеет место
синхронное повторение давления горячего дутья. Однако изме-
нения, происходящие в доменной печи, в меньшей степени отра-
жаются на значении давления холодного дутья. Абсолютное зна-
чение величины давления холодного дутья выше, чем горячего.
Температура горячего дутья. На диаграмме регистрируется
заданный температурный режим дутья, поскольку локальная си-
стема автоматического регулирования стабилизирует этот пара-
метр за счет работы смесительного клапана. В свое время для
458
Давление колошникового газа
Шомпольные диаграммы
Время, ч 9 10 11 12 13
100 200300400 500
Температура, °C
Температура периферийных газов
700 800 900 1000
Температура, °C
Общий и частные перепады
0)
Содержание СО2 и температура
Расстояние от кладки, м
Температура,
Изменение состава газа по радиусу горна
Расстояние от торца фурмы, м
Рис. 14.1. Показания контрольно-измерительных приборов при ровном ходе
доменной печи
увеличения средней (за период работы воздухонагревателя) тем-
пературы дутья осуществлялась подача в доменную печь горяче-
го дутья с отключенным смесительным клапаном. В этом случае
на диаграмме температуры горячего дутья фиксировался пило-
образный характер изменения температуры с периодическим ее
возрастанием при постановке воздухонагревателя в режим на-
грева дутья с последующим снижением температуры дутья по
мере его “выдува”.
Общий и частные перепады давления газа по высоте столба
шихты. Показатель общего перепада давления газа отражает
разность давлений газа на уровне воздушных фурм и на колош-
нике доменной печи. Численное значение величины перепада
давления определяется количеством подаваемого в печь дутья,
сопротивлением слоя шихты в печи движущемуся газу и давле-
нием колошникового газа. При постоянном и ровном сходе ших-
ты в печи на диаграмме общего перепада давления газа фикси-
руется ровная линия с небольшими периодическими пиками в
сторону повышения давления в момент опускания очередной по-
дачи в печь (см. рис. 14.1).
Частные перепады фиксируют давление газа по горизонтам:
“воздушные фурмы - середина шахты” и “середина шахты - ко-
лошник”. Эти перепады более чувствительны к изменению газо-
динамического сопротивления нижней и верхней частей столба
шихты и дают возможность определять местоположение зоны с
повышенным газодинамическим сопротивлением.
При ссыпании массы подачи в печь происходит уплотнение
слоя шихты, вследствие чего возрастает сопротивление уплот-
ненного материала движущемуся газу. По мере движения мате-
риалов происходят разрыхление материала и уменьшение верх-
него перепада давления (см. рис. 14.1). Ударные нагрузки ссыпа-
ющегося материала воздействуют в основном на верхние слои
шихты - примерно на 1,0-1,5 м. Поэтому пикообразные возрас-
тания давления более отчетливо проявляются на показаниях
верхнего перепада давления газов и в небольшой степени - на
нижнем.
Показания шомпольных (зондовых) диаграмм. Уровень
шихты в печи регистрируется двумя зондами, отображающими
сход шихтовых материалов. Сущность замера уровня засыпи и
отображения движения материалов в печи описана ранее. Пра-
вильность показаний устройств для регистрации уровня шихты
в печи периодически тщательно проверяется. Допустимая раз-
460
ница в показаниях уровнемеров при ровном ходе печи не долж-
на превышать 0,25 м. Частота опускания зондов свидетельству-
ет о числе сработанных подач. Меняющаяся частота опускания
зондов не всегда является признаком неровного движения мате-
риалов в печи. В процессе накопления расплавов чугуна и шла-
ка и при подходе их к уровню воздушных фурм скорость опус-
кания материалов в печи уменьшается, а после выпуска возрас-
тает. При установке на печи двух и более чугунных леток и уве-
личении числа выпусков уровень расплавов в горне печи под-
держивается низким и сход шихты в печи становится более ров-
ным. При нормальном ходе доменной плавки на показаниях зон-
довых диаграмм отсутствуют горизонтальные площадки и вер-
тикальные провалы, свидетельствующие о подвисаниях и осад-
ках шихты.
Температура колошникового газа. При ровном ходе домен-
ной плавки показания термопар, установленных в газоотводах
печи, регистрируют синусообразное изменение температур, свя-
занное, как говорилось ранее, с периодичностью загрузки в печь
холодных шихтовых материалов и последующим их прогревом, а
также с работой вращающегося распределителя шихты. Ровный
ход доменной плавки характеризуется тем, что показания термо-
пар укладываются на диаграмме лентой шириной 50-60 °C. При
выплавке передельного чугуна средняя температура колошнико-
вого газа составляет 150-280 °C и достигает 250-350 °C при вы-
плавке литейного чугуна. При загрузке в печь горячего агломе-
рата температура колошникового газа может возрастать до
350-400 °C даже при выплавке передельного чугуна.
Температура периферийных газов. При нормальном режиме
работы печи показания термопар достаточно точно показывают
распределение газового потока в периферийном кольце печи.
Диаграмма представляет несколько линий на небольших рассто-
яниях одна от другой с шириной разброса точек 100-150 °C.
Средняя температура периферийных газов при нормальном ре-
жиме работы печи составляет 700-850 °C (см. рис. 14.1).
Давление колошникового газа. При работе доменной печи с
повышенным давлением газа под колошником и показаниях си-
стемы локального автоматического регулирования установлен-
ного избыточного давления диаграмма представляет собой отно-
сительно ровную линию с регулярными и равномерными пони-
жениями, связанными с опусканием шихты в печь и носящими
название “нижних пик” (см. рис. 14.1). По их числу можно судить
461
о количестве загружаемых в печь подач, а по четкости отрыва и
примыкания к основной линии диаграммы - о герметичности за-
сыпного аппарата. При нормальном ходе печи на диаграмме от-
сутствуют пики в сторону повышения давления, а длина нижних
пик практически одинакова.
Содержание диоксида углерода СО2 по диаметру колошника.
Показателем распределения материалов и газов по сечению ко-
лошника доменной печи является изменение содержания СО2 по
радиусу или диаметру колошника печи, снимаемое в двух взаим-
но перпендикулярных направлениях. При нормальном течении
доменного процесса текущие значения содержания диоксида уг-
лерода имеют малые отличия от оптимальной кривой, установ-
ленной для данной печи. Изменение температуры газа в фикси-
руемых точках кольцевых зон является зеркальным отражением
кривой изменения СО2 по радиусу (диаметру) колошника домен-
ной печи.
Состав горнового газа. Состав горнового газа и изменение
его составляющих по радиусу горна печи являются мощным
фактором контроля доменного процесса. К сожалению, из-за
больших сложностей отбора проб горнового газа по оси воздуш-
ных фурм этот метод контроля плавки применяется крайне ред-
ко. Для нормального хода плавки характерное изменение соста-
ва горнового газа показано на рис. 14.1. Исчезновение кислоро-
да из газовой фазы (условно до 2 % О2 в газе) в зависимости от
объема доменной печи и параметров дутья наблюдается на рас-
стоянии 300-1200 мм. Это носит название “кислородная часть зо-
ны горения”. Протяженность углекислотной части зоны горения
больше - она в 1,25-1,30 раза протяженнее кислородной. За пре-
делами окислительных зон содержание моноооксида углерода
СО в горновом газе при нормальной работе доменной печи со-
ставляет 35-45 %.
ГЛАВА
15
РАССТРОЙСТВА хода доменной
ПЛАВКИ, ИХ ПРЕДУПРЕЖДЕНИЕ
И УСТРАНЕНИЕ
15.1.	НАРУШЕНИЕ УСТОЙЧИВОСТИ ГАЗОВОГО ПОТОКА
В ПЕЧИ
Периферийный газовый поток
Этот вид расстройства газораспределения в печи характери-
зуется преимущественным движением газового потока у стен пе-
чи, когда газ движется широким потоком в периферийных уча-
стках столба шихты. Центральная зона столба шихты становит-
ся малопроницаемой и слабо омывается газом.
При таком виде расстройства наблюдается ухудшение ис-
пользования тепловой и восстановительной энергии газа, что в
конечном счете приводит к возрастанию удельного расхода кок-
са, снижению производительности доменной печи, устойчивому
загромождению горна, ускоренному разгару огнеупорной клад-
ки печи и к частому прогару холодильников шахты.
Причины, вызывающие периферийный газовый поток, мо-
гут быть следующие.
1.	Длительная работа доменной печи на разрыхляющих пери-
ферию системах загрузки. Например, увеличенная доля подач
“коксом вперед” (KKPPsL или КРРК>1).
2.	Длительная работа печи на излишне больших подачах, что
способствует загрузке центральной части столба шихты железо-
рудными материалами. Это опять-таки приводит к закрытию
центра столба шихты этими материалами и провоцирует движе-
ние газового потока вдоль стен доменной печи.
3.	Загромождение горна печи, что затрудняет движение газо-
вого потока в центральной зоне шихты.
4.	Работа печи с малым расходом дутья и связанная с этим ма-
лая кинетическая энергия истечения дутья, что сопровождается
слабым развитием фурменных очагов.
5.	Перегрузка осевой зоны столба шихты мелкими материа-
лами из-за перемещения мелочи из периферийных участков
столба шихты.
463
Признаки развития периферийного газового потока. На
рис. 15.1 условно отражено изменение показаний контрольно-
измерительных приборов при переходе печи из нормального ре-
жима плавки в режим периферийного газового потока (пример-
но с 11 ч).
В начальный период появления периферийного движения га-
за давление горячего дутья сначала уменьшается на 0,10-
0,15 атм (~ 10-15 кПа). Однако затем по мере загромождения
горна давление горячего дутья начинает возрастать.
Расход дутья в начальный период расстройства самопроиз-
вольно возрастает, а затем по мере потери активности работы
центра начинает уменьшаться.
Воздушные фурмы первоначально работают интенсивно, но
по мере потери активности центра печи их работа становится
“вялой” с периодическим появлением на фурмах неподготовлен-
ных материалов.
Разность температур в отдельных газоотводах увеличива-
ется до 100-150 °C (вместо 50-60 °C при нормальном ходе
плавки) при общем уровне 350-400 °C при выплавке передель-
ного чугуна.
Термопары, показывающие температуру периферийных га-
зов, фиксируют повышенный нагрев кладки печи - температура
возрастает на 100-200 °C относительно нормального режима
плавки (см. рис. 15.1).
Из-за ухудшения восстановительной работы газового потока
содержание диоксида углерода СО2 в колошниковом газе умень-
шается, а водорода - возрастает. Содержание СО2 на периферии
уменьшается и становится ниже оптимального, а у оси печи воз-
растает и превышает оптимальное значение. Максимальное зна-
чение диоксида углерода на кривой распределения этого газа по
радиусу колошника перемещается к центру печи.
В начальный период развития периферийного газового пото-
ка наблюдается ускоренный сход подач. При развитии этого по-
тока далее температура жидких продуктов плавки понижается.
На диаграмме давления колошникового газа периодически
появляются “верхние пики” (мгновенное повышение давления),
что совершенно несвойственно нормальному ходу плавки. Кро-
ме того, увеличивается длина “нижних пик”.
Меры по ликвидации периферийного газового потока. Они
могут быть различными в зависимости от степени его развития.
При относительно свободном центре печи может быть вполне
464
Шомпольная диаграмма
Общий и частные перепады
IIIIIII II IIKIIIIII
IIIIIIIIIHIIII и l inn
IIlllillllill II llftlllll
л
и
200
100
0
ПТПТГ П11 LLU

8 9 10 11 12 17 18
Время, ч
8 10 12 14 16 18 20
Температура
Время, ч
Температура
Расстояние от кладки, м
Рис. 15.1. Показания контрольно-измерительных приборов при развитии пе-
риферийного потока газов
Состав газа по радиусу горна
Расстояние от среза фурмы, м
достаточным устранение активности периферии путем увеличе-
ния рудной нагрузки в этой зоне. При загроможденном центре
сокращение периферийного хода газов путем загрузки перифе-
рии железорудным сырьем недопустимо. Это приведет к серьез-
ному подвисанию шихты. В таком случае (при загроможденном
центре) необходимо принять меры для разрыхления централь-
ной зоны столба шихты. После разгрузки центра следует осуще-
ствить ряд мероприятий.
1.	Уменьшить величину подачи.
2.	Постепенно подгружать периферию печи изменением сис-
темы загрузки или путем понижения уровня засыпи.
3.	Понизить концентрацию кислорода в дутье, сокращая при
этом расход природного газа (пылеугольного топлива).
4.	Понизить давление колошникового газа.
5.	Для поддержания достаточного нагрева печи загрузить не-
сколько “холостых” подач.
При достижении устойчивой работы центральной зоны печи
нужно постепенно восстановить параметры технологического
режима до исходного уровня.
Центральный (осевой) поток газа в печи
Это отклонение от нормального газораспределения - проти-
воположное периферийному газовому потоку. Центральный по-
ток газов является результатом длительной работы доменной
печи на системах загрузки, излишне загружающих периферию,
при работе печи с малыми подачами, а также с пониженным
уровнем засыпи.
Признаки центрального потока газов в печи. Температура
колошникового газа повышенная. Разброс точек отдельных по-
казаний термопар в газоотводах снижается, и на диаграммной
ленте полоса показаний термопар приобретает вид узкой ленты
(рис. 15.2). Температура периферийных газов уменьшается до
650-700 °C, а ширина разброса точек возрастает. Понижаются
тепловые нагрузки на холодильники распара и нижней части
шахты. Из-за возрастания газодинамического сопротивления
слоя шихты потоку газов давление горячего и холодного дутья
возрастает.
На шомпольных диаграммах меняется вид схода шихты:
уровнемеры фиксируют замедленное и неравномерное по вре-
мени и глубине срабатывание подач с регистрацией подстоев и
обрывов шихты.
466
Расход дутья
Время, ч
2
ё
2
Шомпольные диаграммы
Время, ч
Время, ч
Температура
Температура
Время, ч
Изменение содержания СО2
по диаметру колошника
Расстояние от кладки, м
Давление
колошникового газа
Время, ч
Рис. 15.2. Показания контрольно-измерительных приборов при развитии цен
трального потока газов
На кривой изменения СО2 по диаметру (радиусу) колошника
содержание диоксида углерода на периферии возрастает, а в осе-
вой части столба шихты снижается.
Воздушные фурмы работают с неровной, но интенсивной
циркуляцией и с периодическим появлением неподготовленных
кусков шихтовых материалов. Нагрев чугуна и шлака, как пра-
вило, повышенный.
Меры по ликвидации осевого газового потока. Для устране-
ния чрезмерного движения газового потока в центре печи недо-
пустимо в качестве первоочередной меры использовать приемы
для закрытия осевой части столба шихты железорудным мате-
риалом. В этом случае возникает подвисание шихты. Поэтому
особенно важна последовательность действий технологического
персонала по ликвидации осевого хода газов. Необходимо при-
нять такие меры.
1.	Снизить степень подгрузки периферийных участков ших-
ты железорудным материалом путем изменения режима загруз-
ки печи. Это можно сделать, к примеру, увеличением числа по-
дач “коксом вперед” (ККРР1 или КРРКХ).
2.	Уменьшить расход дутья для снижения общего перепада
давления газов по высоте столба шихты.
3.	Если имеется возможность, то повысить давление колош-
никового газа.
4.	При появлении первых признаков разгрузки периферии
приступить к подгрузке осевой части столба шихты железоруд-
ным материалом.
Канальный газовый поток в доменной печи
“Канал” - это местный разрыхленный участок в столбе ших-
товых материалов, по которому устремляется усиленный поток
газов. Этот вид нарушения возникает, как правило, в перифе-
рийных участках столба шихты.
При канальном движении газового потока происходит пере-
веивание мелких частиц шихты с периферии (вероятного места
канала) в центр печи. Это обстоятельство в конечном счете при-
водит к значительному нарушению газопроницаемости цент-
ральных участков шихты и к частым подвисаниям. Подвисание
шихты и ее обрывы вызывают похолодание печи. Происходит
загромождение горна печи, наступает массовое горение воздуш-
ных фурм. Это вынуждает технологический персонал делать ча-
стые остановки доменной печи. В итоге центральная часть стол-
468
ба шихты становится практически непроницаемой для газа - в
центре печи возникает так называемый “химический холодиль-
ник”.
Причины появления канального газового потока в печи. Не-
ровный ход доменной плавки. Ухудшение качества шихтовых
материалов, увеличение количества мелочи (фракции (0-5 мм))
в железорудном материале. Снижение механической прочности
кокса. Несоответствие гранулометрического состава шихты ду-
тьевому режиму плавки, т. е. наличие так называемого “переду-
ва печи”. Неправильная работа вращающегося распределителя
шихты. Длительная работа доменной печи на воздушных фур-
мах, частично залитых шлаком. Неравномерное распределение
дутья по воздушным фурмам, а также неравномерное распреде-
ление природного газа (пылеугольного топлива) по фурмам. На-
рушение графика выпусков жидких продуктов плавки. Образо-
вание продувов в газовом затворе. Неравномерный разгар огне-
упорной кладки. Работа доменной печи на вязких, малоподвиж-
ных шлаках.
Признаки канального движения газового потока в печи.
1.	Давление горячего дутья становится непостоянным и рез-
ко колеблющимся с отклонением от среднего значения в преде-
лах 0,1-0,2 атм (10-20 кПа).
2.	Из-за уменьшения газодинамического сопротивления
столба шихты расход дутья самопроизвольно возрастает (рис.
15.3).
3.	Показания термопар, регистрирующих температуру колош-
никового газа в газоотводах, имеют большой диапазон (100-
200 °C и более). Точки на термопарах перестают меняться места-
ми, среди них начинают выделяться, смещаясь в область высоких
температур, те, которые расположены ближе к “каналу”.
4.	Нарушается постоянство температур в отдельных точках
по периферии печи. Увеличивается разность температур пери-
ферийных газов. Кривые температур меняют свой температур-
ный уровень и, перемещаясь, могут менять взаимное расположе-
ние (см. рис. 15.3).
5.	Уровень материалов, фиксируемый зондами, становится
непостоянным и различным по сечению печи. Со стороны рас-
положения “канала” появляются провалы зондов - они уходят
“без меры”.
6.	Давление газа на колошнике становится неровным, на ди-
аграмме появляются “верхние пики”, возникающие в моменты
469
Расход дутья
Общий и частные перепады
Шомпольные диаграммы
Время, ч
Температура
колошникового газа
Изменение содержания СО2
Температура
Время, ч
Расстояние от кладки, м
Рис. 15.3. Показания контрольно-измерительных приборов при развитии ка-
нального газового потока
Давление колошника газа
л 300
* 200
о
I 100
о
8 10 12 14 16 18 20
Время, ч
опускания подач, а также и независимо от этого. Впоследствии
на диаграмме исчезают “нижние пики”.
7.	На диаграмме содержания СО2 по радиусу (диаметру) ко-
лошника появляются минимумы, если плоскость отбора проб га-
за проходит вблизи канала.
8.	Общее содержание СО2 в колошниковом газе уменьшает-
ся.
9.	Воздушные фурмы в районе “канала” работают интенсив-
но, но холодно. На них появляются куски неподготовленных ма-
териалов.
10.	Во время выпуска чугуна и шлака из печи наблюдаются
значительные колебания нагрева продуктов плавки.
Меры борьбы с канальным ходом газа в печи.
1.	Уменьшить загрузку периферийной части печи железоруд-
ным материалом путем изменения системы загрузки. Это можно
осуществить увеличением доли подач “коксом вперед”: ККРРф
или KPPKJ,.
2.	Постепенно увеличивать рудную нагрузку в районе канала
путем укладки коксовых гребней по всему оставшемуся периме-
тру колошника.
3.	Если принятые меры не приводят к ликвидации канально-
го движения газа, то необходимо сделать кратковременное глу-
бокое снижение расхода дутья, затем опустить уровень засыпи,
догрузить доменную печь коксом до заданного уровня и посте-
пенно раздувать печь с пониженным (против обычного) перепа-
дом давления газа.
Перекос поверхности шихты в доменной печи
При перекосе шихты в доменной печи наблюдается неравно-
мерная тепловая и восстановительная работа газа по сечению
(окружности) печи, происходит также односторонний разгар ог-
неупорной кладки.
Перекос уровня шихты в печи является результатом устано-
вившегося неравномерного распределения материалов и газов
по сечению печи. Это может быть вызвано рядом причин: непра-
вильной центровкой засыпного аппарата; длительной работой
печи с неисправной вращающейся воронкой распределителя
шихты (ВРШ); износом контактных поверхностей засыпного и
распределительного аппаратов; наличием продувов и настылей в
газовом затворе; неравномерным распределением дутья и при-
родного газа по воздушным фурмам.
471
Признаки перекоса поверхности шихты в печи.
1.	На шомпольных диаграммах отмечаются различные уров-
ни шихты.
2.	Увеличивается разность температур в показаниях термо-
пар, регистрирующих температуру периферийных газов. Кривые
температур газа в газоотводах перестают перемешиваться и идут
обособленными линиями. Ширина ленты разброса температур
колошникового раза по газоотводам значительно увеличивается.
3.	Кривые изменения содержания диоксида углерода СО2 по
радиусу (диаметру) колошника имеют значительные различия.
4.	При водяном охлаждении шахты в местах интенсивного
развития газового потока температура выходящей из холодиль-
ников воды повышается.
В случае появления перекоса уровня шихты в печи необходи-
мо тщательно проверить следующее.
1.	Правильность работы вращающего распределителя шихты.
2.	Правильность показаний зондов.
3.	Состояние большого конуса (наличие продувов, состояние
контактных поверхностей, наличие настылей).
4.	Наличие настылей внутри доменной печи.
5.	Правильность центровки конусов.
Меры борьбы с перекосом шихты в доменной печи.
1.	Очистить залитые шлаком воздушные фурмы.
2.	Установить углы поворота ВРШ таким образом, чтобы
гребни материалов, сформированные на малом и большом кону-
сах, попадали в сторону пониженного уровня шихты.
3.	Если приведенные выше меры не дают положительного
результата, то на выпуске чугуна нужно приостановить загрузку
печи на 5-10 мин, затем снизить давление дутья (до 0,2-0,3 атм),
догрузить печь до нормального уровня и осуществлять медлен-
ную раздувку печи.
15	.2. НАРУШЕНИЯ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ ДОМЕННОЙ
ПЛАВКИ
Холодный ход доменной плавки
Похолодание печи вызывается уменьшением прихода тепла,
или факторами, связанными с дополнительным расходом тепла,
или снижением степени использования тепловой энергии. Таки-
ми причинами могут быть: ухудшение восстановимости железо-
472
рудного материала или увеличение содержания в нем мелочи
(фракции 0-5 мм); ухудшение качества кокса, применение нера-
циональной загрузки печи, приводящей к периферийному или
канальному движению газового потока; длительная работа печи
с пониженным уровнем засыпи; сползание гарнисажа или насты-
ли в печи; систематическое попадание воды в печь; ошибки при
наборе и взвешивании компонентов шихты; длительная работа
печи с осадками шихты.
Признаки холодного хода доменной плавки.
1.	Давление горячего дутья плавно уменьшается до опреде-
ленного предела, затем резко увеличивается из-за снижения на-
грева печи, нарушения режима шлакообразования (рис. 15.4).
2.	Первоначально при развитии холодного хода доменной
плавки наблюдается снижение нижнего перепада давления газа.
3.	Расход дутья сначала имеет тенденцию самопроизвольно
увеличиваться, а затем резко сокращается.
4.	Воздухонагреватели быстрее “срабатывают температуру”.
5.	Число сработанных подач и интенсивность их схода первона-
чально увеличиваются вследствие двух причин: из-за самопроиз-
вольного роста расхода дутья и из-за увеличения расхода кокса на
прямое восстановление оксидов железа вследствие похолодания и
возрастания степени прямого восстановления. Затем на шомполь-
ных диаграммах фиксируются снижение числа срабатываемых по-
дач, появление подстоев шихты с последующими обрывами.
6.	Температура колошникового и периферийных газов сни-
жается.
7.	Вынос колошниковой пыли вследствие уменьшения темпе-
ратуры газа, снижения его объема и скорости движения сокра-
щается.
8.	Нагрев шлака снижается. Понижается его основность, он
меняет свой цвет и становится черным из-за возрастания в нем
концентрации монооксида железа. При взятии шлака на “пику”
наблюдается образование длинных нитей.
9.	Перед воздушными фурмами периодически появляются
неподготовленные шихтовые материалы, состоящие из невос-
становленных оксидов железа, первичного шлакового расплава
и мелких кусочков кокса.
10.	Кокс, приходящий к фурмам, имеет тусклый вид с черны-
ми точками нерасплавившейся золы на его поверхности.
11.	Содержание кремния и марганца в чугуне снижается, а со-
держание серы возрастает.
473
Расход дутья
3000
2000
1000
0

8 10 12 14 16 18 20
Время, ч
Давление горячего дутья
Шомпольная диаграмма
Давление колошникового газа
300
200
100
0
8 10 12 14 16 18 20
Время, ч
Температура
колошникового газа
Время, ч
Температура
периферийных газов
Время, ч
Состав чугуна и шлака, %
№ выпуска	Чугун		Шлак			
	Si	S	СаО	SiO2	FeO	CaO/SiO2
1	0,60	0,017	40,80	37,10	0,45	1,10
2	0,51	0,023	40,82	37,44	0,66	1,09
3	0,34	0,057	40,79	38,48	1,09	1,06
Рис. 15.4. Показания контрольно-измерительных приборов при похолодании
доменной печи
12.	Увеличивается густота искр над поверхностью зеркала
чугуна в желобах при его выпуске.
13.	При выпуске верхнего шлака наблюдается наличие мел-
ких искр, что указывает на ухудшение процесса разделения чугу-
на и шлака из-за роста вязкости последнего.
При дальнейшем развитии похолодания шихтовые материалы
начинают непрерывно подвисать, обрываясь по ходу доменной
плавки. В период подвисаний очень опасно появление на воздуш-
ных фурмах железистого шлака, поскольку увеличивается веро-
ятность заливки фурм шлаком с прогаром сопел и неизбежными
остановками доменной печи. Главной заботой технологического
персонала, ведущего доменную плавку в этих условиях, должно
быть предотвращение подвисаний шихты всеми способами, даже
ценой временной потери производительности доменной печи.
Меры борьбы с похолоданием доменной плавки. При первых
признаках похолодания доменной плавки необходимо принять
следующие меры.
1.	Обязательно (если имеется такая возможность) макси-
мально увеличить температуру горячего дутья.
2.	Уменьшить влажность дутья, а при резком похолодании
плавки прекратить увлажнение дутья вообще.
3.	Уменьшить расход природного газа и технологического
кислорода с расчетом выхода на теоретические температуры го-
рения не выше 2200 °C.
4.	Уменьшить рудную нагрузку за счет добавки кокса в пода-
чу. Если похолодание развивается дальше, то целесообразно
дать кокс в виде “холостых” подач.
5.	Для обеспечения ровного схода шихты снизить расход ду-
тья (для предотвращения подвисаний шихты).
6.	Для предотвращения холодных подвисаний запрещаются
изменение системы загрузки, уровня засыпи и иные приемы ре-
гулирования хода доменной плавки “сверху”. Ни в коей мере не
рекомендуется увеличивать загрузку в печь известняка для кор-
ректировки основности шлака.
Горячий ход доменной плавки
Причины излишнего нагрева печи прямо противоположны
похолоданию доменной плавки. Разогрев плавки связан обычно
со значительным сокращением расхода тепла в сравнении с его
приходом в печь. Это может быть обусловлено улучшением сте-
пени использования тепловой энергии газового потока в печи,
475
изменением состава, химических и физических свойств компо-
нентов шихты (заменой сырой руды агломератом, повышением
содержания железа в рудном сырье, улучшением восстановимо-
сти рудного материала и т. д.), загрузкой в печь шихтовых мате-
риалов с пониженной для данных условий плавки рудной нагруз-
кой, подходом в горн печи “холостых” подач, увеличением выно-
са колошниковой пыли, повышением температуры горячего ду-
тья и отсутствием корректировки кокса при этом и т. п.
Отклонение доменной плавки в сторону разогрева менее
опасно, чем похолодание. Тем не менее это нарушение нормаль-
ного режима плавки, которое сопровождается следующими от-
рицательными моментами: уменьшается производительность
доменной печи, меняется распределение температур по высоте
столба шихты, изменяется горизонт шлакообразования.
Признаки разогрева доменной плавки.
1.	Разогрев доменной печи характеризуется постепенным
увеличением общего и нижнего перепадов давления газа, а так-
же повышенным давлением горячего дутья (рис. 15.5).
2.	Сход шихтовых материалов в печи замедляется, и если не
принимать мер к снижению перепада давления газа, то происхо-
дят обрывы шихты и положение ее уровня в печи становится не-
устойчивым.
3.	На диаграмме давления колошникового газа видны “верх-
ние” пики, что является признаком прорыва газа через слой
шихты в моменты ее подвисаний и обрывов.
4.	Температура колошникового и периферийных газов уве-
личивается.
5.	Возрастает вынос колошниковой пыли.
6.	Светимость воздушных фурм становится сильнее, но ин-
тенсивность циркуляции кокса в фурменном очаге замедляется.
7.	Содержание диоксида углерода СО2 в колошниковом газе
становится больше.
8.	Из-за разогрева плавки возрастает содержание кремния и
марганца в чугуне и уменьшается содержание в нем серы.
9.	Из-за интенсивного восстановления кремния и уменьшения
массы кремнезема в шлаке основность последнего увеличивается.
10.	Возрастает газонасыщенность шлака.
Меры по ликвидации разогрева доменной плавки.
1.	Если разогрев плавки обнаружен своевременно, то для его
ликвидации достаточно ограничиться увеличением влажности
дутья. Это полезно и для предотвращения подвисаний шихты.
476
Температура, °C Уровень засыпи, м Расход, м3/мин
Шомпольная диаграмма
lllllllllllllllfMIIIIIIII
ШШКШШШКЧЫбН
3L.1. LJ.ia.D Ц-uJ-и
8	9 10 11 14 15 16
Время, ч
Температура
Давление колошникового газа
Температура
о
О
О
8 10 12 14 16 18 20
Время, ч
Состав чугуна и шлака, %
№ выпуска	Чугун		Шлак			
	Si	S	СаО	SiO2	FeO	CaO/SiO2
	0,60	0,027	40,80	37,10	0,45	1,11
2	0,67	0,023	40,82	37,11	0,40	1,12
3	0,93	0,016	40,79	35,47	0,29	1,15
Рис. 15.5. Показания контрольно-измерительных приборов при разогреве до-
менной печи
2.	В том случае, когда увеличения влажности дутья недоста-
точно для ликвидации разогрева печи, рекомендуется временное
снижение температуры дутья на 50 °C и более с постепенным ее
восстановлением по мере исчезновения признаков подвисания.
3.	Если установлено, что действие фактора, вызвавшее разо-
грев плавки, имеет длительный характер, то необходимо увели-
чить рудную нагрузку.
15	.3. НАРУШЕНИЕ РОВНОГО СХОДА ШИХТЫ
В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Подвисание шихтовых материалов
Подвисанием шихты в доменной печи называют прекраще-
ние ее движения (схода) или временную задержку в сходе мате-
риалов с последующим возобновлением движения. Подвисание
шихты - одно из самых распространенных видов расстройства
доменной плавки, часто имеющих негативные последствия: по-
терю производительности печи, выпуск бракованной продукции.
Тяжелые случаи подвисаний могут быть причиной повреждения
отдельных конструкций доменной печи.
Подвисание шихты - это следствие нарушения нормального
распределения материалов и газов в печи, теплового состояния и
шлакового режима плавки из-за ухудшения качества железоруд-
ных материалов и кокса, перегрузки периферийной зоны печи
рудным сырьем, чрезмерно высокой основности шлака. Это мо-
жет быть результатом разогрева печи или значительного похо-
лодания плавки, загромождения горна, а также развития каналь-
ного хода газового потока. Подвисанию шихты в печи обычно
предшествует неровный ход доменной плавки.
По своему характеру подвисания делятся на “верхние” и
“нижние”.
Верхние подвисания шихты возникают чаще всего при нор-
мальном и повышенном нагреве печи и, как правило, связаны с
ухудшением качества шихтовых материалов, появлением боль-
шого количества мелочи в железорудном материале, а также с
ухудшением механической прочности кокса.
Признаки верхнего подвисания следующие.
1.	Возрастают верхний и общий перепады давления газов
(рис. 15.6, а).
2.	Давление горячего дутья резко возрастает на 0,1-0,3 атм
(10-30 кПа) против нормального.
478
Время, ч
Время, ч
О
о
о
300
200
100
Время, ч
Температура
колошникового газа
0
8	10 12 14 16 18 20
Время, ч
Время, ч
Температура
Время, ч
Рис. 15.6. Показания контрольно-измерительных приборов при верхнем (а) и
нижнем (6) подвисании шихты
3.	На шомпольных диаграммах наблюдается резкое замедле-
ние или полное прекращение схода шихты после нескольких об-
рывов.
4.	Увеличивается содержание диоксида углерода СО2 в ко-
лошниковом газе.
5.	Температура газов в газоотводах первоначально снижает-
ся, а затем медленно растет и может повыситься до величины,
опасной для засыпного аппарата. Лента разброса отдельных то-
чек на диаграмме становится узкой.
6.	Температура периферийных газов увеличивается. Ширина
ленты показаний термопар становится узкой.
7.	Воздушные фурмы работают интенсивно и в большинстве
случаев равномерно.
Меры по ликвидации верхнего подвисания шихты заключа-
ются в следующем.
1.	Снизить температуру горячего дутья на 50-100 °C.
2.	Уменьшить расход дутья для установления давления горя-
чего дутья на 0,1 атм (10 кПа) ниже в сравнении с его давлением
до момента подвисания.
3.	Если, несмотря на принятые меры, сход шихтовых матери-
алов не возобновляется, то через 10-15 мин от начала подвиса-
ния сделать искусственную осадку шихты.
4.	После возобновления схода шихты в печи следует посте-
пенно восстанавливать расход дутья, поддерживая общий пере-
пад давления газов на 0,1-0,2 атм (10-20 кПа) ниже рабочего.
5.	В том случае, когда после первой осадки шихты движение
материалов не возобновляется, повторные искусственные осад-
ки шихты необходимо производить через 15-20 мин.
Нижние подвисания шихты являются следствием нарушения
теплового и шлакового режимов, в результате чего происходит
ухудшение газопроницаемости зоны шлакообразования вследст-
вие потери подвижности шлака, возрастания объема зоны вяз-
копластичных масс и образования неблагоприятной формы зо-
ны когезии.
Признаки нижнего подвисания шихты.
1.	Повышаются общий и нижний перепады давления газов.
2.	Медленно повышается давление горячего дутья на протя-
жении 1,0-1,5 ч перед подвисанием (рис. 15.6, б).
3.	Шомпольные диаграммы регистрируют многочисленные
подстои шихты с последующей осадкой материалов. В конечном
счете происходит полное прекращение схода материалов в печи.
480
4.	На диаграмме давления колошникового газа появляются
“верхние пики”.
5.	Кривые температур колошникового газа в газоотводах
имеют вид узкой зигзагообразной ленты.
6.	Воздушные фурмы во время нижних подвисаний шихты
работают вяло и неравномерно. При упорных подвисаниях мате-
риалы на фурмах лежат неподвижно.
7.	Движение шихты прекращается после одного или несколь-
ких обрывов, при этом давление дутья быстро возрастает до ве-
личины на 0,2-0,3 атм (20-30 кПа) выше нормального. Повис-
шие материалы обрушиваются только при глубоком снижении
давления горячего дутья. В зависимости от нагрева доменной пе-
чи подвисание материалов может быть на горячем и холодном
ходу доменной плавки. Меры по ликвидации нижних подвисаний
в зависимости от этого различны.
Меры по ликвидации нижних подвисаний шихты на горячем
ходу доменной плавки.
1.	Уменьшить расход дутья с таким расчетом, чтобы снизить
давление горячего дутья на 0,1-0,2 атм (10-20 кПа) ниже того,
которое было до момента подвисания.
2.	Увеличить влажность дутья.
3.	Изменить систему загрузки печи для развития периферий-
ного газового потока.
Меры по ликвидации нижних подвисаний шихты на холод-
ном ходу доменной плавки.
Холодные подвисания - наиболее тяжелый вид расстройства
хода печи. Поэтому необходимо прилагать все усилия для того,
чтобы заблаговременно при появлении первых признаков этого
расстройства предотвратить его.
1.	При первых же признаках необходимо сократить расход
дутья таким образом, чтобы уменьшить давление горячего дутья
на 0,1 атм (10 кПа) против того, которое было до момента под-
висания. Уменьшение расхода дутья должно быть произведено в
максимально короткий срок.
2.	Загрузить в печь несколько “холостых подач” в зависимо-
сти от теплового состояния печи.
3.	Снизить рудную нагрузку.
4.	Если, несмотря на принятые меры, возобновления схода
шихты не происходит, то через 15-20 мин сделать осадку шихты,
непрерывно наблюдая за состоянием воздушных фурм и не допу-
ская заливки их шлаком.
481
5.	При упорных подвисаниях шихты загрузить в печь 5-8 “хо-
лостых подач”, поддерживая сниженный расход дутья.
6.	После повышения нагрева печи и появления устойчивого
схода материалов постепенно увеличивать расход дутья, поддер-
живая перепад давления газа по высоте слоя шихты на 0,1-
0,2 атм (10-20 кПа) ниже рабочего значения.
Тугой ход доменной печи
Чрезмерное сокращение периферийного потока газов при не-
достаточной газопроницаемости осевой зоны печи обычно стано-
вится причиной неустойчивой работы доменной печи, склонной к
подвисаниям и подстоям. Подобное нерациональное газораспреде-
ление появляется как результат пониженного уровня засыпи, при-
менения излишне больших подач, нерациональной системы загруз-
ки в печь шихтовых материалов с большим количеством мелочи.
Тугой ход отражается на диаграммах контрольно-измери-
тельных приборов следующим образом.
1.	Давление горячего дутья повышается и становится неус-
тойчивым (рис. 15.7).
2.	Уменьшается расход дутья.
3.	Давление колошникового газа тоже отличается неустой-
чивостью, на диаграмме появляются “верхние пики”.
4.	Возрастает общий перепад давления газов, а диапазон ко-
лебаний перепада давления увеличивается.
5.	Кривые температуры газа по газоотводам сходятся в уз-
кую ленту, отдельные точки практически накладываются друг
на друга.
6.	Температура периферийных газов снижается.
7.	Сход шихты в печи (по шомпольным диаграммам) стано-
вится неустойчивым, имеют место подстои шихты и провалы
шомполов.
8.	Содержание диоксида углерода СО2 как на периферии, так
и в осевой части печи на 2-4 % выше оптимального содержания.
9.	Интенсивность циркуляции кусков кокса на воздушных
фурмах уменьшается, фурмы работают вяло.
Для восстановления нормального хода печи необходимо
принять следующие меры.
1.	Перейти на систему загрузки печи, разгружающую пери-
ферию без увеличения нагрузки на осевую часть столба шихты.
2.	Поднять уровень засыпи шихты в печи на 0,25-0,50 м.
3.	Загрузить в печь подряд 2-4 “холостые подачи”.
482
Содержание СО2	Температура, °C	Уровень шихты, м	Давление,
Давление горячего дутья
500
400
300
Зондовые диаграммы
0
1
2
3
8	9	10 14	15	16
Время, ч
III НИ 11111111111111111
IIIIIIIII llltlllllll null
llllllll III flllllllllllll
Температура
колошникового газа
Расстояние от кладки, м
Общий и частные перепады
Давление колошникового газа
Температура
8 10 12 14 16 18
Время, ч
Рис. 15.7. Показания контрольно-
измерительных приборов при тугом
ходе доменной печи
4.	Скорректировать рудную нагрузку с учетом теплового со-
стояния печи.
5.	При чрезмерном повышении давления горячего дутья нуж-
но уменьшить его расход.
6.	При тугом ходе печи не рекомендуется производить осад-
ки шихты, так как это приводит к усилению тугого хода.
15.4.	ЗАГРОМОЖДЕНИЕ ГОРНА ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Сущность рассматриваемого расстройства заключается в
том, что ухудшается фильтрующая способность кокса в горне
доменной печи из-за заполнения межкусковых пространств, к
примеру, полужидкими расплавами, мелким коксовым мусором
и т. п. Ухудшение фильтрующей способности коксовой насадки
резко сказывается на пропускной способности горна, вследствие
чего расплавы не полностью отрабатываются при выпуске их из
горна печи. Создаются условия для гнездового расположения чу-
гуна и шлака, возникает частое горение воздушных фурм с ха-
рактерным горением их снизу, шлаковых фурмочек и амбразур.
При выпуске шлака из шлаковых леток со шлаком затягивается
чугун, что приводит к еще более частому прогару шлаковых ле-
ток. Продувка леток не исправляет положения, поскольку она
сказывается только на ближайших к летке участках. Ухудшает-
ся циркуляция кокса у воздушных фурм, нижние слои кокса (ни-
же воздушных фурм) не участвуют в обмене.
Причины загромождения горна печи заключаются обычно в
следующем. Низкая прочность кокса, большая его истирае-
мость, разрушение кокса под влиянием термических напряже-
ний, чрезмерное развитие периферийного хода газов и появле-
ние малоактивной зоны в центре горна, работа доменной печи
на тугоплавких и малоподвижных шлаках, длительная работа
печи с применением искусственных осадок, обильное и система-
тическое попадание воды в горн печи.
Признаки загромождения горна доменной печи следующие.
1.	Быстрое появление шлака на воздушных фурмах после
выпуска чугуна.
2.	Большая разница в массе выдаваемого чугуна за выпуск.
3.	Частое горение воздушных и шлаковых фурм.
4.	Различие между температурой чугуна в начале и конце вы-
пуска достигает 90 °C и выше (при нормальном режиме домен-
ной плавки это различие составляет обычно 50-60 °C).
484
Меры борьбы с загромождением горна доменной печи.
1.	Для предупреждения загромождения горна целесообразно
временно увеличить содержание марганца в чугуне до 0,7-1,0 %,
что будет способствовать повышению жидкоподвижности шла-
ка и снижению процесса графитообразования.
2.	Нецелесообразна работа печи с получением чугуна с со-
держанием кремния более 0,8-1,0 %, поскольку повышенное со-
держание кремния в чугуне способствует выделению углерода в
виде графита, что усугубляет загромождение горна печи.
3.	Необходимо понизить основность шлака для улучшения
его вязкости (конечно, в пределах, позволяющих получать чис-
тый по содержанию серы чугун).
4.	Должны быть предприняты меры к разгрузке центральной
части столба шихты.
5.	Для размыва горна печи и сохранения необходимого коли-
чества тепла в нем следует загрузить в доменную печь холостые
подачи и сварочный шлак. Повышенное содержание моноокси-
да железа FeO в сварочном шлаке понизит температуру плавле-
ния шлаковых расплавов и улучшит процессы фильтрации шла-
ка в зоне шлакообразования.
6.	Целесообразна загрузка в доменную печь богатого по же-
лезу железорудного материала. Установлено, что в этом случае
накопление большой массы чугуна способствует более энергич-
ному плавлению имеющихся в центре печи тугоплавких, вязких,
плохо фильтрующихся расплавов.
7.	Необходима загрузка в печь прочного, крупного кокса.
8.	Выпуск чугуна следует производить чаще с обязательной
продувкой леток.
9.	Целесообразен медленный выпуск чугуна и нижнего шлака.
15.5.	ОБРАЗОВАНИЕ НАСТЫЛЕЙ В ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
И ИХ ПРЕДУПРЕЖДЕНИЕ
Настыли на стенах доменной печи могут образоваться как в
нижних зонах печи (нижняя часть шахты, распар, заплечики),
так и в верхней и средней частях шахты. Настыли, образующие-
ся в заплечиках, как правило, не достигают больших размеров и
чаще всего удаляются в процессе доменной плавки. Настыли в
нижних и средних горизонтах шахты могут достигать значитель-
ных размеров и обладать большой прочностью. Удалить такие
настыли в процессе работы печи чаще всего не удается. Толщи-
485
на настылей может достигать 0,7-2,0 м и более. Они могут быть
как односторонними, так и кольцевыми, т. е. опоясывающими
кладку полностью или почти полностью.
Материал настылей - чаще всего конгломерат в значитель-
ной мере восстановленных и спекшихся в монолит частиц аг-
ломерата, руды с коксовой мелочью и извести. Последняя в
отдельных случаях наблюдается в большом количестве (до
40 %). Это подтверждает мысль о постепенном образовании
настылей в печи при работе на шлаках повышенной основнос-
ти. Содержание щелочей в настылях в пределах 7-14 % отме-
чается лишь в отдельных случаях и главным образом в верх-
ней части печи. Для настылей характерно высокое содержание
железа как металлического, так и в виде оксидов, которое до-
стигает 40-60 %, а иногда доходит до 80 %. Содержание угле-
рода в настылях составляет 3-19 %. В отдельных случаях в ме-
стах, прилегающих к огнеупорной кладке, образуются “гнез-
да” сажистого углерода.
Причины образования настылей в доменной печи весьма
многообразны. Однако многолетний опыт эксплуатации домен-
ных печей дает основание утверждать, что главной причиной на-
стылеобразования является прежде всего нарушение технологии
ведения доменной плавки. Особенно опасен в этом случае фор-
сированный режим при неровном ходе плавки и плавке плохо
подготовленной шихты с легкоплавкой пустой породой. Вероят-
ность образования настылей возрастает при частой работе печи
с периферийным и канальным газовым потоком. При усиленном
движении газа около огнеупорной кладки наблюдается чрезмер-
ный разогрев железорудного материала, его плавление при на-
личии в шлаковом расплаве большого количества оксидов желе-
за. При последующем снижении температуры происходят крис-
таллизация железистого шлакового расплава и сцепление за-
стывших масс с кладкой печи. Поскольку образовавшаяся на-
стыль постоянно омывается восстановительным газом, то на-
блюдается восстановление оксидов железа до металлического
железа с увеличением температуры плавления наружного слоя
настыли. Поэтому последующее восстановление температурно-
го уровня до исходного не приводит уже к плавлению получив-
шейся настыли.
При большом развитии канального движения газа происхо-
дит постепенное обволакивание стенок канала шлаками, кото-
рые заносятся в канал газами. Зона шлакообразования в этом
486
случае значительно расширяется, она не имеет устойчивого го-
ризонта по высоте слоя шихты. Жидкие фазы, увлекаемые по
каналам газовым потоком, поднимаются вверх, оседают на стен-
ках печи, образуя настыль.
Распространенной причиной настылеобразования является
также переход печи с выплавки передельного чугуна на полу-
чение литейного или доменных ферросплавов. Особенно вели-
ка опасность образования настылей при быстрых переходах с
одного вида доменной плавки на другой. Резкое изменение
теплового режима, уменьшение количества дутья и снижение
интенсивности хода печи для получения высоких марок литей-
ного чугуна сопровождаются увеличением газов на перифе-
рии, поднятием зон высоких температур в шахте печи. Преж-
девременное размягчение и оплавление материалов, имевших
ранее более низкую температуру, приводит к плавлению ших-
товых материалов непосредственно около стен печи и к созда-
нию первичных зародышей настыли. Последующее пониже-
ние температур при обратном таком же быстром переводе пе-
чи на передельный чугун фиксирует и увеличивает эти заро-
дыши, быстро превращающиеся в настыли. Бывают случаи,
когда даже вынужденная кратковременная остановка печи
оказывается достаточной для создания прочного очага насты-
леобразования.
Признаки образования настылей в доменной печи.
1.	Давление горячего дутья непостоянное, а его численное
значение меньше, чем при нормальном ходе плавки.
2.	На шомпольных диаграммах наблюдаются подстои, прова-
лы и перекосы уровня шихты (при наличии односторонней на-
стыли).
3.	На диаграмме температуры периферийных газов возника-
ют линии, не реагирующие на текущие изменения температуры
газового потока.
4.	На диаграмме изменения диоксида углерода СО2 по радиу-
су (диаметру) колошника появляются горизонтальные участки
со стороны образовавшейся настыли. Размер горизонтального
участка определяется толщиной настыли.
5.	Перепад температур колошникового газа по газоотводам
на диаграммной ленте снижается из-за тенденции к образованию
канального газового потока.
6.	На диаграмме давления колошникового газа видны “верх-
ние пики”.
487
Главные условия для предотвращения настылеобразова-
ния.
1.	Осуществление ровного хода доменной плавки с постоян-
ством всех ее режимных параметров и соблюдением графика
выпусков.
2.	Отказ от частых и тем более быстрых переводов печей с
выплавки передельного чугуна на литейный и обратно.
3.	Систематический надзор за работой всех загрузочных уст-
ройств.
4.	Действенным предупреждающим средством против насты-
лей является загрузка периферии коксом вплоть до применения
“подачи” - ККРРФ.
Очистить профиль доменной печи от большой настыли, как
правило, не удается. Чаще всего приходится останавливать до-
менную печь и производить ее выдувку до горизонта воздушных
фурм или до полного обнажения “пяты” настыли (до ее основа-
ния) с последующим удалением настыли взрывом.
15.6.	ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
ПРИ СОКРАЩЕННОМ РАСХОДЕ ДУТЬЯ
В настоящее время в ряде случаев оказались нарушенными
четкие связи между поставщиками железорудного сырья и топ-
лива, с одной стороны, фабриками окускования и доменными це-
хами - с другой. В этом случае доменные печи из-за отсутствия
рудного материала или кокса часто работают на сниженном рас-
ходе дутья, в режиме “тихого хода”.
Длительная работа доменной печи со сниженным расходом
дутья сопровождается рядом неприятных последствий.
1.	В связи с уменьшением скорости и кинетической энергии
истечения дутья из воздушных фурм происходит сокращение
протяженности фурменных очагов, что приводит к перераспре-
делению газового потока в поперечном сечении печи - появля-
ется периферийный газовый поток.
2.	Периферийное движение газа сопровождается снижением
восстановительной и тепловой работы газового потока. В этом
случае для поддержания теплового режима плавки на нужном
уровне необходимо увеличивать удельный расход кокса.
3.	Из-за преимущественного движения газового потока у
стен печи центральная часть шихты слабо омывается газами.
Вследствие ухудшения прогрева и восстановления шихты в цен-
488
тральных участках столба шихты возникает так называемый
“химический холодильник”.
4.	Периферийный газовый поток приводит к ускоренному из-
носу огнеупорной кладки и к частому прогару холодильников
шахты.
5.	Работа печи с низким расходом дутья приводит к перерас-
пределению температурных зон по высоте печи. Поскольку ос-
новной поток газа движется в периферийной зоне, то наблюда-
ется повышение температур на более высоких горизонтах шах-
ты печи. Такой режим движения газа приводит к оползанию гар-
нисажа и вероятности образования настылей.
6.	Периферийный газовый поток и появление малопроница-
емого “химического холодильника” в центре печи создают пред-
посылки загромождения горна. При загромождении горна про-
исходит процесс накапливания в горне печи большого количест-
ва коксовой мелочи и графита, а также вязких, малоподвижных
масс шлака. В результате этого активный объем горна печи
уменьшается, ухудшается также фильтрующая способность кок-
совой насадки. Это препятствует нормальному стеканию чугуна
и шлака в металлоприемник.
7.	Работа доменной печи на сокращенном расходе дутья со-
провождается увеличением времени пребывания кокса в печи,
что влечет за собой снижение прочностных характеристик кок-
са - он становится хрупким.
8.	Из-за уменьшения производительности печи в режиме ее
работы на сокращенном расходе дутья возрастают тепловые по-
тери, вследствие чего увеличивается удельный расход кокса.
Плавление “химического холодильника” (называемого ино-
гда “тотерманом”) в центральной зоне печи представляет слож-
ную проблему. Размывание этой малоактивной зоны путем на-
ведения в горне печи жидкоподвижного шлака представляется
сомнительным технологическим приемом.
Принципиально возможно плавить “химический холодиль-
ник” подачей в центр печи дутья с высоким содержанием кисло-
рода. Однако для реализации такого варианта необходимо изго-
товление сложной системы подачи кислородного дутья в цент-
ральную часть горна.
Наиболее приемлемым методом плавления “тотермана” яв-
ляется плавление за счет тепла фурменных очагов. Для умень-
шения объема образовавшейся малоактивной зоны в центре пе-
чи необходимо в этом случае увеличить протяженность фурмен-
489
ных очагов. Решение такой задачи возможно разными путями:
за счет изготовления комплекта фурм с уменьшенным диамет-
ром, установки в существующие фурмы керамических колец,
уменьшающих их сечение, или путем закрытия ряда фурм (к
примеру, через одну).
Имеется еще одна возможность плавления малоактивной зо-
ны в центре печи - за счет обмена теплом между нагретыми про-
дуктами плавки - чугуном и шлаком и холодным телом “тотер-
мана”. Установлено, что коэффициент теплоотдачи от чугуна к
“тотерману” в 5-10 раз выше в сравнении с коэффициентом теп-
лоотдачи от шлака к этой зоне. Таким образом, для плавления
“тотермана” целесообразна работа печи на богатой по железу
или обогащенной металлодобавками шихте. В этом случае уро-
вень чугуна в горне печи в процессе накопления расплавов меж-
ду выпусками будет максимальным, что сумеет расплавить ма-
лоактивную зону в центральной части горна.
15.7.	АВАРИИ И ПОВРЕЖДЕНИЯ КОНСТРУКЦИЙ
ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
Виды аварий в доменном производстве и причины, их вызы-
вающие, весьма разнообразны. Наиболее тяжелые из них следу-
ющие.
1.	Осевые и боковые прорывы горна доменной печи.
2.	Разрывы кожуха и разрушение кладки печи от различных
разрушающих усилий на футеровку и кожух печи.
3.	Взрывы газа, чугуна и шлака.
Горн доменной печи представляет собой наиболее ответст-
венную зону, повреждение в которой влечет за собой серьезную
опасность для обслуживающего персонала и угрожает целостно-
сти всего сооружения.
Особенно опасны прорывы чугуна при работе печи на высо-
ком давлении газа под колошником - они связаны со взрывами
большой мощности и выбросами жидких продуктов плавки и
раскаленного кокса.
Несмотря на значительные достижения в области конструк-
тивного оформления горна доменной печи и применения качест-
венных огнеупоров для его кладки, аварии, связанные с проры-
вом горна печи, все же имеют место.
Эти прорывы наблюдаются в основном в районе чугунных
леток, на стыке огнеупорной кладки металлоприемника и ле-
490
щади, а также на уровне верхних рядов кладки лещади. Анализ
службы огнеупорной кладки и характера прорывов горна, а
также разрушения верхних рядов кладки лещади выявил ряд
главных причин разрушения огнеупорной кладки в этих райо-
нах. Присутствие в горне жидкого чугуна, нагретого до
1450-1550 °C, с одной стороны, и периферийное охлаждение
стен металлоприемника - с другой, создают температурные по-
ля, характеризующиеся резким снижением температуры от
внутренней поверхности кладки к периферии. Под действием
этого фактора нарушается сплошность кладки: между огнеупо-
рами (особенно в периферийной зоне) возникают радиальные
зазоры и раскрываются швы. Кроме того, каждый слой кладки
лещади дополнительно деформируется при непрерывном на-
греве лещади печи по ее толщине. Верхние слои кладки расши-
ряются больше, чем нижние, что приводит к “выпучиванию”
огнеупорного слоя. В образовавшийся зазор между смежными
рядами проникает жидкий чугун, вызывая всплывание огне-
упорных изделий и постепенное разрушение лещади. Всплыва-
ние уже первого ряда кладки лещади предопределяет условия
для проникновения жидкого чугуна к холодильникам на стыке
горна и лещади.
Имеется и другая причина быстрого разрушения огнеупор-
ной футеровки горна и периферийной части лещади. Это связа-
но с плохой сушкой кладки лещади или даже с полным отсутст-
вием сушки перед задувкой печи. В этом случае имеют место
окисление и разрыхление углеродистых огнеупоров лещади и
горна печи парами воды.
Разрушению лещади способствует также влага, попадающая
в печь из сгоревших холодильников и воздушных фурм, влага
неточной массы, попадающая в горн печи при закрытии чугун-
ной летки, нестабильность гарнисажа и колебания теплового со-
стояния плавки в целом.
Значительное разрушающее воздействие на стойкость клад-
ки в районе горна печи оказывают щелочи К2О, Na2O.
Неравномерный нагрев углеродистых блоков со стороны
вертикальных плитовых холодильников и центра печи, различия
в термическом расширении углеродистой и муллитовой кладки
приводят к появлению изгибающих усилий в углеродистых бло-
ках стен горна и верха лещади. В результате этого по вертикаль-
ной плоскости в углеродистой кладке горна и верха лещади об-
разуются кольцевые трещины.
491
После разрушения кладки и воздействия жидкого чугуна не-
посредственно на холодильники происходит их расплавление из-
за недостаточной эффективности охлаждения (большой шаг
между трубками в холодильнике, малая скорость воды в охлаж-
дающих трубках, несовершенство технологии промывки трубок
холодильников или ее полное отсутствие и т. п.).
Ряд доменных печей работает с высокой интенсивностью на
комбинированном дутье, содержание кислорода в котором до-
стигает 30 %, что вызывает высокий температурный уровень в
нижних зонах печи.
На многих печах не производится отработка верхнего шлака,
вследствие чего значительно возросли тепловые нагрузки и уси-
лилось разъедающее действие шлака на чугунные летки.
Таким образом, интенсификация доменного процесса и изме-
нение режима выпуска жидких продуктов плавки привели к уве-
личению тепломассообменных процессов в горне печи, что при
увеличении межремонтных периодов недостаточно компенсиру-
ется качеством применяемых огнеупорных материалов и леточ-
ных масс, уровнем технологической дисциплины, обслуживания
и контроля состояния горна.
Из данных отечественной практики следует, что оптималь-
ная продолжительность кампании должна определяться с учетом
конкретных условий работы печи, качества применяемых огне-
упоров, системы охлаждения и уровнем эксплуатации доменной
печи. В зарубежной практике часто в качестве показателя, ха-
рактеризующего оптимальную продолжительность кампании,
принимают количество чугуна, выплавляемого за период до ка-
питального ремонта 1 разряда, отнесенного к 1 м3 полезного
объема доменной печи. Для большинства зарубежных печей
этот показатель составляет 4-5 тыс. т/м3 объема печи (в Герма-
нии до 6-7,5 тыс. т/м3). При достижении за кампанию заданного
уровня производства доменную печь останавливают на капи-
тальный ремонт с полной заменой огнеупорной кладки в горне
печи и лещади независимо от ее состояния.
Следует отметить, что для многих доменных печей России
этот показатель может составлять 8,5 тыс. т/м3. Анализ аварий с
прорывом горна показывает, что одной из причин, вызывающих
этот вид тяжелейшей аварии, является напряженная работа гор-
на печи.
Возможные повреждения конструкций, доменных печей про-
исходят из-за условий эксплуатации, дефектов проектирования,
492
изготовления и монтажа. Это в равной степени относится к ко-
жуху печи, холодильникам и футеровке.
К характерным повреждениям конструкций печи относятся
продувы кожуха, разрывы кладки и прогары холодильников,
просыпание или выдувание засыпок в компенсационных слоях,
изменение физико-механических характеристик материала ко-
жуха, холодильников и футеровки в процессе эксплуатации до-
менной печи.
Нередко возникают повреждения в виде местных перегревов
кожуха, вмятин, выпучин, корродированных участков и т. п. Пе-
регревы являются следствием разрушения футеровки или прога-
ра холодильников, а выпучины обычно возникают в перегретых
участках кожуха, где металл частично теряет способность вос-
принимать действующие нагрузки.
Наиболее частый вид повреждения кожуха - трещины, при-
чины образования которых чаще всего заключаются в следую-
щем: недостаточная толщина компенсационного слоя, наличие
зоны перелома кожуха, высокая и меняющаяся по времени тем-
пература (к примеру, в районе чугунной летки), местные пере-
гревы кожуха вследствие разгара огнеупорной кладки или выхо-
да из строя холодильников. Возможными причинами образова-
ния трещин в кожухе могут быть также неудовлетворительное
состояние охлаждения горна печи и ее лещади, технологические
изменения хода печи (колебания теплового состояния при глубо-
ких расстройствах хода плавки, переходы печи на выплавку дру-
гих видов чугуна и др.). Основные технологические причины
снижения надежности работы кожуха доменной печи заключа-
ются в чрезмерном развитии периферийного газового потока,
неустойчивости гарнисажа из-за нарушения технологического
режима плавки, охлаждении зон перегрева кожуха наружным
поливом, что вызывает в кожухе печи дополнительные термиче-
ские напряжения.
Трещины в кожухе могут достигать 1,5-3,0 м по вертикали и
горизонтали, а ширина трещин может доходить до 60-80 мм.
Процесс, ведущий к разрушению кожуха, идет обычно по
следующей схеме: выгорание кладки доменной печи (от 0,5 до
1,5 года), выход из строя холодильников (2-4 года), появление
необратимых пластических деформаций кожуха с последующим
появлением трещин (от 2,5 до 5 лет).
Работоспособность кожуха во многом определяется состоя-
нием холодильников. На каждом капитальном ремонте 1 и 2 раз-
493
рядов все холодильники шахты подлежат замене. Надежды на
использование старых холодильников, которые по визуальным
наблюдениям казались вполне пригодными для дальнейшей экс-
плуатации, не оправдались.
Неполадки в работе технологического оборудования до-
менной печи - это нарушение нормального функционирования
агрегатов, конструкций оборудования и устройств, приводящих
к отказу в их работе. Внезапное разрушение сооружений, агре-
гатов, механизмов, машин и зданий квалифицируется как ава-
рия.
Анализ простоев, аварий и тихого хода доменных печей по-
казывает, что по числу случаев и длительности простоев прогар
фурменных приборов находится на “первом месте” (25 % от об-
щего числа анализируемых случаев). Причины выхода из строя
фурменных устройств многообразны. Помимо конструктивных
ошибок, малой интенсивности охлаждения или временного пре-
кращения подачи воды на их охлаждение, существенное влияние
на стойкость этих устройств оказывают технологические факто-
ры. К ним относятся переполнение горна печи расплавами и под-
ход жидких продуктов плавки к уровню воздушных фурм, при-
чиной которого может быть как нарушение графика выпусков,
так и загромождение горна расплавами; оползание гарнисажа;
похолодание печи; нерациональное распределение материалов и
газов по сечению печи; повышение вязкости шлака, неровный
ход печи. Бывают случаи частичной или полной заливки фурм
шлаком при остановках печи с непродутой чугунной леткой, при
ошибках на переводе воздухонагревателей, при временном пре-
кращении дутья.
Вторым по числу случаев и длительности простоев видом
аварийных ситуаций можно считать неполадки на выпусках
чугуна и шлака, связанные с работой чугунной и шлаковой ле-
ток. Чугунная летка является ответственным элементом печи, за
которой требуется постоянный уход и контроль. Часто встреча-
ющийся вид разрушения арматуры летки - прогар рамы. Воз-
можно дальнейшее развитие этого разрушения - прогар легоч-
ных холодильников. Прогар рамы может быть связан с установ-
кой высокого уровня чугунного перевала в горновом желобе, не-
правильной конструкцией главного желоба, в частности малым
углом его наклона, бурным выпуском чугуна, неверно установ-
ленным углом наклона электрической пушки. При использова-
нии леточной массы низкого качества могут наблюдаться значи-
494
тельный разгар выпускного отверстия, разъедание футляра лет-
ки и прожигание чугуном арматуры летки, в том числе и ее ра-
мы. Кроме того, при некачественном составе леточной массы
уменьшается длина чугунной летки, наблюдается близкий под-
ход чугуна к горновым холодильникам и как возможный случай
такого состояния — самопроизвольный выход чугуна.
Горение шлаковых приборов происходит по следующим при-
чинам: подход чугуна к уровню шлаковых леток и их неизбеж-
ное горение; увеличение вязкости шлака, сопровождающееся
плохим разделением чугуна и шлака и наличием в верхнем шла-
ке капель металла; нарушение графика выпусков, осадки шихты
при заполненном горне печи. Шлаковая летка работает в исклю-
чительно тяжелых условиях. Чаще всего сгорает шлаковая лет-
ка, реже - бронзовый холодильник и еще реже - чугунные холо-
дильники.
Далее по числу простоев следуют остановки печи из-за
неисправностей загрузочных устройств, стойкость которых с
переходом доменных печей на работу с высоким давлением ко-
лошникового газа существенно сократилась. Основной причи-
ной выхода деталей засыпного и распределительного аппара-
тов является образование неплотностей по линии контакта ко-
нуса с чашей, по которым устремляется грязный газ, вызывая
абразивный износ конуса и чаши. Расчетная скорость движе-
ния газа в указанных неплотностях составляет при перепаде
давления 0,2 атм (20 кПа) более 80 м/с, а при перепаде давле-
ния 1,8 атм (180 кПа) увеличивается до 300 м/с. Имеющиеся в
специальной литературе данные показывают, что количество
металла, снимаемое частичками пыли, пропорционально кубу
скорости. Имеются и другие причины низкой стойкости засып-
ного устройства доменной печи: дефекты отливки (раковины,
трещины, пузыри), деформация деталей засыпного устройства
при транспортировке, остаточные напряжения после отливки
деталей или после наплавки их контактных поверхностей
твердыми сплавами из-за несоосности печи и загрузочного ус-
тройства. Крайне неблагоприятно на стойкости загрузочного
устройства сказывается нарушение нормального газораспре-
деления. Установлено, что различия в температурах по окруж-
ности чаши и конуса могут достигать 300 °C и более. Это при-
водит к деформации и появлению щелей шириной до 3-4 мм,
которые не могут быть ликвидированы усилием поджатия ко-
нуса к чаше.
495
К числу немногочисленных аварийных ситуаций, связанных с
эксплуатацией загрузочных устройств, можно отнести следую-
щие: разрыв штанги большого конуса при взрыве газа в межко-
нусном пространстве; изгиб штанги большого конуса при прину-
дительном опускании большого конуса на перекошенный и вы-
сокий уровень шихты в печи. Причины возникновения аварий на
вспомогательных устройствах и оборудовании доменной печи
обусловлены конструктивными недостатками, нарушением гра-
фика осмотров и ремонтов и ошибками технологического персо-
нала.
Аварии на тракте подачи и нагрева дутья чаще всего связа-
ны с хлопками и взрывами в воздухонагревательных аппаратах.
Причины их могут заключаться в том, что не зажигается газ, по-
ступающий в горелку в начальный момент подачи газовоздуш-
ной смеси; взрывается газ при взятии печи “на тягу” во время ос-
тановок, когда не подается воздух для сжигания газа, отсасывае-
мого из печи; нарушается очередность действий при взятии печи
на “тягу” и при переводе воздухонагревателей из одного режима
в другой.
Аварии на агрегатах по очистке газа связаны чаще всего с
хлопками и взрывами, происходящими главным образом в газо-
вой сети при остановках и пусках печи. Газ, находящийся в газо-
отводах, охлаждается, уменьшается в объеме, что влечет за со-
бой подсос воздуха и образование взрывчатых смесей. В связи с
этим пренебрежение правилами технологических инструкций по
остановкам и пускам печи может закончиться взрывами.
Ранее считалось, что аварии неизбежны и органически при-
сущи доменному производству. Однако изучение всевозможных
аварий и анализ вызвавших их причин показывают, что чаще
всего авария является следствием небрежной работы либо не-
умелого ведения доменной плавки, а следовательно, может быть
предотвращена.
ГЛАВА I
16 I
ОБСЛУЖИВАНИЕ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
16.1. ВЫПУСК ЧУГУНА И ШЛАКА
Нормальная работа доменной печи невозможна без своевре-
менного выпуска чугуна и шлака. Передержка продуктов плав-
ки приводит к нарушению ее хода и авариям при выпуске. Вы-
пуск чугуна производится периодически 9-18 раз в сутки по стро-
го установленному графику. При наличии нескольких чугунных
леток чугун выпускают поочередно через каждую из леток. Вы-
пуск шлака начинается через 30-40 мин после окончания выпус-
ка чугуна и идет непрерывно по мере накопления шлака до нача-
ла следующего выпуска чугуна. При частом выпуске чугуна весь
шлак выпускается через чугунную летку.
Выпуску чугуна предшествует выполнение ряда подготови-
тельных работ: ремонт футляра летки, ремонт главного желоба
(или его замена), ремонт отверстия разделительной плиты, уста-
новка отсечных лопат и устройство перевалов, очистка от скра-
па и шлака чугунных и шлаковых желобов, зарядка электропуш-
ки и проверка ее механизмов и т. д.
Футляром называют набивку из огнеупорной массы, запол-
няющей окно в раме чугунной летки. Она предохраняет раму от
соприкосновения с жидкими продуктами плавки. В набивке вы-
резается отверстие, в которое заходит носок пушки при закры-
тии летки. Футляр должен быть всегда в таком состоянии, что-
бы носок пушки плотно прижимался к огнеупорной массе. Раз-
гар и разрушение огнеупорной массы футляра препятствуют
проходу запорной массы в канал летки.
Ремонтируют футляр раз в сутки. К вскрытию чугунной лет-
ки приступают только после полного завершения всех операций
по подготовке к выпуску и установке под носки желобов чугуно-
возов и шлаковозов. Вскрывают чугунную летку бурильной ма-
шиной под постоянным углом к горизонту (не более 17°). Когда
сверло бурильной машины достигает твердой корки, бурение
прекращают. Сжатым воздухом продувают канал чугунной лет-
497
ки и измеряют ее длину. Если конец неточного канала черный,
то бурение продолжают, если же он красный, то неточный канал
пробурен полностью. Длина чугунной летки должна быть не ме-
нее 1,7-2,0 м.
Если огнеупорная масса в период между выпусками не успе-
ла высохнуть, на что указывает мягкое продвижение сверла по
каналу при бурении, то неточный канал пробуривается до твер-
дой корки, а затем подсушивается коксовым или природным га-
зом. Пробивка твердой корки осуществляется пневматическим
молотком. В случае заполнения канала летки во время выпуска
чугуна коксом необходимо выполнять шуровку канала длинной
металлической пикой.
Во время выпуска чугуна обслуживающий персонал следит
за ходом чугуна по желобам, не допуская перелива его и шлака
через край желоба во время бурного хода их при разгаре летки,
маневрирует отсечными лопатами или поворотными желобами,
распределяя чугун и шлак по ковшам.
После полного освобождения горна от чугуна и шлака через
чугунную летку начинает прорываться горящий газ, что указы-
вает на окончание выпуска чугуна. В этот момент необходимо
установить пушку в летку и закрыть канал летки огнеупорной
массой. Чрезмерная продувка газа через летку недопустима, так
как это разрушает канал летки, приводит к выбросу большого
количества кокса из печи, который может помешать установке
пушки и проходу неточной массы.
Закрывать летку следует только после продувки ее газом, на
полном ходу печи, когда в канале летки нет кокса. В момент за-
крытия носок пушки должен плотно зайти в футляр летки, что
обеспечивает подачу полного заряда неточной массы. Количест-
во огнеупорной глины для забивки летки должно соответство-
вать состоянию летки и нагреву доменной печи. При горячем хо-
де печи количество леточной массы должно быть большим, так
как горячий чугун и шлак интенсивней разрушают чугунную
летку. После закрытия летки из главного желоба спускают ос-
татки чугуна и шлака. Через 5-10 мин после закрытия пушку от-
водят и начинают подготовку к следующему выпуску.
Подготовка к выпуску шлака начинается с разборки и удале-
ния из шлаковой летки старой набивки из огнеупорной массы.
После разборки набивки производится осмотр охлаждающей ар-
матуры летки и шлакового стопора. Если арматура летки ис-
правна, установлена на месте и не дает течи, набивают шлако-
498
вую летку свежей огнеупорной массой. Шлаковый желоб за-
правляют огнеупорной массой и песком на расстоянии не менее
1-2 м от шлаковой летки.
После установки шлаковозов под носки шлаковых желобов
открывается шлаковая летка. Для этого поднимается шлаковый
стопор, а образовавшаяся в шлаковой фурме корка пробивается
ломом. Во время выпуска шлака обслуживающий персонал сле-
дит за наполнением ковшей и при наполнении их маневрирует
отсечными лопатами или поворотными желобами. В случае за-
крытия летки кусками кокса производится шуровка длинной ме-
таллической пикой. При снижении уровня шлака ниже шлако-
вой летки начинает вырываться горящий газ. Необходимо сразу
же закрыть шлаковую летку.
Ковши для налива шлака обязательно должны быть смоче-
ны известковым молоком. Трещины в ковшах, образующиеся от
длительного их употребления, должны тщательно замазываться
огнеупорной глиной. Недопустима постановка под налив ков-
шей, на дне которых находится вода или мокрый мусор. При со-
прикосновении жидкого шлака с водой или мокрым мусором
происходят сильные выбросы шлака.
16.2. НАБЛЮДЕНИЕ ЗА ОХЛАЖДАЮЩИМИ
УСТРОЙСТВАМИ И СМЕНА ИХ
Значительная часть огнеупорной кладки доменной печи, ар-
матура шлаковых леток, фурменные приборы охлаждаются во-
дой. Сложная система охлаждения требует постоянного надзора
и ухода.
Уход за охладительной системой сводится к надзору за нор-
мальным питанием ее водой, надзору за температурой отходя-
щей воды из холодильников, смене фильтров, служащих для
очистки поступающей на охлаждение воды, периодической про-
мывке холодильников, обнаружению сгоревших охладительных
приборов, своевременной их смене в целях предотвращения по-
падания большого количества воды в печь. Наиболее частому
прогару подвержены фурмы воздушных и шлаковых приборов
(леток). Основной причиной прогара воздушных фурм является
попадание на них капель чугуна. Этому способствует загромож-
дение горна плохо текучими основными и глиноземистыми шла-
ками, особенно при работе на непрочном коксе, образующем
много мусора, либо значительное охлаждение (похолодание) до-
499
менной печи, при котором горн переполняется холодным желе-
зистым шлаком с запутанными в нем каплями чугуна.
Прогар воздушных фурм может быть обнаружен по ряду
признаков.
1.	По характеру исходящей из фурм воды. При прогаре струя
становится прерывистой и в ней появляются пузырьки газа. Ча-
сто эти явления сопровождаются дрожанием исходящей трубы.
2.	По появлению теплой воды, выжимаемой наружу между
фурмой и фурменным холодильником и текущей по фурменно-
му холодильнику или амбразуре.
3.	По струйкам воды, бьющей из места прогара и окрашива-
ющей ближайшие к фурме куски кокса в черный цвет. По этому
признаку прогар фурмы может быть обнаружен в основном
только при работе печи на сокращенном количестве дутья. В на-
стоящее время доменные печи оборудуются автоматическими
устройствами для обнаружения прогара фурм.
Обнаруженная сгоревшая фурма должна быть без задержки
заменена новой. Замену производят на остановленной печи.
Порядок операций при замене фурм следующий.
1.	После остановки печи отвинчивается гайка натяжного ус-
тройства и натяжной болт отводится в сторону.
2.	Отбиваются клинья шарнирных подвесок; подвижное ко-
лесо придерживается ломом, просунутым через отверстие в пат-
рубке, чтобы не упало сопло.
3.	Подвижное колено отводится назад, и сопло убирается в
сторону, чтобы оно не мешало работать при замене фурмы.
4.	Проталкиванием глины производится отгонка кокса за
фурму, чтобы при выбивке последней кокс не засыпал место ус-
тановки фурмы.
5.	За торец фурмы зацепляют крюком специальной машины
и выбивают фурму.
6.	В фурменное отверстие вставляется новая фурма, напол-
ненная водой.
7.	Устанавливается на место сопло, ударами колена по нему
фурма загоняется на свое место и подключается к охладитель-
ной системе, после чего на колено набрасывается натяжное уст-
ройство и завинчивается гайка, а затем забиваются клинья шар-
нирных подвесок, прижимающих подвижное колено к непо-
движному. Вновь строящиеся печи оборудуются машинами для
замены фурм. Замена холодильника и амбразуры производится
в таком же порядке.
500
Прогар шлаковой фурмы обнаруживается при выпуске шла-
ка выбросами последнего вследствие соприкосновения его с во-
дой и по окраске пламени, вырывающегося из летки (пламя окра-
шивается в голубоватый цвет из-за повышенного количества во-
дорода в газе). При подъеме стопора из шлаковой летки до появ-
ления шлака вытекает вода. Если прогар шлаковой фурмы про-
изошел во время выпуска шлака, шлаковая летка немедленно за-
крывается и выпуск шлака через нее прекращается. Смену фур-
мы производят в следующем порядке на остановленной печи.
1.	Расчищается огнеупорная набивка в шлаковом приборе.
2.	Снимается упор на водопроводных трубах фурмы, которы-
ми она крепится к кожуху печи.
3.	Ударами по трубам фурма выбивается из шлакового холо-
дильника.
4.	Вставляется новая фурма, отверстие в которой предвари-
тельно забивается глиной, и осторожными ударами проталкива-
ется в гнездо фурменного холодильника. Очень важно обеспе-
чить плотное сопряжение фурмы с холодильником, чтобы пре-
дотвратить возможность прохода шлака между ними. После ус-
тановки фурмы в нее подается вода, и трубки закрепляют упо-
ром.
5.	Шлаковый прибор снова набивается огнеупорной массой, и
вырезается отверстие в ней для прохода шлака.
Шлаковый холодильник и амбразуру заменяют в таком же
порядке, но со значительно большей затратой труда и времени.
Сгоревший холодильник, охлаждающий любой из участков ог-
неупорной кладки, отключается от холодильной системы и ме-
няется при ремонтах печи.
16.3. ОСТАНОВКИ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Доменный процесс непрерывный. Подача воздуха для горе-
ния и загрузка шихтовых материалов ведутся непрерывно на
протяжении всего периода ее работы. Однако в течение кампа-
нии, которая длится до 12-16 лет, приходится неоднократно пре-
кращать загрузку печи и подачу воздуха, т. е. останавливать
печь.
Остановки необходимы для замены сгоревших воздушных
фурм, холодильников, сопел, арматуры шлаковых леток, а так-
же для ремонта какого-либо участка печи или ее оборудования,
который не может быть произведен на ходу.
501
Операции, связанные с остановками печей, требуют от об-
служивающего персонала повышенного внимания и четкого вы-
полнения установленных правил. Причина этого заключается в
том, что доменный газ может образовывать взрывчатую смесь с
воздухом. Пока газовая сеть работающей печи находится под
большим давлением атмосферного воздуха, возможность про-
никновения воздуха в сеть исключена и опасности взрыва нет. С
падением давления газа в печи, газопроводах и пылеуловителе
ниже атмосферного туда через неплотности начинает просачи-
ваться воздух и появляются предпосылки для взрыва.
Способность доменного газа образовывать взрывчатые сме-
си объясняется наличием в нем оксида углерода и водорода. Го-
рение этих газов в кислороде воздуха в замкнутом объеме про-
текает с мгновенным выделением большого количества тепла и,
следовательно, значительным нагревом продуктов горения, при-
водящим к увеличению их объема, повышению давления и обра-
зованию взрывной волны.
Наибольшей взрывчатой силой обладают смеси, в которых
содержится 46-62 % газа и 54-38 % воздуха. Температура вос-
пламенения оксида углерода колеблется в пределах 610-658 °C.
Наличие водорода в смеси понижает температуру ее воспламе-
нения, так как водород воспламеняется при температурах
530-590 °C.
При остановке печи предотвратить образование взрывчатой
смеси можно вентиляцией выключенного участка газовой сети,
заполнением выключенного участка газовой сети паром, сжига-
нием образующегося газа.
Различают следующие виды остановок доменной печи:
1)	кратковременную (менее 2 ч) без зажигания газа на ко-
лошнике;
2)	длительную (более 2 ч) с зажиганием газа на колошнике;
3)	аварийные остановки.
Кратковременная остановка. К этому виду прибегают при
необходимости замены арматуры воздухоподводящих устройств,
арматуры шлаковых леток и т. д. Остановку печи, как правило,
выполняют после выпуска чугуна, когда горн печи свободен от
продуктов плавки; в случае же крайней необходимости печь ос-
танавливают при открытых шлаковых летках.
Прежде чем приступить к остановке печи, необходимо изве-
стить об этом диспетчера газового цеха, регулирующего распре-
деление газа между потребителями. Порядок операций при
502
кратковременной остановке следующий: 1) прекращается пода-
ча всех добавок к дутью (природного или коксового газа, жидко-
го или твердого топлива, водяного пара); 2) доменная печь пере-
водится на нормальное давление газа на колошнике; 3) подается
пар под большой конус засыпного аппарата и увеличивается по-
дача пара в межконусное пространство; 4) если к моменту оста-
новки шихтовые материалы в печи находятся в подвисшем со-
стоянии, производится осадка; 5) на воздухонагревателях, нахо-
дящихся на нагреве, уменьшается или полностью прекращается
подача газа; 6) закрывается смесительный клапан на воздухо-
проводе, соединяющем воздухопроводы холодного и горячего
дутья; 7) прекращается загрузка материалов в печь; 8) доменная
печь переводится на тихий ход снижением оборотов воздуходув-
ной машины; 9) открываются атмосферные клапаны на газоот-
водах; 10) закрывается отсекающий клапан, и печь отделяется
от газовой магистрали; 11) открытием воздушно-разгрузочного
клапана (снорта) медленно уменьшается количество воздуха, по-
ступающего в печь, избыточное давление дутья доводится до
0,01-0,015 МПа; 12) закрываются клапаны холодного и горяче-
го дутья.
Даже после остановки печи давление газа в горне превыша-
ет атмосферное. Для устранения горения газа печь берется “на
тягу”. Смысл этой операции заключается в отводе газа из горна
печи через устройства для подачи воздуха (через фурменные
приборы), кольцевую трубу, воздухопровод горячего дутья в
воздухонагреватель. Отсасываемый от печи газ сгорает в возду-
хонагревателе, а образующиеся продукты горения уходят через
дымовые клапаны в дымовую трубу. Печь берется “на тягу” че-
рез наиболее нагретый воздухонагреватель, чтобы обеспечить
полное сгорание отсасываемого газа.
Взятие печи “на тягу” осуществляется следующим образом:
1) на воздухонагревателе, через который будет отсасываться газ
из печи, открываются дымовые клапаны; 2) открывается люк на
газовой горелке для доступа в камеру горения воздуха, необхо-
димого для сжигания отсасываемого газа; 3) открывается клапан
горячего дутья.
Указанный порядок операций относится к случаю взятия печи
“на тягу” через воздухонагреватель, который находится на дутье.
Лучше всего брать печь “на тягу” через воздухонагреватель,
находящийся на нагреве. В этом случае открывается только кла-
пан горячего дутья. Сжигание грязного печного газа в воздухо-
503
нагревателях при взятии печи “на тягу” приводит к разрушению
огнеупорной кладки воздухонагревателей и воздухоподводящего
тракта. Поэтому на вновь строящихся печах сооружается специ-
альная труба, в которой сжигается газ и через которую отсасы-
ваются продукты горения.
Пуск остановленной печи осуществляется в следующем по-
рядке: 1) печь снимается “на тягу”; 2) открываются клапаны хо-
лодного и горячего дутья; 3) открывается отсекающий клапан;
4) закрывается воздушно-разгрузочный клапан; 5) открывается
смесительный клапан; 6) закрываются атмосферные клапаны на
газоотводах; 7) воздуходувная машина переводится на полный
ход; 8) начинается загрузка печи; 9) прекращается подача пара в
межконусное пространство; 10) печь переводится на повышен-
ное давление газа на колошнике; 11) возобновляется подача до-
бавок к дутью.
Длительная остановка. Этот вид остановки необходим для
текущего ремонта оборудования либо проведения капитального
ремонта III разряда. Прежде чем приступить к остановке печи,
необходимо выпустить чугун, полностью освободить пылеуло-
витель от пыли и предупредить диспетчера газового цеха.
Порядок операций при длительной остановке: 1) прекраща-
ется подача всех добавок к дутью; 2) печь переводится на нор-
мальное давление газа на колошнике; 3) подается пар в пылеуло-
витель, под большой конус, уравнительный газопровод, соединя-
ющий межконусное пространство с газопроводом чистого газа, и
увеличивается подача пара в межконусное пространство; 4) пре-
кращается нагрев воздухонагревателей; 5) закрывается смеси-
тельный клапан; 6) прекращается загрузка материалов в печь; 7)
печь переводится на тихий ход снижением оборотов воздуходув-
ки; 8) открываются атмосферные клапаны на газоотводах; 9) за-
крывается отсекающий клапан; 10) перекрывается задвижка за
скруббером; 11) прекращается подача воды в скруббер, откры-
ваются атмосферные клапаны на нем и подается в скруббер пар;
12) открытием воздушно-разгрузочного клапана медленно
уменьшается количество воздуха, поступающего в печь; избы-
точное давление дутья доводится до 0,01 МПа; 13) прекращается
подача пара под большой конус и в межконусное пространство,
открываются люки на газовом затворе засыпного аппарата и от-
крывается малый конус; через открытые люки газового затвора
на большом конусе разжигается костер из дров, смоченных ке-
росином, после чего открывается большой конус и зажигается
504
газ в печи; 14) после воспламенения газа закрываются клапаны
холодного и горячего дутья; 15) снимаются сопла воздухоподво-
дящих устройств, и фурмы забиваются глиной; 16) открываются
клапаны и пылевые затворы на пылеуловителе, и прекращается
подача пара; 17) открываются атмосферные клапаны на уравни-
тельном газопроводе и лазы на газопроводах, закрывается боль-
шой конус, и на него загружается мелкая руда.
В течение всей остановки ведется непрерывное наблюдение
за горением газа в печи.
Аварийные остановки. Этот вид остановок доменной печи
необходим при авариях, вызываемых внезапным прекращением
подачи воздуха, воды и электроэнергии, а также при появлении
признаков прогара огнеупорной кладки и холодильников ниж-
ней части печи.
В случае внезапной остановки воздуходувной машины возду-
ховод холодного дутья должен быть немедленно подключен к
воздухопроводу других воздуходувных машин для создания в нем
положительного давления.
В это время с максимальной скоростью выполняются следу-
ющие операции: 1) закрываются смесительный клапан, клапаны
холодного и горячего дутья; 2) подается пар под большой конус,
в пылеуловитель, и увеличивается подача пара в межконусное
пространство; 3) прекращается подача добавок к дутью; 4) от-
крывается воздушно-разгрузочный клапан. Одновременно с
этим открываются клапаны на газоотводах и закрывается отсе-
кающий клапан.
При прекращении подачи воды для охлаждения печи либо
снабжения электроэнергией необходимо немедленно остановить
печь, соблюдая правила кратковременной остановки.
ГЛАВА I
17 I
РЕМОНТЫ И ВЫДУВКА ДОМЕННЫХ
ПЕЧЕЙ
17.1.	НЕОБХОДИМОСТЬ И СИСТЕМА
ПЛАНОВО-ПРЕДУПРЕДИТЕЛЬНЫХ РЕМОНТОВ
ДОМЕННЫХ ПЕЧЕЙ
Доменная печь представляет собой сложное инженерное со-
оружение, оптимальная конструкция отдельных узлов которого
в целях безопасных условий труда вырабатывалась столетиями.
Доменная печь - металлургический агрегат непрерывного
действия. Ее кампания, т. е. время от задувки после строительст-
ва или капитального ремонта I разряда до очередного ремонта
такого же разряда, достигает 10-15 лет. За это время происходит
существенное разрушение огнеупорной кладки по всей высоте
печи, выходят из строя холодильники, изнашиваются засыпной и
распределительный аппараты, нарушается футеровка газоотво-
дов и пылеуловителей, деформируется броневая защита колош-
ника. Все это приводит к затруднениям при дальнейшей эксплу-
атации печи и может закончиться серьезными авариями.
Обычно наиболее значительный разгар огнеупорной кладки
наблюдается в нижней и средней частях шахты, в заплечиках,
распаре и лещади. Так, по некоторым данным, огнеупорная
кладка заплечиков выходит из строя в первые месяцы эксплуа-
тации доменной печи и заменяется здесь гарнисажем. Низкая
стойкость кладки в этом районе обусловлена не только высоки-
ми температурами, но и воздействием на кладку чрезвычайно аг-
рессивных первичных шлаков, содержащих значительное коли-
чество монооксида железа FeO. Огнеупорная кладка лещади в
ряде случаев может разрушаться (происходит разгар) до 5 м и
более ниже оси чугунной летки, где скапливается до 3000 т “коз-
лового” металла.
Разрушение кладки приводит к прогару холодильников, к на-
греву кожуха, что вынуждает в конце кампании печи произво-
дить охлаждение кожуха брызгалами (наружный полив кожуха).
Сильный разгар огнеупорной кладки приводит к значительному
506
возрастанию тепловых потерь в окружающее пространство и с
охлаждающей водой, к опасности деформации и разрыву кожу-
ха печи. Часто выдувка доменной печи на капитальные ремонты
I и II разрядов обусловлена не проблемами в работе основного и
вспомогательного оборудования печи, а неэкономичностью
дальнейшей эксплуатации печи вследствие высоких тепловых
потерь (до 30 % и более прихода тепла) и возросшего из-за это-
го удельного расхода кокса.
Наряду с износом огнеупорной кладки печи выходит из строя
оборудование, обслуживающее печь. Разрушаются кладка каме-
ры горения и купольная часть воздухонагревателей, оплавляют-
ся верхние ряды насадки. Значительно изнашиваются и другие
детали арматуры воздухонагревателей.
Износ конструкций и оборудования доменной печи и ее вспо-
могательных устройств предопределяет остановку доменной пе-
чи на ремонт.
Увеличение межремонтного периода, предотвращение преж-
девременного выхода из строя конструкций основного и вспомо-
гательного оборудования комплекса печи, исключение аварий-
ных ситуаций в доменных цехах достигается за счет организации
планово-предупредительных ремонтов (ППР), разработки и ис-
полнения технологических инструкций, наличия у каждой печи в
цехе нормативного запасного оборудования, разработки и совер-
шенствования конструкций и оборудования доменной печи.
Сущность и содержание планово-предупредительных ремон-
тов. Под системой планово-предупредительных ремонтов пони-
мается совокупность организационных и технических мероприя-
тий по уходу, надзору, эксплуатации и ремонту оборудования и
конструкций, направленных на предупреждение преждевремен-
ного износа деталей, механизмов и кожуха печи и воздухонагре-
вателей.
К основным видам ППР можно отнести следующие.
1.	Внутрисменное обслуживание (уход и надзор) и проведе-
ние профилактических осмотров оборудования и конструкций.
2.	Выполнение плановых ремонтов оборудования и конст-
рукций.
Системой ППР предусматриваются также плановые профи-
лактические осмотры оборудования инженерно-техническим
персоналом механослужбы. Эти осмотры проводятся в целях
выявления неисправностей, которые могут привести к поломке
или аварийному выходу оборудования из строя, а также для ус-
507
тановления технического состояния наиболее ответственных де-
талей и узлов конструкций и уточнения объемов предстоящего
по плану ремонта.
17.2.	КЛАССИФИКАЦИЯ РЕМОНТОВ
На предприятиях черной металлургии предусматриваются
планово-предупредительные ремонты двух видов: текущие и ка-
питальные.
Основным видом ремонта, направленного на восстановление
работоспособности оборудования и конструкций, является теку-
щий ремонт. В зависимости от характера и объема работ, вы-
полняемых при остановках печи на текущие ремонты, и продол-
жительности таких остановок текущие ремонты подразделяют-
ся на первый - Т( и второй - Т2 (табл. 17.1).
Капитальный ремонт оборудования и конструкций является
восстановительным ремонтом, при котором должны быть вос-
становлены первоначальные качественные характеристики:
производительность, мощность, прочность и т. п.
Для доменных печей устанавливаются капитальные ремонты
I, II и Ш разрядов. Периодичность и продолжительность капи-
тальных ремонтов доменных печей приведена в табл. 17.1. Капи-
тальный ремонт III разряда имеет своей основной целью смену
засыпного и распределительного аппаратов и ремонт броневой
защиты колошника. Если в этот период предстоит удаление на-
стылей, то предварительно определяют их расположение и на-
мечают места, где необходимо заложить взрывчатку. Шихта в
этом случае опускается до уровня пяты (основания) настыли. Ча-
сто опускание шихты производится до распара или низа шахты.
В отдельных случаях при ремонте засыпного устройства уровень
шихты опускают до 1/3 или 2/3 высоты шахты, чтобы попутно
проверить состояние профиля печи.
Основное назначение капитального ремонта II разряда - это
смена футеровки шахты. Часто одновременно заменяется клад-
ка заплечиков и фурменной зоны. Осуществляется также полная
или частичная замена холодильников шахты, заплечиков, фур-
менной зоны, а также производятся частичная замена холодиль-
ников горна и их промывка.
В период капитальных ремонтов II и III разрядов проводятся
ремонты, ревизия и осуществляется замена изношенных деталей
и узлов вспомогательного оборудования.
508
Таблица 17.1
Периодичность и продолжительность ремонтов доменных печей
Полезный объем печи, м3	Текущий ремонт (числитель - периодичность, сут; знамена- тель - продолжительность, ч)		Капитальный ремонт разряда (числитель - периодичность, годы; знаменатель - продолжительность, сут)		
	Т|	Т2	I	II	III
До 750	30/8	90/16	12-14/25-30	5-6/15-18	2-3/3
930-1286	30/8	90/16	14-16/30-35	5-8/18-22	1-2/3-4
1513-1719	30/8	90/16	14—16/35^40	5-8/18-24	1-2/3-4
2000-2700	30/16	90/24	14-16/40-45	5-8/20-28	1-2/3-4
3000-3200	30/16	90/24	14-16/45-50	5-8/25-30	1-2/3^4
5000-5500	30/16	90/24	—	—	2-3/7
Капитальный ремонт I разряда предполагает полный выпуск
жидких продуктов плавки из печи, освобождение рабочего про-
странства от шихтовых материалов, смену всей огнеупорной
кладки, в том числе и лещади доменной печи. Производятся пол-
ная ревизия, ремонт и смена оборудования, капитальный ремонт
кожуха печи.
Остановка доменной печи на капитальный ремонт III разря-
да. На основании приказа по предприятию начальник доменного
цеха разрабатывает план остановки доменной печи, отражаю-
щий работы, которые должны быть выполнены до остановки,
во время понижения уровня засыпи и остановки печи. В плане
остановки назначаются ответственные лица за выполнение каж-
дого пункта. План остановки утверждается главным инженером
предприятия.
Доменная печь, воздухонагреватели, бункера и другие агре-
гаты и оборудование должны сдаваться ремонтному персоналу в
очищенном состоянии по актам.
Перед остановкой печи тщательно проверяется вся система
охлаждения, прекращается подача воды на холодильники,
имеющие дефекты, заменяются неисправные воздушные фур-
мы и амбразуры. Попадание воды в печь в период остановки
недопустимо.
Опускание шихты для производства капитального ремонта
III разряда должно начинаться только при ровном ходе печи,
нормальной отработке продуктов плавки, повышенном и устой-
чивом нагреве. Содержание кремния в чугуне нужно довести до
1,0-1,5 %, а основность шлака несколько понизить (на 0,05-0,10
ниже установленного значения).
509
Положение уровня шихты при остановке печи на капиталь-
ный ремонт III разряда устанавливает начальник доменного це-
ха. Режим дутья и загрузки печи должен обеспечить постепенное
опускание шихты, температура колошникового газа при снижа-
ющемся уровне шихты не должна превышать 500 °C.
Подача природного газа в печь прекращается перед сниже-
нием давления колошникового газа.
При подготовке к капитальному ремонту III разряда количе-
ство “холостых” подач и время их загрузки в печь следует рас-
считать таким образом, чтобы кокс к моменту остановки домен-
ной печи заполнил распар. Выше “холостых” подач загружают
подачи с пониженной рудной нагрузкой (на 15-20 % ниже в срав-
нении с нормальным значением).
Для обеспечения безопасной работы при капитальном ре-
монте 1П разряда необходимо произвести уплотнение верхнего
слоя шихты за счет загрузки гранулированного шлака или хо-
лодного агломерата (руды). Эта засыпка дается в печь перед за-
жиганием газа.
Остановку печи на капитальный ремонт III разряда осуще-
ствляют с зажиганием газа на колошнике. Зажигание газа про-
изводится по технологической инструкции предприятия. Кон-
троль за горением газа ведется непрерывно.
На остановленной печи при исправном состоянии элементов
системы охлаждения температура колошникового газа посте-
пенно снижается. Повышение температуры свидетельствует о
том, что в печь поступает вода или воздух. Утечку воды следует
искать по элементам охлаждения и немедленно устранить. Очаг
подсоса воздуха должен быть ликвидирован.
Остановка доменной печи на капитальный ремонт I и II раз-
рядов. Остановка печи на указанные ремонты производится в
соответствии с приказом по предприятию, на основании которо-
го начальник доменного цеха разрабатывает план остановки пе-
чи. В этом плане отражаются подготовительные работы, кото-
рые должны быть выполнены до остановки, во время выдувки
печи и ее остановки. В плане указываются и назначаются ответ-
ственные лица за выполнение каждого его пункта.
Доменная печь, блок воздухонагревателей, бункера и обору-
дование должны сдаваться ремонтному персоналу в очищенном
состоянии. Проверяется вся система охлаждения печи, прекра-
щается подача воды на холодильники с дефектами, заменяются
неисправные воздушные фурмы и амбразуры.
510
17.3.	ВЫДУВКА ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
Для выполнения капитальных ремонтов I и II разрядов рабо-
чее пространство' доменной печи должно быть освобождено от
шихтовых материалов. Освобождение рабочего пространства
печи от шихтовых материалов носит название выдувки домен-
ной печи.
За несколько дней до выдувки печи необходимо открыть за-
крытые ранее фурмы и произвести промывку горна. Необходи-
мо за сутки до остановки обеспечить повышенный устойчивый
нагрев печи с содержанием кремния в чугуне 1,2-1,5 %.
Выдувка печи на капитальный ремонт I или II разрядов
должна начинаться только при ровном ходе доменной плавки и
нормальной отработке продуктов плавки из горна печи.
При выдувке необходимо обеспечить также освобождение
металлоприемника от остатков продуктов плавки, сохранность
колошниковой части печи от повреждений действием высокой
температуры газов, выгребку оставшихся материалов из печи и
предупреждение образования, взрывоопасных смесей в газоотво-
дах и на колошнике.
Выдувка сводится к проплавке находящихся в печи шихто-
вых материалов без загрузки новых порций. Так как при этом
высота столба материалов в печи уменьшается, температура га-
зов возрастает. Снижение давления газа в печи может привести
к подсосу и образованию взрывоопасной смеси с воздухом. Для
предохранения колошниковой части печи от воздействия высо-
ких температур и для предупреждения образования взрывоопас-
ных смесей необходимо принимать специальные меры.
В практике известны три способа выдувки: 1) с применением
известняка; 2) с применением коксового мусора; 3) без заполне-
ния освобождающегося объема печи каким-либо материалом.
По первому способу освобождающийся объем печи загружа-
ется известняком. При разложении известняка поглощается теп-
ло и, следовательно, снижается температура газа. Кроме того,
газ обогащается продуктом разложения известняка СО2, что
снижает его горючесть и взрывоопасность. Загрузку известняка
продолжают до тех пор, пока он не заполнит объем печи до
уровня воздушных фурм. Главным недостатком этого способа
является необходимость выгребки известняка из печи после ее
остановки, что требует значительных затрат труда и времени.
Кроме того, теряется немалое количество известняка, который
511
не может быть повторно использован, так как он в значительной
мере ошлаковывается, и печь не охлаждается в такой степени,
чтобы сразу после выгребки можно было бы приступить к ре-
монту.
По второму способу освобождающийся объем печи загружа-
ется мокрым коксовым мусором и для снижения температуры
газа и уменьшения выноса коксового мусора дополнительно по-
дается вода через брызгала, установленные на колошнике. Об-
разующийся в результате испарения влаги пар снижает концен-
трацию СО в газе, что уменьшает его взрывоопасность. Загруз-
ку коксового мусора продолжают до тех пор, пока он не запол-
нит объем печи до уровня воздушных фурм. Трудоемкая опера-
ция по выгребке печи заменяется вымыванием коксика из печи
водой прямо в железнодорожные вагоны. Однако практика по-
казала, что во многих случаях коксовый мусор полностью не вы-
мывается и его приходится выгребать. Таким образом, как пер-
вый, так и второй способы трудоемки и неэкономичны.
Третий способ нашел распространение во всех доменных це-
хах нашей страны. После прекращения загрузки в печь шихто-
вых материалов для снижения температуры колошникового га-
за в печь подается вода. Для подачи воды предварительно ввари-
ваются водопроводные трубы в каждый газоотвод, в газовый за-
твор засыпного аппарата и в купольную часть печи.
Количество воды, подаваемой в печь, регулируется таким об-
разом, чтобы температура колошникового газа не превышала
450-500 °C и чтобы на поверхности шихтовых материалов не об-
разовывались лужи. Наличие неиспарившейся воды может при-
вести к взрыву, если произойдет осадка шихты и вода попадет в
область высоких температур. Так как при подаче воды газ силь-
но обогащается водородом (в результате восстановления части
воды), что увеличивает взрывоопасность газа, то необходима
подача пара под большой конус, в межконусное пространство за-
сыпного аппарата и пылеуловитель.
Шихтовые материалы опускают до уровня фурм или на 1-2 м
выше него, после чего выпускают остатки чугуна. По мере опу-
скания шихтовых материалов отключается вода, поступающая в
холодильники шахты. Во время выпуска чугуна подачу воды в
печь сокращают либо прекращают совсем. После выпуска пре-
кращается подача дутья, снимаются сопла фурменных приборов,
фурмы забиваются глиной и полностью открывается вода. Печь
оставляют в таком состоянии до тех пор, пока она полностью не
512
остынет. Через 4-5 ч после остановки печи подачу воды умень-
шают. Охлаждение печи после выдувки обычно занимает 8-10 ч.
Если во время выдувки требуется остановить печь, то оста-
новку во избежание взрывов необходимо производить только с
поджиганием газа. Для этого избыточное давление дутья снижа-
ется до 0,01-0,015 МПа, прекращается подача воды и пара в
печь, открываются люки на газовом затворе засыпного аппара-
та, открывается малый конус. На большом конусе в закрытом
состоянии разжигается костер из дров, затем конус открывается
и поджигается газ. После этого прекращается подача дутья.
17.4.	ВЫПУСК ЖИДКОГО ЧУГУНА ИЗ ЛЕЩАДИ
Во время кампании доменной печи огнеупорная кладка ле-
щади изнашивается, образуется углубление, в котором накапли-
вается значительное количество чугуна. Размеры разрушения
определяются конструкцией лещади, качеством огнеупоров,
длительностью кампании, температурой в горне. Глубина ямы
достигает 5 м и более, и в ней накапливается до 3000 т чугуна
(рис. 17.1).
Прежде для удаления остатков чугуна из лещади при ремон-
тах чугун охлаждали и удаляли из печи кусками, которые обра-
зовывались при взрывании монолита взрывчаткой. Такой метод
значительно удлинял время ремонта и был небезопасным.
Впервые в 1930 г. на доменных печах бывшего СССР остат-
ки чугуна из ямы лещади начали удалять в жидком виде, т. е. до
остановки печи. Для этой цели доменная печь оборудуется до-
полнительными легочными отверстиями, расположенными ни-
же оси чугунных леток.
Так, на доменной печи объемом 2300 м3 предусмотрена воз-
можность оборудования двух легочных отверстий для выпуска ос-
татков чугуна из лещади, первое из которых может быть обору-
довано ниже оси чугунных леток на 2500 мм, а второе на 2700 мм
ниже первого.
Уровень нижнего легочного отверстия выбирается в зависи-
мости от предполагаемой глубины разгара лещади. Для установ-
ления глубины разгара используются данные о разгаре в преды-
дущую кампанию, а также показания термопар либо радиомет-
рических датчиков, заложенных в огнеупорную кладку лещади.
За 3-4 сут до выдувки печи у дополнительных леток выреза-
ются отверстия в кожухе диаметром 300-500 мм и устанавлива-
513
Разгар лещади,
заполненный
жидким чугуном
Рис. 17.1. Разгар лещади, заполненный жидким чугуном
Ось фурм
Ось шлаковой летки
Проектный профиль
Ось чугунной летки
Рис. 17.2. Схема выпуска чугуна из ямы лещади через допол-
нительные летки.
1 — коробка для чугуна; 2 — тележка; 3 — желоба для дополнительных леток;
4 и 5 — нижняя и верхняя дополнительные летки; 6 — временные опоры;
7 — чугуновозный ковш
ются желоба, сваренные из листовой стали. Желоба выкладыва-
ются огнеупорным кирпичом и сверху набиваются огнеупорной
глиной. Для приема чугуна, выпускаемого из верхнего отверстия,
используются чугуновозы, а из нижнего - металлические короб-
ки, футерованные огнеупорным кирпичом, которые устанавли-
ваются на железнодорожных платформах или сталеразливочных
тележках (рис. 17.2). Иногда чугун из нижнего отверстия выпус-
кается на песчаную постель, укладываемую у доменной печи.
За 6-7 ч до предполагаемого конца выдувки прекращается
подача воды в холодильники, расположенные у отверстий, и хо-
лодильники продуваются воздухом до полного удаления из них
воды. В проемах между холодильниками с помощью перфорато-
ров разбирается огнеупорная футеровка на глубину 300-400 мм.
Затем легочное отверстие прожигается кислородом.
17.5.	РЕЖИМ ВЫДУВКИ
За 10-12 дней до выдувки печь переводится на выплавку пере-
дельного чугуна с повышенным содержанием марганца (до 1,2 %).
За 4-5 дней содержание марганца увеличивают до 1,5-1,8 %, по-
вышается нагрев чугуна и снижается основность шлака. Все это
делается для увеличения текучести чугуна, накопленного в яме
лещади.
За сутки до предполагаемой остановки еще более раскисля-
ется шлак загрузкой в печь шихты без флюса. За 14-15 ч до ос-
тановки печи прекращается загрузка рудной части шихты и по-
дается 10-15 холостых подач. В это же время прекращается ввод
в дутье добавок, и печь переводится на нормальное давление га-
за на колошнике. При этом количество дутья, подаваемого в
печь, уменьшается на 200-300 м3/мин.
После перевода печи на нормальное давление газа на колош-
нике отсекается уравнительный газопровод, открываются атмо-
сферные клапаны уравнительного газопровода и производится
его вентиляция. Начинается подача пара под большой конус, в
межконусное пространство и пылеуловитель. После прекраще-
ния загрузки на малый конус загружается руда, а второй конус
оставляется приоткрытым на 100-150 мм. Начинается подача
воды в печь, с тем чтобы температура колошникового газа не
поднималась выше 450-500 °C.
Каждый час вручную замеряется уровень засыпи через одно
из отверстий механических зондов. При понижении уровня засы-
515
пи ниже 10 м снижается количество вдуваемого в печь воздуха с
таким расчетом, чтобы к моменту освобождения всего объема
печи до заплечиков избыточное давление дутья составляло
0,025-0,030 МПа.
Выпускаются продукты плавки по установленному графику.
Последний выпуск чугуна производится к моменту освобожде-
ния объема печи до распара, причем угол наклона чугунной лет-
ки увеличивается для максимального выпуска чугуна из метал-
лоприемника.
Во время последнего выпуска чугуна открываются атмо-
сферные клапаны на газоотводах, закрывается отсекающий
клапан и печь отсекается от газовой магистрали. В некоторых
случаях отсечение печи от газовой магистрали производится
вскоре после прекращения загрузки.
Не дожидаясь окончания выпуска чугуна, открывают после-
довательно сначала первую, а затем вторую летку для выпуска
остатков чугуна из ямы лещади. При необходимости во время
выпуска увеличивается избыточное давление дутья до 0,07 МПа.
На выпуске закрывается смесительный клапан.
Выдувка считается законченной, когда прекращается горе-
ние кокса в горне, о чем свидетельствует потемнение на фур-
мах. В этот момент снижается избыточное давление дутья до
0,01 МПа, полностью открываются конусы засыпного аппарата,
закрываются клапаны холодного и горячего дутья на воздухона-
гревателе, открываются фланцы фурменных приборов и про-
должается подача воды в печь для ее охлаждения.
За час до остановки печи отделяют от общей газовой сети
пылеуловитель и скруббер. Через 1-1,5 ч после остановки печи
прекращается подача пара на всех участках печи, газопроводах,
пылеуловителе и скруббере и производится их вентиляция.
ГЛАВА I ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ
18 I ПОКАЗАТЕЛИ ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
18.1. ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ДОМЕННОЙ ПЕЧИ
И РАСХОД КОКСА
В первом разделе отмечалось, что основными техническими
показателями работы доменных печей являются их суточная
производительность и удельный расход кокса, была представле-
на и связь между ними.
Так как производительность доменной печи пропорциональ-
на ее объему, то для суждения о достигнутой данной печью сред-
несуточной производительности и получения сопоставимых дан-
ных о производительности печей разного объема принят специ-
альный показатель - коэффициент использования полезного
объема (КИПО). Этот показатель представляет отношение по-
лезного объема печи к суточной производительности и свиде-
тельствует о том, что чем лучше работает данная печь, тем
меньше требуется полезного объема ее рабочего пространства
на выплавку 1 т чугуна в сутки.
Чтобы избежать влияния колебаний производительности до-
менной печи в отдельные сутки (по разным причинам), КИПО
рассчитывают исходя из среднесуточной производительности за
определенный промежуток времени, например месяц. Среднесу-
точная производительность при этом исчисляется делением ко-
личества выплавленного за этот период чугуна на календарное
число суток работы доменной печи, без вычета времени просто-
ев (за исключением плановых ремонтов).
При подсчете КИПО исходят из расчета производительнос-
ти доменной печи при выплавке передельного чугуна. Если
печь выплавляет другие марки чугуна, выплавка которых со-
пряжена со снижением производительности, то делают пере-
счет производительности в натуре на передельный чугун. Для
такого пересчета используют эмпирические коэффициенты,
учитывающие степени трудности выплавки различных видов
чугуна. Эти коэффициенты равны: для литейного чугуна - 1,26;
517
для зеркального чугуна - 1,50; для ферросилиция и ферромар-
ганца - 2,50.
Если в годы первых пятилеток в бывшем СССР КИПО до-
менных печей в нашей стране составлял 1,0-1,4 (это очень боль-
шие значения, т. е. доменные печи работали очень неэффектив-
но по сравнению с работой их в настоящее время), то сейчас
КИПО снизился в среднем по доменным печам СНГ до 0,560-
0,550, доходя на лучших предприятиях до величин 0,430-0,450.
Достигаемые в настоящее время значения КИПО связаны с
техническим прогрессом в области технологии подготовки же-
лезорудного сырья к плавке, а также и в самом доменном произ-
водстве, в частности благодаря механизации и автоматизации
производственных процессов.
В настоящее время часто используют показатель удельной
производительности доменной печи. Он представляет собой от-
ношение суточной производительности (Р) к полезному объему
доменной печи, т. е.
Рул = 77“’ т/<м3сУт)-	(18.1)
"о
Этот показатель является обратной величиной КИПО.
Достигнутые значения КИПО (Pw) не являются пределом и мо-
гут быть существенно улучшены, так как резервы повышения про-
изводительности доменных печей еще имеются, т. е. исчерпаны да-
леко не полностью. Производительность печи данного объема зави-
сит от интенсивности плавки, удельного расхода кокса и времени
простоев. Чем выше интенсивность плавки, ниже удельный расход
кокса и меньше простоев печи, тем выше ее производительность.
Интенсивность плавки может оцениваться различными спо-
собами: количеством кокса, сожжённого за сутки в расчете на
1 м3 полезного объема печи; количеством дутья, вдуваемого в
печь на 1 м3 ее полезного объема; средним временем пребыва-
ния шихтовых материалов в печи; количеством кокса, сожжен-
ного за 1 ч на 1 м2 площади горна.
Расчет интенсивности плавки по количеству сожженного
кокса в 1 м3 полезного объема - т/(м3 сут) при работе печи без
углеводородсодержащих добавок выполняется по формуле (2.4),
а при вдувании углеродсодержащих добавок
Г К+С V
J = ^добдоб](х)	(18.2)
ед
518
где Ск - содержание углерода в коксе, %; Сдоб - содержание угле-
рода в углеродсодержащих добавках, %; Удоб - расход углеродсо-
держащих добавок, м3/сут; К - расход кокса, т/сут; Уо - полезный
объем печи, м3.
У форсированно работающих доменных печей интенсив-
ность плавки, выраженная количеством сожженного кокса на
1 м3 полезного объема, составляет 1,0-1,25 т/ (м3 сут), для чего в
печь вдувается 1,8-2,2 м3 воздуха в минуту на 1 м3 полезного объ-
ема печи. При этом время пребывания шихтовых материалов в
печи составляет 6,0-6,5 ч. Последнее определяется по формуле,
предложенной М. А. Павловым:
т=24%
PU
ш
где т - среднее время пребывания шихтовых материалов в до-
менной печи, ч; Г/ш - объем шихтовых материалов в печи на 1 т
выплавленного чугуна (Um = со-£у, где со - насыпная масса м3/т,
к - коэффициент уминки).
Дальнейшая интенсификация плавки требует увеличения ко-
личества дутья. Оно ограничивается газодинамическим сопро-
тивлением столба шихтовых материалов. Улучшение подготов-
ки шихтовых материалов (отсев мелких фракций агломерата,
сортировка агломерата и кокса по фракциям с раздельной за-
грузкой их в печь, увеличение механической прочности агломе-
рата и кокса), повышение давления газа в рабочем пространстве
печи, обогащение дутья кислородом позволяют еще в большей
мере увеличить интенсивность плавки.
Удельный расход кокса (к) связан с производительностью
доменной печи, как уже отмечалось, обратной зависимостью
При одном и том же количестве дутья, т. е. при одной и той
же интенсивности плавки, в единицу времени сгорает одно и то
же количество кокса. Поэтому количество выплавленного чугу-
на будет тем больше, чем меньше кокса расходуется на выплав-
ку 1 т чугуна, т. е. чем больше рудной части шихты проплавля-
ется в единицу времени. Снижение удельного расхода кокса яв-
ляется также первоочередной задачей, потому что стоимость
кокса составляет около 50% общей стоимости чугуна. Кокс в до-
менную печь вносит углерод, при сгорании которого (Сф кг/т чу-
гуна) выделяется тепло, необходимое для выплавки чугуна.
519
Часть этого углерода затрачивается на процессы прямого вос-
становления железа (CnBFe, кг/т чугуна) и примесей чугуна (Спвп,
кг/т чугуна) и, растворяясь в железе ([С], кг/т чугуна), образует
чугун. Удельный расход кокса можно найти, пользуясь форму-
лой
, кг/т чугуна,
где Ск - содержание углерода в коксе (доли ед.).
На прямое восстановление железа расход углерода составляет
ч-'пвРе 1 спв ’
где FeTO - количество железа, восстановленного прямым путем.
Затраты углерода на образование чугуна ([С]) определяются
составом чугуна, и их менять невозможно, поскольку необходи-
мо получить чугун заданного состава; также невозможно менять
и затраты углерода на прямое восстановление примесей чугуна:
242	12	5 12	12
Спвп = ~~[Si] + тИМп] + т^[Р] + ... + -^-(S)i/.
пвп 28	55	2-31	32
Улучшение подготовки шихтовых материалов к плавке, ис-
пользование углеродсодержащих добавок, улучшение техноло-
гического процесса позволили в последние годы значительно
снизить расход кокса и довести его в среднем по доменным пе-
чам СНГ при выплавке передельного чугуна до 0,533 т на 1 т чу-
гуна, а на лучших заводах до 0,440-0,450 т на 1 т чугуна.
Несмотря на значительное снижение удельного расхода кок-
са, достигнутое в последние годы, имеется еще возможность
дальнейшего его сокращения за счет более глубокого обогаще-
ния руды, полного вывода сырого флюса из шихты, лучшего ис-
пользования химической и тепловой энергии газа в доменной пе-
чи. Последнее может быть достигнуто отсевом мелких фракций
из агломерата и сортировкой его по фракциям с раздельной за-
грузкой их в печь. Увеличение температуры дутья и доли угле-
родсодержащих добавок в дутье также способствует сокращению
удельного расхода кокса. Это же мероприятие оказывает влия-
ние и на рост производительности доменных печей, что объясня-
ется приведенной выше зависимостью между производительнос-
тью и удельным расходом кокса. Как видно, одни и те же меро-
520
приятия обусловливают и рост производительности доменной пе-
чи, и снижение удельного расхода кокса одновременно. ’' ’
Влияние различных факторов на удельный расход кокса и
производительность доменных печей можно охарактеризовать
данными, представленными в табл. 18.1.
Простои доменных печей влияют на их производительность
не только потому, что сокращается время работы печи, но и по-
тому, что каждый простой нарушает нормальное протекание
процесса. В последнее время до спада производства в период пе-
рестройки экономики простои доменных печей на заводах быв-
шего СССР составляли в среднем 0,9 % календарного времени, а
на передовых заводах были сведены к минимуму (Серовский за-
вод - 0,3 %, Чусовской завод - 0,4 %).
Таким образом, резервы увеличения производительности до-
менных печей за счет увеличения интенсивности плавки, сниже-
ния удельного расхода кокса и времени простоев (хотя они и не-
большие) имеются.
К числу других технических показателей доменной плавки
относятся: расход рудных материалов, расход флюса, расход
марганцевой руды. Удельный расход рудных материалов опре-
деляется содержанием железа в руде, агломерате и окатышах и
выносом колошниковой пыли. Расход железорудного материала
можно определить по формуле
[Fe],
FepT|Fe
(18.4)
где [Fe] - содержание железа в чугуне; Fep - содержание железа
в руде; T|Fe - коэффициент перехода железа в чугун.
Так как T|Fe» 100 %, то эту формулу для приближенного рас-
чета можно представить в таком виде:
Р = -И-.	(18.5)
Fep
При выплавке данного чугуна из данного железорудного ма-
териала удельный расход последнего практически постоянен.
Точнее, меняется он очень мало. Таким образом, за счет железо-
рудного материала снизить себестоимость чугуна практически
невозможно. Однако необходимо иметь в виду, что движущийся
в печи газовый поток выносит из печи в виде пылинок часть же-
лезорудного материала. Кроме того, часть полученного чугуна
теряется в виде капелек со шлаком, в виде брызг и в желобах, на-
521
Таблица 18.1
Влияние технологических факторов на изменение удельного расхода кокса
и производительности доменной печи, %
Фактор	Изменение (+ увеличение, - уменьшение)	
	производи- тельности	расхода кокса
Повышение содержания железа на 1,0 % в полностью оку- скованной и офлюсованной рудной части шихты; шихта со- стоит из 100 % агломерата с содержанием Fe в пределах, %: от 50 до 52	+2,2	-1,3
от 52 до 54	+2,1	-1,2
от 54 до 56	+2,0	-1,1
от 56 до 58	+1,8	-1,0
от 58 до 60	+1,7	-0,9
Снижение содержания серы в окускованных материалах в пределах, %: от 0,075 до 0,050	+0,4	-0,4
от 0,050 до 0,025	+0,3	-0,3
от 0,025 до 0,010	+0,2	-0,2
Снижение содержания мелочи 5-0 мм в окускованных материалах (в скипах), %: от 20 до 15	+2,5	-2,0
от 15 до 10	+2,0	-1,5
от 10 до 5	+1,5	-1,0
Увеличение барабанной пробы кокса по Сундгрену на 5 кг в интервале, кг: от 300 до 310	+1,0	-1,2
от 310 до 320	+0,7	-1,0
от 320 до 330	+0,5	-0,7
от 330 до 340	+0,3	-0,5
Повышение расхода известняка на 10 кг/т чугуна	-0,5	+0,5
Повышение температуры дутья (атмосферный воздух), °C, в пределах: от 801 до 900	+4,0	-4,2
от 901 до 1000	+3,7	-3,9
от 1001 до 1100	+3,2	-3,5
Обогащение дутья кислородом на каждый 1 % (абс.) при концентрации, %: До 25	+2,4	+0,20
от 26 до 30	+2,1	+0,30
от 31 до 35	+1,8	+0,30
от 36 до 40		+ 1,6	+0,50
Окончание табл. 18.1
Фактор	Изменение (+ увеличение, - уменьшение)	
	производи- тельности	расхода кокса
Повышение давления газа под колошником на каждые 10 кПа (0,1 ати) в диапазоне избыточного давления: 100-200 кПа	+0,1	-0,2
Изменение химического состава чугуна (/чуг = 1490 °C): уменьшение содержания Si на ОД % в интервале, %: от 1,0 до 0,8	+1,2	-1,2
от 0,79 до 0,6	+0,8	-0,8
от 0,59 до 0,4	+0,6	-0,6
Уменьшение содержания Мп в чугуне на 0,1 %	+0,2	-0,2
Уменьшение содержания Р в чугуне на 0,1 %	+1,2	-1,2
Уменьшение содержания S в чугуне на 0,01 %	+1,0	-1,0
Уменьшение времени простоев на 1,0 %	+1,5	-0,50
Повышение степени металлизации рудной части шихты на каждые 10 % в пределах от 0 до 50 %	+4,От-7,0	-5,0-7,0
стывая на них. Если учесть это, то расход железорудного мате-
риала на 1 т товарного чугуна можно найти, пользуясь формулой
Г = Р(1 + Вр)(1 + Пч),	(18.6)
где Вр - вынос данного материала, кг; Пч - потери чугуна в виде
капель в шлаке, в виде брызг и т. п.
Таким образом, расход рудного материала можно сократить,
уменьшая потери чугуна и вынос пыли из печи. В настоящее вре-
мя потери чугуна составляют около 0,5 %. Невелик и вынос пы-
ли (1,0-3,0 %). Его можно сократить, тщательно отсеивая ме-
лочь, направляя ее на окускование и повышая прочность агло-
мерата и окатышей.
18.2. СЕБЕСТОИМОСТЬ ЧУГУНА
Рассмотренные показатели - расход кокса, производитель-
ность доменной печи, КИПО и др. — дают оценку работы печи с
технической точки зрения. Экономическая оценка работы домен-
ной печи определяется себестоимостью чугуна, выражающей ма-
териальные затраты, связанные с получением чугуна, и показыва-
ющей, насколько выгодно (рентабельно) работает доменная печь.
523.
Себестоимость чугуна складывается из следующих статей.
1.	Стоимость сырых материалов (агломерата, окатышей, же-
лезной руды, марганцевой руды, известняка и др.) и топлива
(кокса, природного газа, жидкого и пылеугольного топлива) за
вычетом стоимости отходов производства (скрапа, колошнико-
вой пыли, шлака, колошникового газа).
2.	Расходы по переделу (зарплата производственных рабочих,
энергетические затраты, амортизация основных средств, износ
сменного оборудования, текущий ремонт и содержание основных
средств, перевозка и выгрузка грузов, разливка чугуна и др.).
3.	Общезаводские расходы (затраты на управление предпри-
ятием и обслуживание цеха).
Удельный вес перечисленных затрат в структуре себестоимос-
ти чугуна характеризуется следующими примерными данными, %:
Сырые материалы.................. ~ 53,5;
Топливо.......................... ~ 38,3;
Энергетические затраты........... ~ 4,9;
Амортизация...................... ~ 1,5;
Заработная плата................. ~ 0,3;
Прочие затраты................... ~ 1,5
Всего затрат.................... 100,00
Из приведенных данных видно, что наибольшие расходы в
себестоимости чугуна связаны со стоимостью сырых материа-
лов и топлива. Их удельный вес составляет ~ 92 %. Поэтому сни-
жение расхода топлива и сырья - одно из важных направлений
снижения себестоимости чугуна.
На разных заводах и в разное время себестоимость чугуна
меняется из-за изменения условий работы доменного цеха (изме-
нение цен на сырье и топливо, улучшение технических показате-
лей работы доменных печей и т. п.).
По последним справочным данным, себестоимость чугуна на
крупнейших металлургических комбинатах бывшего СССР ха-
рактеризовалась следующими значениями:
Показатель	ммк	НТМК	ЧерМК	нлмк	зсмк	“Криво- рож- сталь"
Себестоимость чугуна (завод- ская, руб., коп.)	65,65	62,55	67,92	76,42	63,14	85,38
В том числе: расходы по статье “Сырье и топливо” за вычетом отходов	61,96	65,21	63,94	69,75	59,04	77,83
524
Попутная продукция	2,38	2,42	2,78	3,08	2,64	3,28
Статья “Расходы по пере- делу”	5,60	8,14	6,47	9,09	6,17	9,80
В том числе: статья “Основная зарплата”	0,17	0,22	0,19	0,20	0,20	0,19
% зарплаты от себестои- мости чугуна	0,26	0,35	0,28	0,26	0,32	0,22
Как видно, на всех предприятиях основной вклад в себестои-
мость чугуна вносит стоимость сырья и топлива. Далее по удель-
ному весу следуют расходы по переделу. Причем надо отметить,
что в расходах по переделу зарплата составляет очень малую ве-
личину. По отношению к заводской себестоимости зарплата из-
меняется в пределах от 0,22 до 0,32 %.
Основную часть расходов по переделу составляют энергети-
ческие (дутье, электроэнергия, вода, пар, кислород, сжатый воз-
дух). Снижение себестоимости по этой статье возможно при со-
кращении потерь дутья в воздухопроводах и воздухонагревате-
лях, сокращении расхода электроэнергии за счет лучшего ис-
пользования электрооборудования.
В табл. 18.2 представлена калькуляция себестоимости чугу-
на одного из металлургических комбинатов России за 1 квартал
2000 г. Как видно из таблицы, соотношения между расходами
по основным статьям себестоимости чугуна и в новых экономи-
ческих условиях остались практически прежними. Доля расхо-
дов на сырые материалы и топливо составляет 91,55 %, в том
числе расходов на топливо 40,23 % от общих затрат на произ-
водство чугуна. Доля расходов по переделу также остается на
прежнем уровне и составляет около 10% от себестоимости чу-
гуна. Основную часть расходов по переделу составляют энерге-
тические затраты (дутье, электроэнергия, вода, пар, кислород,
сжатый воздух).
Резервом снижения себестоимости чугуна является повы-
шение производительности труда за счет увеличения произ-
водительности доменной печи и сокращения численности ра-
бочих, обслуживающих печь. Повышение производительно-
сти печи и сокращение численности рабочих достигаются
при увеличении размеров доменных печей и внедрении пере-
довой техники и технологии, обеспечивающих высокую ин-
тенсификацию плавки: за счет комплексной механизации и
автоматизации производственных процессов, повышения
квалификации обслуживающего печь персонала. Источни-
525
Таблица 18.2
Калькуляция себестоимости чугуна в ценах 2000 г.
Наименование статьи	Количество, т/г чугуна	Цена 1 т, руб.	Сумма, руб/т чугуна
Агломерат:			
чмк	0,565	268,01	151,43
БРУ	0,190	279,20	53,05
ВГРУ	0,310	318,00	98,58
Итого агломерата	1,065	—	303,06
Окатыши:			
Лебединский ГОК	0,430	520,83	223,96
Качканарский ГОК	0,125	330,00	41,25
Костомукшский ГОК	0,110	544,00	59,84
Итого окатышей	0,665		325,05
Всего железорудной части шихты	1,730		628,11
Марганцевая руда	0,008	1011,00	8,09
Всего металлошихты	1,738		636,20
Флюсы:			
Известняк	0,055	72,50	3,99
Конвертерный шлак	0,050	10,00	0,50
Итого флюсов	0,105	—	4,49
Всего металлошихты с флюсом	1,843	—*	640,69
Топливо:			
Кокс скиповый	0,525	861,34	452,20
Потери от измельчения	0,030	—	14,78
Природный газ 1000 м3	0,105	337,07	35,39
Итого (основного топлива)		—	502,37
Всего задано	—	—	1143,06
Отходы и попутная продукция	1,850		18,50
Расходы по переделу	—	—	124,04
Производственная себестоимость	1,000	—	1248,60
ком снижения себестоимости чугуна может быть также бо-
лее полное использование побочной продукции: доменного
газа и шлака.
ГЛАВА
19
ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ
МЕТАЛЛУРГИИ ЖЕЛЕЗА
Появление и развитие в XX в. новых наукоемких отраслей
промышленности сопровождалось и созданием новых видов
конструкционных материалов (алюминиевых, магниевых и ти-
тановых сплавов, пластмасс и т. п.). Доля этих материалов в раз-
витых странах в общем объеме потребления всех конструкци-
онных материалов достигла 14-18 %. Однако черные металлы
являются в настоящее время и остаются на ближайшую пер-
спективу основным конструкционным материалом. Это видно
из того, что за последние 20 лет ежегодное мировое потребле-
ние стали и мировой металлофонд удвоились и к концу столетия
составили соответственно 720-730 млн т и 7,8-8,0 млрд т. Оче-
видно, что объем производства черных металлов и в XXI в. не
потеряет своего значения как один из главных критериев, опре-
деляющих уровень экономического потенциала той или иной
страны.
Основой современной черной металлургии является домен-
ное производство, достигшее к настоящему времени больших ус-
пехов в своем развитии и совершенствовании. Развитие доменно-
го производства привело к значительному увеличению размеров
доменных печей и к существенным изменениям технологии до-
менной плавки. Совершенствуясь, доменный процесс достиг вы-
сокой степени эффективности.
19.1.	СОСТОЯНИЕ ДОМЕННОГО ПРОИЗВОДСТВА
И ПЕРСПЕКТИВЫ ЕГО РАЗВИТИЯ
В настоящее время производство черных металлов в миро-
вой практике осуществляется по традиционной схеме: чу-
гун-сталь-прокат. Схема доменная печь—конвертер, несомнен-
но, будет доминирующей и в наступившем столетии. Согласно
прогнозам ведущих ученых на XXI в., не менее 70-75 % первич-
ного металла будет произведено в доменных печах и лишь
20-25 % альтернативными способами.
527
Шахтный принцип конструкции доменной печи с противо-
точным движением шихты и газа, наличие в одном агрегате зон
твердого, пластичного и жидкого состояний, значительный диа-
пазон температур (от 20 до 3000 °C), давлений (от 10 до 500 кПа),
объемов и, следовательно, единичной мощности (до 12 000-
13 000 т чугуна в сутки), большая продолжительность кампании
печи (до 10-20 лет), минимальное количество выбросов в окру-
жающую среду - все это обеспечивает неоспоримые преимуще-
ства доменной печи в будущем.
Характеризуясь низкими значениями энергозатрат и выбро-
сов в окружающую среду, доменная печь может успешно функ-
ционировать в различных схемах переработки комплексного по-
лиметаллического железорудного сырья (железованадиевых,
железоалюминиевых, железохромовых, железоникелевых руд)
и стабильно действовать в режиме производства разных типов
чугунов (передельных, литейных, особого качества), ферроспла-
вов, лигатур разного качества.
Весьма перспективно использование доменной печи для про-
изводства попутной продукции, которая может переходить в раз-
ряд основной. Это, к примеру, доменная плавка бокситов, даю-
щая высокоглиноземистые шлаки для получения высококачест-
венного цемента. В будущем часть доменных печей возможно
также использовать для газификации твердого топлива с полу-
чением горючего газа.
В 1990-е годы мировое производство чугуна устойчиво под-
держивалось на уровне 520-540 млн т, а в период 1985-1990 гг.
даже выросло на 32,41 млн т. Весь этот чугун, за исключением
0,3 млн т, полученных на плавильно-восстановительной установ-
ке “Корекс” (ЮАР), выплавлен в доменных печах.
За указанный период в мире остановлены 38 доменных пе-
чей, 37 из которых имели диаметр горна от 4 до 10 м (т. е. это пе-
чи малого и среднего объема). Но одновременно построены 23
доменные печи, 14 из которых имеют диаметр горна 10-15 м -
это печи объемом 2500-4800 м3. Вероятно, дальнейшего замет-
ного роста объема доменных печей ожидать не следует. Причем
это характерно как для стран с традиционно развитой металлур-
гией, так и для интенсивно развивающихся в последнее время.
Почти каждый капитальный ремонт доменных печей за ру-
бежом используют для увеличения их объема. Поскольку модер-
низация печи производится на старом фундаменте, то увеличе-
ние объема ограничивается определенным пределом. Но в лю-
528
бом случае доменные печи оснащаются новой контрольно-изме-
рительной аппаратурой, соответствующей последним техничес-
ким достижениям.
В настоящее время в мире насчитывается 750 доменных печей.
Мировой рекорд удельной производительности доменной пе-
чи равен 2,69 т/(м3-сут). Он достигнут на доменной печи № 2 за-
вода “Ниппон кокан” в Огисиме. Печь имеет объем 4052 м3, су-
точная производительность ее составляет 10 900 т.
Если говорить о достигнутых наилучших показателях по
удельному расходу кокса, то на доменной печи № 4 фирмы “Тис-
сен шталь” среднемесячный расход кокса составляет 338 кг/т чу-
гуна, а на доменной печи № 2 в Дюнкерке (Франция) - 333 кг/т
чугуна. При этом в доменные печи подается пылеугольное топ-
ливо в количестве соответственно 135 и 143 кг/т чугуна.
После распада СССР в России осталась 61 доменная печь с
суммарным полезным объемом 87 373 м3. Средний полезный
объем печи, который является показателем современного уров-
ня доменного производства, составляет в России 1427 м3. Из ука-
занного количества доменных печей России 15 имеют полезный
объем свыше 2000 м3. В России работает крупнейшая доменная
печь мира - это доменная печь АО “Северсталь” (Череповецкий
металлургический комбинат) полезным объемом 5580 м3. Ее су-
точная производительность достигает 12 500 т и выше.
Основное внимание в совершенствовании доменного переде-
ла в мировой практике обращено на следующие меры:
1.	Уменьшение расходов на выплавку чугуна.
2.	Повышение уровня контроля за технологическим процес-
сом.
3.	Внедрение энергосберегающих технологий.
По этим направлениям идет совершенствование доменного
производства и в России. В независимой экспертизе, выполнен-
ной в 1980-е годы сотрудником Токийского института материа-
ловедения Эноми, было указано, что “доменное производство
России находится на наивысшем по мировым стандартам уров-
не”. К сожалению, в годы перестройки доменному производству
России был нанесен определенный ущерб.
В передовых доменных цехах России высокая производи-
тельность печей с относительно низким удельным расходом кок-
са достигается при работе их на комбинированном, высокона-
гретом (до 1270 °C), обогащенном кислородом дутье с одновре-
менной подачей в горн печи природного газа. К примеру, в до-
529
менном цехе Новолипецкого металлургического комбината со-
держание кислорода в дутье достигает 33%, а расход природного
газа составляет 145 м3/т чугуна. Это позволяет получить высо-
кую производительность печи при расходе 390 кг кокса на 1 т чу-
гуна. Достаточно высоких показателей доменной плавки дости-
гает доменный цех ОАО “ММК”, где на ряде печей расход кок-
са составляет 440 кг/т при подаче в печь 100 м3/т чугуна природ-
ного газа при обогащении дутья кислородом до 23-25 %.
Снижение удельного расхода кокса - одна из основных задач
доменного производства. Это связано как с его дефицитом, так и
с высокой стоимостью. В себестоимости чугуна стоимость кокса
занимает около 50 %.
Для снижения расхода кокса при производстве чугуна уже
давно предпринимаются попытки хотя бы частичной его замены
более дешевыми видами топлива, которые подаются в печь че-
рез воздушные фурмы. Такими заменителями могут быть мазут,
природный газ, угольная пыль. Поиски наиболее дешевых энер-
гоносителей привели в 1980-е годы к почти полному отказу от
вдувания в доменные печи мазута. Наиболее вероятно, что в не-
далеком будущем основным видом эжектируемого в печь топли-
ва будет угольная пыль.
В настоящее время 80 % доменных печей Китая работают с
вдуванием угля, расход которого в среднем составляет 60 кг/т чу-
гуна.
На 14 доменных печах Японии (37% от числа действующих)
осуществляется подача пылеугольного топлива с использовани-
ем собственных или усовершенствованных иностранных систем
(американский способ “Перокарб” и способ фирмы “Армко Боб-
кокс энд Виликокс”).
В Западной Европе на 13 доменных печах применяют вдува-
ние угольной пыли в количестве около 150 кг/т чугуна. К изве-
стным системам вдувания пылеугольного топлива в доменные
печи относятся способы фирм “Армко Бобкокс энд Виликокс”,
“Пауль Вурт”, “Кюттнер”, “Макоубер” и “Клекнер”. Работа
этих печей показывает, что в настоящее время возможна замена
примерно 1/3 кокса пылеугольным топливом. Дальнейшее уве-
личение расхода пылеугольного топлива требует как новых кон-
структивных решений ряда узлов системы подачи пыли в фур-
менный очаг, так и решения вопросов, связанных с газодинами-
кой столба шихтовых материалов в доменной печи из-за умень-
шения объема коксовой насадки.
530
Улучшение технико-экономических показателей работы до-
менных печей невозможно без внедрения новых конструктии-
ных решений в устройстве как самих печей, так и вспомогатель-
ного оборудования.
Для обеспечения высокопроизводительной работы доменных
печей и увеличения их кампании в мировой практике расширяет-
ся применение высококачественных огнеупоров и систем охлаж-
дения печей. Все более широко используются карбидкремниевые
(SiC) огнеупоры для футеровки различных зон доменной печи (на
127 печах из 226, действующих в ряде зарубежных стран). Широ-
ко применяются огнеупоры со связкой из нитрида кремния. На
ряде доменных печей распространена комбинированная футе-
ровка из карбидкремниевых и более теплопроводных полугра-
фитовых и графитовых огнеупоров.
Доменные печи большого объема уже не могут использовать
традиционный скиповый подъемник. Печи полезным объемом
свыше 3500 м3 загружаются с помощью конвейерного подъем-
ника. Вследствие громадного объема материальных потоков по-
требовались совершенно новые системы подачи шихты к таким
печам. Так, для загрузки доменной печи ОАО “Северсталь” по-
лезным объемом 5580 м3 требуется принять, складировать и в за-
данном весовом соотношении загрузить в печь в сутки около 600
вагонов железорудных материалов, кокса и разнообразных до-
бавок. Эти материалы могут быть поданы только конвейерной
лентой, имеющей ширину 2 м и скорость 2 м/с. Схемы подачи
шихты в современные доменные печи — это полностью механи-
зированные и автоматизированные системы, исключающие при-
менение ручного труда.
Совершенствуются и загрузочные устройства доменных пе-
чей. Имеются сведения о том, что замена традиционных конус-
ных устройств на бесконусные загрузочные аппараты сопровож-
дается снижением удельного расхода кокса на 60-80 кг/т чугуна.
Это происходит за счет более рационального распределения
шихтовых материалов по сечению колошника и увеличения
вследствие этого степени использования восстановительной и
тепловой энергии газового потока.
Из 750 доменных печей в мире 100 печей (т. е. 13,3 %) обору-
дованы бесконусными засыпными аппаратами. На этих печах
производится примерно 30% выплавляемого чугуна.
В Китае начиная с 1978 г. реконструированы восемь домен-
ных печей с заменой конусных аппаратов на бесконусные.
531
Как на лучших доменных печах России (НЛМК, ЧерМК,
ММК), так и за рубежом управление технологическими процес-
сами осуществляется с применением ЭВМ, в которых собирает-
ся и обрабатывается вся первичная информация, поступающая
от контрольно-измерительной аппаратуры. Выходные данные
представляются на телевизионных экранах, графических дис-
плеях и печатающих устройствах. Доменные печи оснащаются
локальными ЭВМ, в задачи которых входит управление процес-
сами подготовки и загрузки шихты, а также работа воздухона-
гревателей по заранее заданным программам в реальном мас-
штабе времени. Помимо осуществления контроля за технологи-
ческими параметрами доменной плавки на ЭВМ возлагается со-
ставление производственных отчетов и плавильных журналов.
Ряд доменных печей Японии оборудованы четырехуровне-
вой иерархической компьютерной автоматической системой.
В последнее время Южная Корея расширяет производство
чугуна и стали. При строительстве одной из крупнейших домен-
ных печей в этой стране объемом 3800 м3 предполагается осна-
щение ее компьютерной системой управления на базе искусст-
венного интеллекта.
В проводимых в Японии научных исследованиях делается
прогноз развития доменного производства. Согласно этому про-
гнозу, строительство печей объемом свыше 5500 м3 произво-
диться не будет. Для этого имеются весьма веские технические
аргументы, связанные как с подачей шихты на колошник печи,
так и с проблемой, связанной со сжатием и нагревом дутья. Ука-
зывается также, что по мере дальнейшего совершенствования
измерительной техники, систем управления процессом возмож-
на разработка полуавтоматических доменных печей.
19.2.	ВНЕДОМЕННОЕ ПОЛУЧЕНИЕ ЖЕЛЕЗА
Основой современной черной металлургии является домен-
ное производство, достигшее больших успехов. Однако наряду с
традиционным способом получения черных металлов успешно
развиваются и другие направления их производства - методами
бескоксовой металлургии (прямого, внедоменного получения
железа).
С того момента, когда металлурги изобрели способ и научи-
лись перерабатывать чугун в мягкое (ковкое) железо, постепен-
но стало развиваться двухступенчатое (двухстадийное) производ-
532
ство металла, который мы называем теперь сталью. Несмотря
на очевидную алогичность такой схемы металлургического про-
изводства, состоящей из двух противоречащих одна другой сту-
пеней, она успешно развивалась и постепенно полностью заме-
нила прямое одноступенчатое получение железа из руды, кото-
рое существовало на продолжении многих веков. В течение пя-
ти столетий обе ступени двухстадийного процесса непрерывно
совершенствовались. При этом проявились огромные преиму-
щества этого способа по сравнению с непосредственным произ-
водством железа из руды, и заключаются они в следующем. Во-
первых, по двухступенчатой технологии технически можно по-
лучать сталь заданной марки из любого железорудного матери-
ала независимо от содержания в нем пустой породы и вредных
примесей. Качество руды отражается лишь на технико-экономи-
ческих показателях производства. Во-вторых, единичная мощ-
ность агрегатов, используемых в двухступенчатой схеме, вырос-
ла до гигантских масштабов. Суточная производительность со-
временной крупной доменной печи составляет 10-12 тыс. т чугу-
на. Примерно столько же тонн стали в сутки выплавляет один
большегрузный кислородный конвертер. В-третьих, двухступен-
чатый способ обеспечивает сравнительно низкий уровень мате-
риальных и энергетических затрат на производство черных ме-
таллов, что, в свою очередь, обусловило относительно низкую
их стоимость.
Однако, несмотря на высокий технический и экономический
уровень современной черной металлургии, работающей по двух-
ступенчатой схеме, во всем мире в течение многих десятилетий
проявляется значительный интерес к бескоксовой металлургии,
т. е. к прямому внедоменному получению железа. Причем иссле-
дования по разработке технологий прямого получения железа
велись одновременно с развитием двухстадийного способа его
производства.
В мире зарегистрированы сотни патентов на способы полу-
чения железа и стали из руд методами бескоксовой металлургии.
Некоторые из них в последние десятилетия получили широкое
распространение в промышленности. Большое внимание иссле-
дованиям в этом направлении и развитию бескоксовой метал-
лургии уделялось и в нашей стране. В 1950-е годы на Орско-Ха-
лиловском металлургическом заводе был построен кричный цех
для прямого получения природно-легированного металла из же-
лезохромоникелевых бурых железняков. В 1983 г. введен в экс-
533
плуатацию крупнейший в мире Оскольский электрометаллурги-
ческий комбинат (ОЭМК), выпускающий высококачественный
металл по бескоксовой технологии. Проектная мощность ком-
бината по выпуску стали составляет 4,3 млн т в год. В 1999 г. во-
шел в строй завод по производству металлизованных брикетов
на Лебединском горно-обогатительном комбинате. В 2000 г. за-
вод выпустил 1 млн т высококачественного металлизованного
сырья для производства стали, пользующегося большим спросом
как отечественных, так и зарубежных потребителей.
В настоящее время производство стали методами бескоксо-
вой металлургии развивается во все больших масштабах. Первая
стадия переработки железорудного сырья при этом заключается
в его глубокой металлизации с получением губчатого железа,
предназначенного для сталеплавильного передела. Темпы раз-
вития мирового производства губчатого железа значительно
опережают темпы роста выплавки чугуна. Так, выплавка чугуна
увеличилась с 490,42 млн т в 1985 г. до 507,87 млн т в 1991 г.,
т. е. на 3,56 %, а в некоторых развитых странах она снизилась. В
то же время мировое производство губчатого железа, в том чис-
ле и в нашей стране, за этот период возросло в 1,65 раза и в 1999
г. составило 38,59 млн т.
Повышенный интерес металлургов к новым методам полу-
чения железа вызван рядом весьма важных и все обостряющих-
ся проблем традиционной технологии.
1.	Проблема кокса, связанная с ограниченностью запасов
коксующихся углей, ухудшением их качества, удорожанием до-
бычи и переработки. Сюда же относится и вопрос его качества
(прочность, содержание золы и серы), что вызывает ухудшение
технико-экономических показателей доменной плавки.
2.	Необходимость более рационального использования топ-
ливно-энергетических ресурсов, связанная с увеличением в топ-
ливном балансе черной металлургии доли более экономичных
видов топлива - природного газа, нефти, некоксующихся углей
взамен коксующихся.
В мировом энергетическом балансе в последние десятилетия
постоянно снижается доля угля (особенно подземной добычи) и
повышается доля названных более дешевых источников энер-
гии, а также ядерной энергии. В то же время в черной металлур-
гии доля кокса и связанных с ним коксового и доменного газов
составляет более 60 %. Такая диспропорция (наряду с ограничен-
ностью запасов коксующихся углей и ухудшением качества кок-
534
са) делает актуальной проблему разработки новых способов
производства металла из руд, свободных от необходимости ис-
пользования кокса, основанных на применении более доступных
и дешевых видов топлива.
3.	Проблема скрапа и качества металла. Она заключается в
том, что традиционная металлургия постоянно испытывает'де-
фицит скрапа гарантированной чистоты и стабильности химиче-
ского состава, ресурсы которого ограниченны. Использование
металлизованного железорудного сырья в сталеплавильном
производстве, особенно при выплавке качественных сталей, в
определенной степени решает этот весьма важный вопрос.
4.	Проблема маломасштабной металлургии. На основе про-
изводства и переработки в электропечах металлизованного же-
лезорудного сырья возможна организация так называемой мало-
масштабной металлургии (без доменных печей и производства
чугуна) с использованием местных ресурсов сырья и топлива.
Для таких предприятий не нужен кокс, а следовательно, и коксо-
химическое производство. Не нужны доменное производство и
сооружения, необходимые для предприятий с полным металлур-
гическим циклом.
Организация маломасштабной металлургии имеет сущест-
венное значение не только для развивающихся стран и регионов,
но и для промышленно развитых стран. Примером может слу-
жить построенный и успешно работающий в нашей стране Ос-
кольский электрометаллургический комбинат.
5.	Капитальные и эксплуатационные затраты. Экономичес-
кие расчеты свидетельствуют, что капитальные затраты в бес-
коксовые способы производства металла сопоставимы в промы-
шленно развитых странах, а в развивающихся странах, обладаю-
щих запасами природного газа, бескоксовый способ производст-
ва стали предпочтителен по экономическим затратам.
В бывшем СССР при обосновании строительства ОЭМК рас-
четами было установлено, что удельные капиталовложения (да-
же при дорогостоящем импортном оборудовании) на единицу
сортовой заготовки с учетом качества выплавляемого металла
по бескоксовой технологии почти на 20 % ниже капитальных за-
трат при традиционной технологии. Такая же картина получена
при рассмотрении эксплуатационных затрат. При учете качест-
ва продукции расчетная себестоимость бескоксовой стали на
10-15 % ниже обычной стали, полученной в крупных конверте-
рах из чугуна, выплавленного на самых мощных доменных пе-
.535
чах. При увеличении мощности агрегатов металлизации в 3 раза
(с 400 до 1200 т/сут) себестоимость стали и удельные капитало-
вложения уменьшатся примерно на 10 %.
Кроме того, ввод в эксплуатацию завода бескоксовой метал-
лургии требует меньшего времени от начала строительства до
получения первой продукции, что обеспечивает более быстрое
возмещение капитальных вложений.
6.	Проблемы защиты окружающей среды. Металлургичес-
кие заводы выбрасывают большие количества загрязненных
сточных вод, отравляющих водоемы и реки, а воздух вокруг за-
водов на значительном расстоянии загрязнен не только пылью и
сернистыми газами, но и оксидом углерода СО, оксидами азота,
фенолами, альдегидами и другими вредными веществами. Ис-
точником загрязнения атмосферы органическими веществами
на металлургических заводах является коксохимическое произ-
водство. В настоящее время на охрану окружающей среды в раз-
витых странах затрачивается до 15-20 % и более от общих капи-
тальных вложений в черную металлургию.
Кардинальным решением проблемы защиты природной сре-
ды является переход к принципиально новой технологии произ-
водства, резко снижающей или исключающей вредные выбро-
сы. В металлургии такой технологией является бескоксовая тех-
нология производства металла.
Динамика мирового производства губчатого железа за по-
следние 30 лет может быть представлена следующими данными,
млн т/год:
Год.......... 1970	1975	1980	1985	1990	1995	1999
Млн т/год.... 0,79	2,81	7,14	11,17	17,68	30,67	38,59
В 1999 г. в мире работало около 140 различных установок
прямого получения железа. Из них большинство разработанных
процессов и действующих установок основано на использовании
газообразного восстановителя. Это объясняется лучшими разра-
ботанностью и технологичностью процессов, основанных на
восстановлении газами. Кроме того, в регионах большинства
развивающихся (Латинская Америка, Ближний Восток, Азия и
Океания), а также в ряде промышленно развитых стран (Россия,
Канада и др.) имеются значительные ресурсы природного газа,
относительная дешевизна которого делает газовые процессы
более экономичными.
Из всего многообразия существующих в настоящее время
процессов металлизации наиболее широкое применение получи-
536
ли четыре способа, основанных на использовании газообразного
восстановителя. Количество произведенного губчатого железа
на установках этого типа в 1999 г. составляло, млн т:
“Мидрекс” “ХИЛ III” “ХИЛ1” “Фиор”
Количество губчатого
железа, млн т.........25,97
% от общего объема
производства губчатого
железа................ 67,3
7,94	0,87	0,34
20,6	2,3	0,9
Другие
способы
0,54
1,4
Из процессов металлизации, основанных на использовании в
качестве восстановителя твердого топлива, наиболее распрост-
раненным является способ “СЛ-РН”, осуществляемый во враща-
ющихся печах и комбинированных установках. Доля губчатого
железа, полученного этим способом в 1999 г., составила 3,0 % от
общего объема мирового производства (или 1,20 млн т). На дру-
гих установках, работающих с применением твердого восстано-
вителя, произведено 1,73 млн т губчатого железа, что составля-
ет 4,5% от общего объема его производства.
Помимо получения губчатого железа и переплавки его в ста-
леплавильных агрегатах в бескоксовой металлургии имеется це-
лый ряд плавильно-восстановительных процессов, конечным
продуктом которых является жидкий полуфабрикат для произ-
водства стали. Эти процессы можно подразделять на способы с
газификацией твердого топлива и с реакторами, имеющими чу-
гунную ванну.
Процессы с газификацией двухступенчатые: на первой ступе-
ни руда восстанавливается до губчатого железа, а на второй оно
расплавляется и образуется газ-восстановитель за счет газифи-
кации угля кислородом. Примером такой технологии может слу-
жить процесс “Корекс”, который до настоящего времени являет-
ся единственным из ряда разрабатываемых способов плавильно-
восстановительным процессом, применяемым в промышленном
масштабе. Остальные находятся на стадии опытно-промышлен-
ных испытаний и в виде демонстрационных установок. В насто-
ящее время в мире работает пять промышленных установок
“Корекс” производительностью от 0,34 до 1,50 млн т в год. В ка-
честве исходного железорудного сырья используется кусковая
руда или окатыши. Полученный чугун поступает на переработ-
ку в электропечах или в конвертере. Отходящие газы, обладаю-
щие высокой калорийностью и восстановительной способнос-
537
тью, используют либо в качестве топлива в смежных цехах заво-
да и на электростанции, либо в реакторах для получения губча-
того железа.
Важнейшими усовершенствованиями процесса “Корекс” яв-
ляются возможности использования в нем как мелких руд, так и
пылевидных отходов металлургического производства и других
отраслей (например утилизации пластмасс взамен части углеро-
да-восстановителя).
Плавильно-восстановительные процессы с чугунной ванной
находятся еще в экспериментальной стадии. В этом варианте
процесса руду исходную или после ее предварительного восста-
новления подают в расплавленный, иногда кипящий, шлак, рас-
плавляют за счет сжигания в кислороде угля и подвергают окон-
чательному восстановлению. Отходящие газы дожигают с кис-
лородом или воздухом. Их можно использовать и для первично-
го восстановления руды. К такому же классу плавильно-восста-
новительных процессов относится способ “Ромелт”, предложен-
ный и разрабатываемый МИСиС. Процесс испытывается в
опытно-промышленных условиях на Новолипецком металлур-
гическом комбинате.
Несмотря на ограниченное пока распространение, плавильно-
восстановительные процессы, по мнению многих специалистов,
имеют большую перспективу по следующим причинам: 1) некото-
рые из них могут конкурировать с доменными печами по мощно-
сти и выпускаемой продукции; 2) они не требуют предварительно-
го окускования железорудных материалов, т. е. можно обойтись
без “грязных” аглофабрик; 3) используют угли различных марок
(вместо кокса и природного газа); 4) пригодны для утилизации
различных железосодержащих отходов; 5) не предъявляют жест-
ких требований к качеству железорудных материалов.
Перспективы бескоксовой металлургии на ближайший пери-
од связаны прежде всего с производством губчатого железа и
металлизованного сырья, в том числе и для доменной плавки.
Считают, что крупные фирмы за рубежом, располагающие
мощностями по выплавке чугуна, будут увеличивать производи-
тельность доменных печей, в том числе благодаря применению
металлизованного сырья, а фирмы, не располагающие доменны-
ми цехами, будут выплавлять сталь только в электропечах из
губчатого железа и лома. Решение проблемы масштабности и
создание высокопроизводительных агрегатов бескоксовой ме-
таллургии, способных успешно конкурировать с мощными до-
538
менными печами, позволит в будущем ставить вопрос о замене
существующей схемы металлургического производства.
Основным направлением развития бескоксовой металлургии в
нашей стране на ближайшую перспективу, очевидно, является про-
изводство первородной шихты для выплавки на ее основе качест-
венной стали. Это направление уже реализуется на ОЭМК и с пус-
ком завода металлизованных брикетов на Лебединском ГОКе.
С глубокой металлизацией и разделительной восстановитель-
ной плавкой связано и большинство методов пирометаллургиче-
ской переработки комплексного железорудного сырья. Это на-
правление наиболее актуально для металлургии Урала, железо-
рудная база которого на 97,5 % представлена комплексными ру-
дами, содержащими наряду с железом ванадий, титан, хром, ни-
кель, кобальт, медь, глинозем и другие полезные компоненты. В
настоящее время найдены технологические решения пирометал-
лургической переработки характерных для Урала полиметалли-
ческих комплексных руд. Эти решения обеспечивают высокую
полноту извлечений железа, в которое переходят содержащиеся
в руде ценные примеси (ванадий, никель, хром). Хвосты или шлак
после отделения восстановленного железа пригодны для извле-
чения диоксида титана и глинозема. Реализация этих технологий
позволит решить проблему дефицита железорудного сырья для
уральской металлургии, обеспечит ее легирующими элементами,
а другие отрасли промышленности ценным сырьем для производ-
ства титана, его пигментного диоксида и глинозема.
По мнению японских специалистов, время технического пе-
ревооружения металлургической промышленности за счет заме-
ны современных доменных печей на процессы бескоксовой ме-
таллургии еще не наступило. Современные доменные печи име-
ют высокий технический уровень. Управление процессом в них
детально отработано, а суммарный расход энергии (около
17,5 ГДж/т чугуна) очень низок; такие показатели в процессах
бескоксовой плавки еще не достигнуты.
Поскольку мировой объем производства передельного чугу-
на практически не растет, а во многих странах даже снижается,
применение новых процессов в крупных масштабах будет оправ-
дано только тогда, когда теперешние современные доменные
печи потребуют замены по истечении срока амортизации. Дру-
гими словами, развивать новые способы производства чугуна па-
раллельно с действующими доменными печами в условиях сни-
жения объема его производства нецелесообразно. Заменять до-
менные печи можно только по мере выхода их из строя.
II СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Металлургия чугуна / Е. Ф. Вегман, А. Н. Похвиснев, Б. Н. Жеребин и др.
М.: Металлургия, 1989. 512 с.
2.	Шпарбер Л. Я. Металлургия железа и чугуна. Справочное изд. В 2-х
кн. Кн. 1. Тула: АССОД, 1996.416 с.
3.	Любан А. П. Анализ явлений доменного процесса. М.: Металлургиз-
дат, 1955.472 с.
4.	Воскобойников В. Г., Кудрин В. А., Якушев А. М. Общая
металлургия. М.: Металлургия, 1985.480 с.
5.	Ефименко Г. Г., Гиммельфарб А. А., Левченко В. Е. Ме-
таллургия чугуна. Киев: Вища школа, 1981.496 с.
6.	Готлиб А. Д. Доменный процесс. М.: Металлургия, 1966.462 с.
7.	Рамм А. Н. Современный доменный процесс. М.: Металлургия, 1980.
304 с.
8.	Доменное производство. Справочник в 2-х т. Т. 1 / И. Д. Б ал он, Е. Ф. Вег-
ман, Г. А. Воловик и др. М.: Металлургия, 1989. 496 с.
9.	Тарасов В. П. Газодинамика доменного процесса. М.: Металлургия,
1982.222 с.
10.	Воскобойников В. Г., Дунаев Н. Е., Михалевич А. Г.
Свойства жидких доменных шлаков. М.: Металлургия, 1975.184 с.
11.	Стефанович М. А. Анализ хода доменного процесса. М.: Металлур-
гия, 1960. 286 с.
12.	Жеребин Б. Н. Практика ведения доменной печи. М.: Металлургия,
1980.248 с.
13.	Остроухое М. Я., Шпарбер Л. Я. Справочник мастера-доменщи-
ка. М.: Металлургия, 1977. 304 с.
14.	Волков Ю. П., Шпарбер Л. Я., Гусаров А. К. Технолог-до-
менщик: Справочник. М.: Металлургия, 1986. 262 с.
15.	Остроухое М. Я. Процесс шлакообразования в доменной печи. М.:
Металлургиздат, 1963. 224 с.
16.	Куликов И. С. Десульфурация чугуна. М.: Металлургия, 1966. 318 с.
17.	Развитие бескоксовой металлургии / Под ред. Н. А.Тулина, К. Майера. М.:
Металлургия, 1987. 328 с.
18.	Гиммельфарб А. И., Неменов А. М., Тарасов Б. Е. Метал-
лизация и электроплавка железорудного сырья. М.: Металлургия, 1981.
152 с.
19.	Юсфин Ю. С., Даньшин В. В., Пашков Н. Ф., Питателев В. А.
Теория металлизации железорудного сырья. М.: Металлургия, 1982.256 с.
20.	Князев В. Ф., Гиммельфарб А. И., Неменов А. М. Бескок-
совая металлургия железа. М.: Металлургия, 1972. 272 с.
21.	Технологические расчеты процессов пирометаллургической переработки
руд / Н. С. Шумаков, Л. И. Леонтьев, А. В. Малыгин, С. Г. Майзель. Ека-
теринбург: Изд-во УрО РАН, 1998.90 с.
540
22.	Шпарбер Л. Я. Металлургия железа и чугуна. Справочное изд. В 2-х
кн. Кн. 2. Тула: АССОД, 1996.368 с.
23.	Юсфин Ю. С., Гиммельфарб А. И., Пашков Н. Ф. Новые
процессы получения металла (металлургия железа). М.: Металлургия,
1994. 320 с.
24.	Леонтьев Л. И., Ватолин Н. А., Шаврин С. В., Шума-
ков Н.С. Пирометаллургическая переработка комплексных руд. М.:
Металлургия, 1997.432 с.
25.	Справочник проектировщика автоматизированных систем управления
технологическими процессами / Г. Л. Смилянский, Л. 3. Амлинский,
В. Я. Баранов и др.; Под ред. Г. Л. Смилянского. М.: Машиностроение,
1983. 527 с.
26.	Товаровский И. Г., Райх Е. И., Шкодин К. К., Улахович В. А.
Применение математических методов и ЭВМ для анализа и управления до-
менным процессом. М: Металлургия, 1978.264 с.
27.	Информационные системы в металлургии: Учебник для вузов / Н. А. Спи-
рин, Ю. В. Ипатов, В. И. Лобанов и др. Екатеринбург: Уральский государ-
ственный технический университет - УПИ, 2001. 617 с.
|| ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ............................................... 3
Раздел I. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА ДОМЕННОГО
ПРОИЗВОДСТВА........................................... 5
Глава 1. История металлургии железа.................... 7
1.1.	Значение и роль черных металлов................... 7
1.2.	Возникновение и развитие металлургии чугуна....... 8
1.3.	Развитие производства чугуна в нашей стране........ 19
1.4.	Развитие теории и технологии доменной плавки..... 22
Глава 2. Характеристика современного доменного производства 26
2.1. Схема доменного процесса и доменного производства....	26
2.2. Чугуны, выплавляемые в доменных печах............ 32
Раздел II. ДОМЕННЫЙ ПРОЦЕСС........................... 39
Глава 3. Испарение влаги шихты, разложение гидратов и кар-
бонатов ............................................... 41
3.1.	Испарение влаги шихты............................ 41
3.2.	Разложение гидратов и гидратной влаги............ 43
3.3.	Разложение карбонатов в доменной печи............ 45
3.4.	Поведение щелочных металлов в доменной печи....	55
Глава 4. Восстановительные процессы в доменной печи.	57
4.1.	Общие закономерности восстановления оксидов железа
в доменной печи....................................... 59
4.2.	Восстановление оксидов железа монооксидом углерода СО 61
4.3.	Восстановление оксидов железа водородом.......... 67
4.4.	Восстановление оксидов железа углеродом.......... 71
4.5.	Механизм и кинетика восстановления оксидов железа газами 74
4.6.	Роль прямого и косвенного восстановления железа в до-
менных печах.......................................... 89
4.7.	Факторы, влияющие на развитие косвенного восстановле-
ния в доменных печах. Интенсификация восстановительных
процессов............................................ 100
4.8.	Показатели, характеризующие использование восстанови-
тельной способности газа в доменной печи............. 113
542
4.9.	Восстановление марганца и способы регулирования степе-
ни его перехода в чугун............................... 114
4.10.	Восстановление кремния в доменных печах......... 118
4.11.	Восстановление фосфора.......................... 125
4.12.	Восстановление других элементов и способы регулирова-
ния содержания их в чугуне............................ 127
Глава 5. Образование чугуна и шлака................... 134
5.1.	Науглероживание железа и образование чугуна.....	134
5.2.	Значение шлаков в доменной плавке и механизм их образо-
вания.................................................... 139
5.3.	Состав и свойства шлаков........................... 165
5.4.	Строение силикатных шлаковых расплавов............. 182
5.5.	Влияние шлаков на ход доменной плавки.............. 187
Глава 6. Десульфурация чугуна............................ 191
6.1. Поведение серы в доменной печи и условия десульфурации
чугуна............................................. 191
6.2.	Внедоменная десульфурация чугуна................... 200
Глава 7. Горение топлива и тепловая работа доменной печи ..	206
7.1.	Процесс горения топлива, состав и температура горновых
газов.................................................... 206
7.2.	Факторы, определяющие размеры зон горения.......	217
7.3.	Теплообмен в доменной печи......................... 221
7.4.	Изменение количества и состава газа по высоте доменной
печи..................................................... 234
7.5.	Тепловой баланс доменной плавки.................... 244
7.6.	Зональные тепловые балансы доменных печей.......	254
Глава 8. Движение газов и шихты в доменной печи....... 260
8.1.	Причины движения газа и шихты в доменной печи. Факто-
ры, определяющие скорости их движения................. 260
8.2.	Движение шихтовых материалов в доменных печах...	264
8.3.	Распределение материалов по сечению печи в процессе за-
грузки ............................................... 267
8.4.	Перераспределение материалов при их опускании в печи 271
8.5.	Особенности движения материалов в верхней части печи 273
8.6.	Движение газов в доменной печи............... 274
8.7.	Условия ровного схода шихты в доменной печи.....	278
8.8.	Распределение материалов и газов по сечению доменной - . .
печи..................................................... 283
8.9.	Распределение материалов по окружности колошника ..	291
Глава 9. Методы интенсификации доменной плавки........... 295
9.1.	Повышение газопроницаемости шихтовых	материалов..	296
9.2.	Повышение давления газа в рабочем пространстве домен-
ной печи................................................. 299
9.3.	Нагрев дутья и его значение........................ 301
542
9.4.	Обогащение дутья кислородом..................... 311
9.5.	Увлажнение дутья................................ 316
9.6.	Вдувание в горн природного газа и других заменителей
кокса................................................ 320
9.7.	Комбинированное дутье........................... 330
9.8.	Использование горячих восстановительных газов...	333
9.9.	Использование в доменной плавке предварительно метал-
лизованных железорудных материалов................... 338
Глава 10. Расчет доменной шихты....................... 345
10.1.	Исходные данные для расчета..................... 346
10.2.	Алгоритм расчета доменной шихты................. 347
10.3.	Определение состава чугуна...................... 355
10.4.	Определение выхода и состава шлака.............. 357
10.5.	Расчет удельного расхода дутья, выхода и состава колош-
никового газа........................................ 361
10.6.	Материальный баланс доменной плавки............. 367
10.7.	Тепловой баланс доменной плавки................. 368
Глава 11. Математическое моделирование доменного процесса 376
11.1.	Доменная печь как объект управления............. 376
11.2.	Краткая история развития расчетных методов...... 379
11.3.	Цели и задачи, решаемые математическими моделями ..	387
11.4.	Классификация моделей........................... 388
11.5.	Основы моделирования............................ 390
11.6.	Пример построения математической модели доменного
процесса............................................. 400
Раздел III. ТЕХНОЛОГИЯ ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ................	427
Глава 12. Шихтовые материалы доменной плавки, их приемка
и контроль............................................ 430
12.1. Технологические свойства кокса.................. 430
12.2. Качество железорудного сырья.................... 432
Глава 13. Задувка доменных печей...................... 436
13.1.	Сушка воздухонагревателей и доменной печи....... 437
13.2.	Задувочная шихта и другие параметры задувки.....	438
13.3.	Подготовка доменной печи к задувке и ее задувка.	440
13.4.	Раздувочный период.............................. 446
Глава 14. Нормальная работа доменной печи............. 451
14.1.	Способы наблюдения за ходом плавки.............. 452
14.2.	Параметры, характеризующие тепловое состояние домен-
ной печи............................................. 454
14.3.	Показатели, характеризующие сход шихты в печи...	456
14.4.	Показатели, характеризующие устойчивость распределе-
ния газового потока по сечению печи.................. 457
14.5.	Показания контрольно-измерительных приборов при нор-
мальном ходе доменной плавки......................... 458
544
Глава 15. Расстройства хода доменной плавки, их предупрежде-
ние и устранение........................................... 463
15.1.	Нарушение устойчивости газового потока в печи...	463
15.2.	Нарушения теплового состояния доменной плавки...	472
15.3.	Нарушение ровного схода шихты в доменной печи...	478
15.4.	Загромождение горна доменной печи.................... 484
15.5.	Образование настылей в доменной печи и их предупреж-
дение................................................. 485
15.6.	Особенности работы доменной печи при сокращенном
расходе дутья......................................... 488
15.7.	Аварии и повреждения конструкций доменных печей ...	490
Глава 16. Обслуживание доменной печи....................... 497
16.1.	Выпуск чугуна и шлака................................ 497
16.2.	Наблюдение за охлаждающими устройствами и смена их 499
16.3.	Остановки доменной печи.............................. 501
Глава 17. Ремонты и выдувка доменных печей................. 506
17.1.	Необходимость и система планово-предупредительных
ремонтов доменных печей............................... 506
17.2.	Классификация ремонтов............................... 508
17.3.	Выдувка доменной печи................................ 511
17.4.	Выпуск жидкого чугуна из лещади...................... 513
17.5.	Режим выдувки........................................ 515
Глава 18. Технико-экономические показатели доменной плавки.	517
18.1. Производительность доменной печи и расход кокса.	517
18.2. Себестоимость чугуна................................. 523
Глава 19. Перспективы развития металлургии железа.....	527
19.1. Состояние доменного производства и перспективы его
развития......................................... 527
19.2. Внедоменное получение железа......................... 532
Список литературы.......................................... 540
Научное издание
Андрей Николаевич Дмитриев
Николай Сергеевич Шумаков
Леопольд Игоревич Леонтьев
Олег Павлович О нории
ОСНОВЫ ТЕОРИИ И ТЕХНОЛОГИИ ДОМЕННОЙ ПЛАВКИ
Рекомендовано к изданию Ученым советом
ГУ Институт металлургии
и НИСО УрО РАН
ЛР № 020764 от 24.04.98 г.
Редактор А. И. Пономарева
Технический редактор Е. М. Бородулина
Корректор Н. В. Каткова
Компьютерная верстка А. В. Романовой
НИСО УрО РАН № 13(05)-156. Сдано в набор 02.08.05.
Подписано в печать 20.12.05. Формат 60x84 1/16. Бумага
типографская. Печать офсетная. Гарнитура Таймс.
Усл. печ. л. 34,25. Уч.-изд. л. 35. Тираж 240. Заказ 120.
620016, Екатеринбург, ул. Амундсена, 101.
Институт металлургии УрО PAI I.
Типография “Уральский центр академического обслуживания”.
620219, Екатеринбург, ул. Первомайская, 91.