Металлургическая и горнорудная промышленность 2010 №2

Подождите немного. Документ загружается.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



201

ТЕПЛОТЕХНИКА

вдвое (с 10 до 20 кг/с торкрет-массы) при переводе

160-т конвертеров на «вертикальное» торкретирова-

ние [5] привело к увеличению температуры торкре-

тирования [2] почти на 100 °С и к соответствующему

повышению стойкости торкрет-покрытия приблизи-

тельно в полтора раза. В то же время, при изменении

торкретируемой поверхности футеровки вдвое (пере-

ход повсеместного торкретирования на по

дварку цап-

фенных зон) качество торкретирования осталось не-

изменным, что объясняется постоянством теплового

кпд в зависимости от изменения площади (рис. 3).

Выводы

Технология факельного торкретирования конвер-

теров огнеупорно-углеродистыми смесями теплотех-

нически более целесообразна по сравнению с нагре-

вом огнеупорных частиц в факеле. Улучшению па-

раметров торкретирования способствует увеличение

производительности установок.

Библиографический список

1. Т

епловой баланс конвертерной плавки при фа-

кельном торкретировании футеровки массами на

основе СаО / П.С. Харлашин, Т.М. Чаудри, Ю.В.

Хрипач и др. // Тр. III Междунар. научн.-практ.

конф. «Металлургическая теплотехника: история,

современное состояние, будущее». - 2008. – С.

614-616.

2. Исследование температуры факела при тор-

кретировании футеровки конвертеров / О.Н. Че-

мерис, И.А. Юзе

фовский, Г.М. Люкимсон и др. //

Металлург. – 1973. – № 6. – С. 19-20.

3. Исследование процессов теплообмена при фа-

кельном торкретировании конвертеров / А.В. Ла-

кунцов, О.Н. Чемерис // Изв. вузов. Чёрная метал-

лургия. – 1978. – № 6. – С. 36-39.

4. Методика расчета параметров газодисперс-

ного потока в торкрет-фурме / П.С. Харлашин,

Н.О. Чемерис // Вiсник Приаз

овського державно-

го технiчного унiверситету. – 2007. – № 17. – С.

56-60.

5. Факельное торкретирование конвертеров в вер-

тикальном положении /О.Н. Чемерис, А.В. Ла-

кунцов, В.М. Червоненко // Металлург. – 1977. –

№ 12. – С. 25-26.

Поступила 30.11.2009

УДК 532.525.6

Гичёв Ю.А. /д.т.н./, Перцевой В.А. /к.т.н./

НМетАУ

Тепловые и газодинамические режимы эксплуатации устройств

струйной отсечки шлака

Представлено обобщение экспериментальных и теоретических исследований тепловых,

газодинамических и эксплуатационных режимов функционирования системы газодинамической

отсечки шлака. Применительно к разработанным устройствам газодинамической отсечки

приведены результаты исследования запирающих свойств газовой струи и диссипации ее энергии

в процессе отсечки. Ил. 5. Табл. 1. Библиогр.: 5 назв.

Ключевые слова: газодинамическая отсечка шлака, диапазон характеристик струи, режимы

эксплуатации, время срабатыв

ания системы, диссипация энергии.

Experimental and theoretical investigations of thermal, gas-dynamic and operating conditions of gas-

dynamic slag cut-off system operation are generalized. Results of investigation of gas jet locking properties

and its energy dissipation in cut-off process as applied to developed devices of gas-dynamic cut-off are given.

Keywords: gas-dynamic slag cut-off, range of jet characteristics, operation conditions, system operating

time, dissipation of energy

Наука

Гичёв Ю.А., Перцевой В.А., 2010 г.

Эффективная отсечка шлака от металла при вы-

пуске плавки из конвертера способствует снижению

энерго- и материалоемкости производства стали и по-

вышает ее качество. В настоящее время существует

ряд способов отсечки шлака, среди которых преиму-

щество имеет газодинамический способ отсечки бла-

годаря быстродействию, отсутствию быстроизнаши-

вающихся элементов, а также компактности оборудо-

вания. Эк

сплуатационные характеристики известных

способов газодинамической отсечки базируются пре-

имущественно на экспериментальных исследовани-

ях. Теоретические основы применения газовой струи

для отсечки шлакового расплава практически отсут-

ствуют.

В работе [1] проведено исследование влияния гео-

метрических и энергетических характеристик импакт-

ной газовой струи и процесса ее теплообмена с распла-

вом шлака, а также режимов взаимодействия ст

руи с

потоком жидкости на эффективное функционирование

системы газодинамической отсечки шлака.

На основании расчетных и экспериментальных

исследований, а также анализа конструктивных и экс-

плуатационных характеристик известных устройств

отделения стали от шлака, разработаны технические

решения и технология отделения стали от шлака.

Приоритетными критериями при разработке системы

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



202

ТЕПЛОТЕХНИКА

газодинамической отсечки шлака являлись:

- надежная работа устройства при изменении ге-

ометрии сталевыпускного отверстия в процессе экс-

плуатации;

- защита соплового аппарата от термического воз-

действия расплавов стали и шлака;

- максимальная эффективность использования

энергии струи газа при минимальных значениях ее

характеристик (скорость, давление).

Авторами разработан ряд технических решений

для газодинамической отсечки шлака [2]. О

дин из ва-

риантов (рис. 1) предполагает размещение устрой-

ства непосредственно в летке конвертера.

Для этого летка оборудована футерованным на-

садком, который жестко прикреплен к торцу летки

с возможностью периодической замены устройства,

например, в период перефутеровки конвертера. Соп-

ла для подачи запирающего газа выполнены наклон-

ными к оси сталевыпускного отверстия и равно

мер-

но размещены по периметру сечения сталевыпускно-

го отверстия.

В период появления шлака во входном торце ста-

левыпускного отверстия включается система подачи

запирающего газа, что обеспечивает необходимое для

запирания шлака давление в полости сталевыпускно-

го отверстия конвертера.

На рис. 2 устройство для отсечки шлака разме-

щено на поворотном рычаге, оборудованным при-

водом для пов

орота устройства, который смонтиро-

ван на корпусе кожуха конвертера. В момент появле-

ния шлака осуществляется поворот рычага и стыков-

ка насадка с наружным торцом сталевыпускного от-

верстия, что, после подачи газа через сопло, приводит

к запиранию шлака внутри конвертера.

На рис. 3 приведено устройство для отсечки шла-

ка, работающее в к

омбинации с разделительным ков-

шом. Сталь вместе со шлаком выпускается в проме-

жуточную емкость, где происходит гравитационное

расслоение расплава на сталь и шлак, а затем выпуск

стали [2]. В момент появления шлака в выпускном от-

верстии разделительного ковша включается сопловой

аппарат, который подводится к выпускному отвер-

стию скользящим приводом. Привод обеспечивает

стыковку уст

ройства с выпускным отверстием в мо-

мент появления шлака и расстыковку устройства по-

сле заглушивания отверстия стопором.

Анализ литературных источников показывает, что

в известных устройствах газодинамической отсечки

шлака диапазон эффективных тепловых и газодина-

мических режимов эксплуатации определялся исклю-

чительно экспериментальным путем. При таком под-

ходе отсутствует теоретическое обоснование:

- геометрических характеристик газ

овой струи,

необходимых для стабилизации давления газа, исте-

кающего из сопла;

- изменения запирающих свойств газовой струи в

процессе отсечки;

- влияния теплообмена между газом и расплавом

шлака, т.е. нагрев холодной газовой струи при взаи-

модействии ее со шлаком, на изменение газодинами-

ческих параметров струи и надежность эксплуатации

устройства;

- влияния х

арактеристик газовой струи на время

срабатывания системы отсечки шлака.

По результатам комплекса выполненных автора-

ми исследований [1] режим запирания шлака в летке

Рис. 1. Размещение устройства для отсечки шлака в стале-

выпускном отверстии конвертера: 1 - футерованный наса-

док; 2 - конвертер; 3 - сопла; 4, 5 - коллекторы газа; 6, 7 - газо-

подводящие каналы; 8 - пористая вставка

ɭ ɪ ɪɪ

Рис. 2. Размещение устройства для отсечки шлака на пово-

ротном рычаге: 1 - опорный блок; 2 - корпус конвертера; 3 -

летка; 4 - пневмоцилиндр; 5 - рычаг; 6 - сопло; 7 - насадок; 8, 9,

10, 11 - подвод нейтрального газа

Рис. 3. Устройство для отсечки шлака в комбинации с раз-

делительным ковшом: 1 - промежуточная емкость; 2 - стале-

выпускной канал; 3 - конвертер; 4 - заглушка; 5 - привод заглуш-

ки; 6 - отсечной узел; 7 - сопловой аппарат; 8 - привод отсечно-

го узла

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



203

ТЕПЛОТЕХНИКА

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

1234

ɤȼɬ

,ȿ

ɦ3,0Ⱦ

ɦɦ60d

ɦɦ70d

ɦɦ80d

3 2

Рис. 4. Изменение энергии газовой струи при фронталь-

ном натекании на тупиковый канал: 1…4 на оси абсцисс

графиков-точки расчета энергии газовой струи

500

1000

1500

000

12345

ɤȼɬ

,ȿ

ɦ3,0Ⱦ

ɦɦ60d

ɦɦ70d

ɦɦ80d

Рис. 5. Изменение энергии газовой струи при натекании на

тупиковый канал под углом φ = 45°: 1…5 - на оси абсцисс

графиков-точки расчета энергии газовой струи; –––––––– - ки-

нетическая энергия струи; –– –– –– - потенциальная энергия

струи

конвертера обеспечивается при характеристиках соп-

ла и струи, представленных в таблице.

Изменение энергии газовой струи в процессе ее

натекания на летку конвертера выполнено в соответ-

ствии с характеристиками, представленными в табли-

це, с использованием экспериментальных данных,

полученных авторами.

На основании законов сохранения и баланса энер-

гии, распределение энергии в единице массы газа

описыв

ается уравнениями:

- кинетическая энергия струи

кг

Е G

кг

Е G

(1, 2)

- потенциальная энергия струи

ст

пг

Е G





ст

пг

Е G





, (3, 4)

где

- скорость истечения струи из сопла и

скорость струи в тупиковом канале соответственно,

м/с;

0ст

ст

- давление газа на срезе сопла и дав-

ление газа на внутреннюю поверхность канала соот-

ветственно, Па;



- плотность газа на срезе соп-

ла и плотность газа в канале соответственно,

кг м

;

- массовый расход газа через сопло, кг/с.

Результаты расчета диссипации энергии пред-

ставлены на рис. 4, 5, из которых следует, что мак-

симум диссипации энергии наблюдается в свобод-

ной струе газа и составляет 70÷80 % энергии струи

на срезе сопла. В объеме тупикового канала диссипа-

ция энергии импактной струи не превышает 40 % от

энергии струи, поступающей в т

упиковый канал.

Наряду с энергетическими и геометрическими

характеристиками газовой струи, одним из основ-

ных факторов, влияющих на эффективность работы

системы газодинамической отсечки шлака, является

Таблица. Эксплуатационные газодинамические и геометрические характеристики струи в

устройствах газодинамической отсечки

Диаметр летки конвертера

(

конв

), м

Диаметр выходного

сечения сопла (

), м

Давление газа перед соплом (

), МПа, при углах

натекания струи (

φ)



















12345

0,175

0,08 0,82 0,59 0,50

0,07 0,98 0,62 0,63

0,06 1,24 0,67 1,02

0,180

0,08 0,86 0,61 0,52

0,07 1,01 0,64 0,68

0,06 1,29 0,69 1,08

0,200

0,08 0,97 0,64 0,62

0,07 1,19 0,67 0,94

0,06 1,58 0,73 1,52

0,250

0,08 1,37 0,70 0,64

0,07 1,86 0,76 0,96

0,06 2,65 0,85 1,83

0,300

0,08 2,05 0,78 0,92

0,07 2,89 0,87 1,57

0,06 4,39 1,07 2,84

время ее срабатывания, т.е. есть время, проходящее

от момента появления сигнала для включения систе-

мы до момента запирания шлака в летке конвертера.

Устройство газодинамической отсечки шлака по-

мимо соплового аппарата содержит также пневмо-

систему, которая питает привод соплового аппарата,

служащего для регулирования расстояния между со-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



204

ТЕПЛОТЕХНИКА

плом и сталевыпускным отверстием летки конверте-

ра. Таким образом, время срабатывания системы от-

сечки шлака состоит из времени, необходимого для

установки соплового аппарата в рабочее положение

(

пс



), и времени запирания газовой струей расплава

шлака в летке конвертера (



зап п с г





, (5)

В соответствии с расчетами, при характеристиках

устройства, приведенных в таблице, время установки

соплового аппарата (

пс



) составляет до 0,9 с, а время

запирания шлака газовой струей в летке (



) для кон-

вертеров емкостью

50 350

т составляет

0,1 0,6

с.

Таким образом, время срабатывания системы от-

сечки шлака находится в пределах

1, 0 1, 5с

Библиографический список

1. Гичёв Ю.А., Перцевой В.А. Моделирование га-

зодинамической отсечки шлака, обеспечивающей

энерго- и ресурсосбережение при выпуске плав-

ки // Металлург. и горноруд. пром-сть. - 2007. -

№ 4. - С. 84-87.

2. Пат. 37729 Україна, МПК (2006) С 21 В 7/14,

F 27 D 3/00. Пристрій для випуску металу з кон-

вертера і відсічення шлаку / Гічов Ю.О., Бичков

С.В., Малик О.О., Ж

аворонков Ю.І., Перцевий

В.О.; власник Національна металургійна акаде-

мія України.- № u 2008 07571; заявл. 02.06.2008;

опубл. 10.12.2008, Бюл. № 23.

Поступила 11.11.2009

УДК 662.957

Сысоева Т.Е., Абраменков Ю.Я. /к.т.н./

НМетАУ

Анализ работы топливосжигающих устройств

секционной печи

В данной работе проведен теоретический анализ работы горелок типа ГНП, исследована

аэродинамика процесса организации факела в рабочем про-странстве секционной печи с целью

определения степени влияния ее на характер теплообмена. Ил. 6. Табл. 1. Библиогр.: 6 назв.

Ключевые слова: печь, горелка, газовое сопло, глубина проникновения, дальнобойность,

диаметр струи, горелочный туннель, длина факела

Theoretical analysis of GNP-type burner operation was carried out in present work, aerodynamics of ﬂ ame

in sectional heater body was investigated in order to deﬁ

ne extent of its effect on heat exchange pattern.

Keywords: furnace, burner, gas nozzle, depth of penetration, maximum range, jet diameter, burner

tunnel, ﬂ ame level

Наука

Сысоева Т.Е., Абраменков Ю.Я., 2010 г.

Введение

В настоящее время секционные печи отаплива-

ются, в основном, природным газом, который сжига-

ется с помощью горелок низкого давления типа ГНП

с принудительной подачей воздуха. В зонах нагрева

секционной печи, в большинстве случаев, установле-

ны горелки типа ГНП-8 и ГНП-6, в зонах выдержки

горелки типа ГНП-4, ГНП-2.

Работа горелок и организация фак

ельного про-

цесса в рабочем пространстве секционной печи на-

прямую связана не только с качеством нагреваемого

металла, но и с количеством сжигаемого природного

газа, стоимость которого существенно влияет на се-

бестоимость готовой продукции.

Описание объекта исследования и постановка

задачи

В качестве объекта исследования были выбра-

ны секционные печи № 1, 2 термического участ-

ка т

рубопрокатного цеха № 4 ОАО «ИНТЕРПАЙП

НТЗ» (ТПЦ-Н), выполненные по проекту ГП «Ук-

ргипромез», которые предназначены для нагре-

ва труб из углеродистых и легированных марок ста-

ли под закалку и отпуск. Выбор объектов исследо-

вания объясняется тем, что имеется достаточное ко-

личество практических данных по работе этих пе-

чей. Раз

мер нагреваемых труб: наружный диаметр

139-325 мм, толщина стенки 7,9-12,7 мм, длина 10-

13 м. Среднечасовая производительность печи со-

ставляет 19,65 т/ч. Температура нагрева труб под за-

калку 860-910 °С, под отпуск 520-540 °С. Секционная

печь (№№ 1, 2) состоит из 20 секций. Общая длина

печи по кладке 42,47 м, длина секции 1,62 м, ширина

секции по кладке 1,16 м, внутренний диаметр в св

ету

0,928 м. Продвижение труб вдоль печи осуществля-

ется с помощью колесного (или роликового) рольган-

га. По тепловому режиму печь разделена на 4 само-

стоятельно регулируемые зоны по 5 секций в каждой.

Печь отапливается природным газом с помощью го-

релок типа ГНП-8, ГНП-6 (ГНП-4). В каждой секции

установлено по две горелки, всего 40 г

орелок на печь.

Воздух подогревается в трубчатых петлевых метал-

лических рекуператорах ~ до 150 °C, которые уста-

новлены по одному на каждую зону (всего 4 рекупе-

ратора). Продукты горения собираются через дымо-

пады в общий дымоход каждой зоны печи и удаляют-

ся через две металлические трубы высотой 30 м.

В работе поставлена задача проанализировать ра-

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



205

ТЕПЛОТЕХНИКА

боту горелок типа ГНП с целью определения степени

влияния ее на характер теплообмена в рабочем про-

странстве секционной печи. Для этого были рассчи-

таны основные параметры газовых струй, смесеобра-

зования, качество смешения газового и воздушного

потоков; определена длина турбулентного факела.

Анализ работы газогорелочных устройств сек-

ционных термических печей

Горелка типа ГНП состоит из лит

ого корпуса, со-

плового устройства газа и воздуха и крепится на го-

релочной плите печи; имеет центральную подачу газа

через многосопловой наконечник, в котором поток

газа, разбиваясь на мелкие струи, истекает через n

сопловых отверстий и подается под углом



к оси

горелки (



= 45°). Газовые сопла расположены с ша-

гом s/d , где s – расстояние между осями сопел по кру-

гу; d – диаметр сопла для газа. Улучшения смешива-

ния газа и воздуха добиваются путем установки ло-

паток (завихрителя) на сопловом наконечнике под

углом



к оси горелки на пути воздуха (для горелок

этого типа



= 30°).

Основные размеры горелок типа ГНП были взяты

из [1], дополнительные геометрические размеры по-

лучены из чертежей или определены в соответствии

с геометрией основных параметров горелки и пред-

ставлены в таблице.

В работе исследовалось истечение газа через ци-

линдрическое отверстие (т.к.

/ d



> 0,5, таблица, где



– толщина стенки газовой трубы) в поперечно дви-

жущемся закрученном потоке воздуха при разных

температурах подогрева воздуха согласно [2, 3, 4]. В

результате анализа расчетов внесены предложения по

улучшению качества смешивания газового и воздуш-

ного потоков для этих горелок.

В горелках с принудительной подачей воздуха

характер движения потока остается неизменным во

всех режимах их работы при про

чих равных услови-

ях [2], поэтому все расчеты были сделаны для макси-

мального расхода газа горелок.

Для теоретического анализа работы горелок были

взяты такие исходные данные: максимальный рас-

ход газа для каждого номера ГНП (таблица), дей-

ствительный расход воздуха

= 10,7 м

/ м

, коэф-

фициент расхода воздуха 1,1, плотность газа

.0г



0,723 кг/м

, плотность воздуха

.0в



= 1,293 кг/м

(при

н. у.), три значения температуры подогрева возду-

ха 0 °С, 250 °С, 500 °С, t

= 0 °С.

Среднерасходная скорость воздуха в закрученном

потоке

.в t



согласно [2] рассчитывалась по формуле

(результаты расчета представлены в таблице

sin

в t





, (1)

где



– угол подъема воздушного потока по спи-

рали (для ГНП



= (90 –



) = 60°),

.в t

– действи-

тельная среднерасходная скорость воздушного пото-

ка (без учета закручивания).

Интенсивность крутки воздушного потока n для

осевого (аксиального) лопаточного завихрителя рас-

считывалась по формулам из работ [2, 3]

[2]

4tan

гнар













, (2)

где D – диаметр устья горелки, мм, (D = D

cм

);



[3]

tan

гнар









 





, (3)

где D – диаметр цилиндрического канала, мм,

(D = D

воз

Для анализа развития струй газа в поперечном по-

токе воздуха рассматривались две методики расчета

[2, 3], в которых исследовались сходные условия ра-

боты горелки и приведен один и тот же рисунок (рис.

1). Однако Ю.В. Иванов [2] называет h – абсолютной

глубиной проникновения турбулентной струи в попе-

речный поток, а Р.Б. Ахмедов [3] называет h – дально-

бойно

стью газовых струй (глубиной проникновения

газовой струи в поток он называет расстояние от сре-

за сопла до максимального удаления верхней грани-

цы струи, которое

1,375 h

Согласно методике [2] относительная (абсолют-

ная) глубина проникновения струи, вытекающей из

цилиндрического отверстия в поток рассчитывается

по формуле

21 21

kk kk

qh qd



 



 



, (4)

где h / d – относительная глубина проникно-

вения турбулентной струи в поперечный поток,

– коэффициент, определяемый в зависимости от

относительного шага s / d (для горелок типа ГНП

= 1,5-1,6);



– коэффициент, который зависит от

угла атаки газовых струй (при



= 45°



= 0,77);

..0.

()/

ввt гор г в в t

VB V





  

– коэффициент, ха-

рактеризующий отношение массовых расходов сум-

марного и набегающего потоков;

.в t



– действитель-

ная плотность воздуха, кг / м

;

.ввt





, (

) – массо-

вый (объемный) расход воздуха перед сечением вво-

да струй газа, кг/с (м

/с);

.0гор г





– массовый расход

газа, кг/с;



– коэффициент скорости (при истечении

газовой струи из цилиндрического отверстия с закру-

гленными кромками можно принять





1,0, с остры-

ми кромками –





0,62, расчеты проводились для

этих двух вариантов);

222

21 .0 .0 .

/( )

гг вt в

qWW



 

– режимный гидродинамический параметр, равный

отношению скоростных напоров струи на срезе соп-

ла и поперечного воздушного потока (при

.в t

или

.в t



Относительная (абсолютная) дальнобойность га-

зовых струй в поперечный закрученный воздушный

поток при любом угле атаки струи согласно [3] рас-

считывалась по формуле

kkd

RW W









 



21 21

kkd

qh q







 



, (5)

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



206

ТЕПЛОТЕХНИКА

где



– коэффициент увеличения результирующей

скорости воздушного потока,

()/

в гор в

VB V





;

– внутренний радиус устья горелки ( R

= 0,5 · D

cм

), м;



– относительный диаметр отверстия для исте-

чения газа,

.в t



– среднее значение относитель-

ной скорости воздуха, действующей в зоне развития

струи (определяется в зависимости от типа завихри-

теля табл. 18 в [3], для нашего случая

0,21

W 

);

– абсолютное значение средней интегральной

скорости смеси, действующей в зоне развития газо-

вой струи.

Оптимальное значение

опт

, обеспечивающее по-

падание струи в зону максимальных скоростей при

расчете горелок с центральной подачей газа согласно

[3] определялось по формуле

опт

hRr

RRR





, (6)

где



– расстояние от оси горелки до зоны мак-

симальных скоростей воздушного потока, мм; значе-

ние



найдено по табл. 19 [3] – при



= 30

наш-

ли

0,7





опт





опт



– диаметр услов-

ной окружности на котором находятся зоны макси-

мальных скоростей воздушного потока;

– наруж-

ный радиус центральной газовой трубы, где располо-

Таблица 1. Характеристика горелки типа ГНП

Показатели

Обозначение номера горелки

ГНП–2 ГНП–4 ГНП–6 ГНП–8

Максимальный расход газа, B

гор

, м

/ч

10 30 60 150

Количество газовых сопел, n

, шт.

4666

d, мм 4,2 6,6 9,6 13,5

Диаметр воздушного канала, D

воз

, мм

58 98 132 182

Диаметр трубы в устье горелки, D

cм

, мм

33 55 92 128

Внутренний диаметр газовой трубы, D

г.вн

, мм

(3/4″)

25,4

(1″)

(1 1/2″)

63,5

(2 1/2″)

Толщина стенки газовой трубы,



мм

4488

/ d



0,95 0,61 0,83 0,59

Наружный диаметр газовой трубы, D

г.нар

, мм

27 33,4 54 79,5

Наружный диаметр газовой трубы, где расположены сопла,

г.соп

, мм

15 18 31 44

г.соп

/ D

cм

0,45 0,33 0,34 0,34

s, мм 11,8 9,4 16,2 23,0

s / d 2,8 1,4 1,7 1,7

Скорость истечения газа из сопла

.0г

при н.у.

50,1 40,6 38,4 48,5

tв

(

.в t



) при

= 0 °С, м/с

18,5 (21,4) 15,7 (18,1) 17,4 (20,1) 22,8 (26,4)

tв

(

.в t



) при

= 250 °С, м/с

35,5 (40,9) 30,0 (34,6) 33,4 (38,6)

43,8

(50,5)

tв

(

.в t



) при

= 500 °С, м/с

52,5 (60,6) 44,3 (51,2) 49,4 (57,0) 64,7 (74,7)

Интенсивность крутки воздуха

[3]

(

[2]

)

0,718 (0,3) 0,60 (0,413) 0,658 (0,42) 0,69 (0,41)

Длина факела

фак

[1], м

0,26 0,55 1,68 1,14

жены сопла, мм,

= 0,5 ·

.гсоп

Результаты расчета значений h и

опт

для газовой

струи согласно [2, 3] при





1,0 представлены на

рис. 2.

Для определения относительного положения се-

чения захвата, было рассчитано расстояние вдоль оси

горелки, на котором газовый поток полностью повер-

нет и будет иметь такое же направление, как и воз-

душный поток (y). Для этого использовалось уравне-

Рис. 1. Схема развития струи газа в поперечном по-

токе воздуха:

2.0г





– скорость истечения газового

потока;

1.в t





(или

.в t



) – скорость воздушного пото-

ка; D

– диаметр струи в потоке

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



207

ТЕПЛОТЕХНИКА

ние траектории оси круглой струи, рас-

пространяющейся в свободном попе-

речном потоке под углом к направле-

нию воздушного потока (уравнение 4.2

[2, с. 210]). Например, для горелок типа

ГНП-8 (ГНП-4) при





1,0, работа-

ющей без подогрева воздуха (

= 0 °С)

и скорости воздушного потока

.в t



50,5 м/с (34,6 м/с) при глубине про-

никновения турбулентной струи в по-

перечный воздушный поток h = 21 мм

(12 мм), расстояние вдоль оси го-

релки, на котором газовый поток по-

вернет полностью составляет ~ 46

(24 мм). При повышении температуры

подогрева воздуха до 500 °С в горелке

ГНП-8 (ГНП-4) глубина проникновения

турбулентной струи в поперечный воз-

душный п

оток составит 11 мм (6,6 мм),

расстояние вдоль оси горелки, на кото-

ром газовый поток повернет полностью

уменьшится до 27 (14 мм). Результаты

расчета расстояний «y» при





1,0

представлены на рис. 3.

Диаметр струи в потоке на расстоя-

нии

от среза сопла согласно [2, 3] рас-

считывался

0,75

Dh

(7)

Согласно [4] относительный диа-

метр струи в свободном потоке рассчи-

тывался по уравнению









, (8)

где

– диаметр струи в свободном потоке, мм;

2( )

пр

btg





;

пр



– угол раскрытия факела (пло-

ской струи) согласно [4] составляет

26

, y

– рас-

стояние (координата) газовой струи от среза сопла.

Результаты расчета диаметра струи

представлены на рис. 4.

Диаметр окружности охватывающей внешние

границы струй газа рассчитывался по формуле со-

гласно [2]

кон г соп c

DhDD 

. (8)

Результаты расчета для диаметра D

кон

(при





1,0) представлены на рис. 5.

Рассчитанные оптимальные величины

опт



опт

)(



опт

согласно методике [3] показывают, что

для горелок ГНП-6 и 8 величины D

кон

и h занижены

(рис. 2, 5), а для ГНП-2 завышены.

Рассчитанные согласно [3] коэффициенты запол-

нения зоны максимальных скоростей



меньше 0,4.

Это говорит о том, что при работе горелок типа ГНП

появляются отдельные языки пламени (наилучшие

условия для перемешивания газа с воздухом обеспе-

чиваются при коэффициенте

0,7





) [3].

На рис. 4 представлена зависимость диаметра

струи в потоке от температуры подогрева воздуха,

рассчитанная по трем методикам [2-4]. Методика [4]

применима для свободной струи при параллельном

направлении газового и воздушного потоков и дает

завышенные результаты расчета. Поэтому, если ди-

аметры струй

, полученные по [4], впишутся по

окружности в сечение устья горелки (D

cм

), то можно

считать, что газовые струи будут полностью охваче-

ны воздушным потоком.

Рассчитанный диаметр D

кон

, на котором заканчи-

ваются диаметры газовых струй в потоке (рис. 5), со-

гласно [2] при



tв

и [3] имеет приблизительно оди-

наковые значения.

Одним из определяющих факторов, который ха-

рактеризует работу газогорелочного устройства, яв-

ляется длина турбулентного факела, нахождению ко-

торой посвящено большое количество работ. Под

длиной турбулентного факела понимают путь от сре-

за газового сопла до точки или плоскости, в которой

оканчивается процесс горения по условиям переме-

шив

ания. Расчет длины факела для данных условий

проводился по трем методикам [3-5], результаты ко-

торых представлены на рис. 6.

Согласно методике [3] длину факела горелки мож-

но рассчитать по формуле (для завихрителей с акси-

альным лопаточным подводом воздуха)

0,667

[3]

фак см









. (8)

Однако эта формула зависит только от типа за-

вихрителя, установленного на горелке и диаметра

устья горелки (D

cм

), но не зависит от скорости газо-

вого и воздушного потоков, температуры подогрева

0 250 500

Температура подогрева воздуха,

h газовой струи, мм

ГНП-2 (1)

ГНП-2 (2)

ГНП-2 (3)

ГНП-4 (1)

ГНП-4 (2)

ГНП-4 (3)

ГНП-6 (1)

ГНП-6 (2)

ГНП-6 (3)

ГНП-8 (1)

ГНП-8 (2)

ГНП-8 (3)

Рис. 2. Зависимость h газовой струи от температуры подогрева воздуха при





1,0: 1 – h по [2] при

.в t



; 2, 3 – h и

опт

по [3]

0 250 500

Температура подогрева воздуха,

y , мм

ГНП-2 (1)

ГНП-2 (2)

ГНП-4 (1)

ГНП-4 (2)

ГНП-6 (1)

ГНП-6 (2)

ГНП-8 (1)

ГНП-8 (2)

Рис. 3. Зависимость расстояний «y» на расстоянии h от температуры подо-

грева воздуха (при





1,0) для различных типов горелок ГНП: 1 – «y» при

tв

; 2 – «y» при

.в t



I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



208

ТЕПЛОТЕХНИКА

теплоносителей, что, на наш взгляд, сужает пределы

ее применения и позволяет использовать только для

ориентировочной оценки длины турбулентного факе-

ла.

Полученные результаты расчета длины турбу-

лентного факела по методике [5] с учетом угла встре-

чи



воздушного и газового потоков дают занижен-

ные значения (рис. 6), которые не соответствуют ни

справочным данным [1], ни экспериментальным за-

мерам, проведенным нами на секционных печах № 1,

2, термического участка ТПЦ-4 ОАО «ИНТЕРПАЙП

НТЗ».

На наш взгляд, формула для длины факела при на-

личии угла встречи



воздушного и газового потоков

согласно [5] справедлива только тогда, когда скорость

0 250 500

Температура подогрева воздуха,

Диаметр струи в потоке, D

, мм

ГНП-2 (1)

ГНП-2 (2)

ГНП-2 (3)

ГНП-4 (1)

ГНП-4 (2)

ГНП-4 (3)

ГНП-6 (1)

ГНП-6 (2)

ГНП-6 (3)

ГНП-8 (1)

ГНП-8 (2)

ГНП-8 (3)

Рис. 4. Зависимость диаметра струи в потоке D

от температуры подогрева

воздуха (при





1,0) для различных типов горелок ГНП: 1 – D

по [2] при

.в t



;

2 – D

[3]; 3 –

при

tв

100

115

130

0 250 500

Температура подогрева воздуха,

кон

, мм

ГНП-2 (1)

ГНП-2 (2)

ГНП-2 (3)

ГНП-2 (4)

ГНП-4 (1)

ГНП-4 (2)

ГНП-4 (3)

ГНП-4 (4)

ГНП-6 (1)

ГНП-6 (2)

ГНП-6 (3)

ГНП-6 (4)

ГНП-8 (1)

ГНП-8 (2)

ГНП-8 (3)

ГНП-8 (4)

Рис. 5. Зависимость D

кон

от температуры подогрева воздуха (при





1,0):

1 – D

кон

при

.в t



согласно [2]; 2 – D

кон

согласно [3]; 3 – D

cм

; 4 – D

кон

при

tв

газовых струй значительно больше сред-

нерасходной скорости воздушного пото-

ка. Поэтому при анализе длины турбу-

лентного факела согласно [5] использо-

валась формула для длины факела при

параллельном направлении потоков.

На приведенных выше рис. 2-5 вид-

но, что методики [2] и [3] дают достаточ-

но хорошую сходимость. Поэтому эти

методики можно считать достоверными.

Расчеты показали (при





1,0),

что конструктивные размеры горелки

ГНП-2, работающей на холодном воз-

духе, не обеспечивают хорошего пере-

мешивания газового и воздушного пото-

ков, т.к. необходимый диаметр на кото-

ром заканчивается образование газовых

струй (с учетом завихрения воздушного

потока) составляет D

кон

= 39 мм согласно

[2] и D

кон

= 37 мм согласно [3] при задан-

ном диаметре устья горелки D

cм

= 33 мм.

Если принять, что





0,62 (

= 0 °С),

то D

кон

увеличится до 45 мм соглас-

но [2], останутся те же 37 мм согласно

[3] при том же диаметре в устье горел-

ки D

cм

= 33 мм. Можно предположить,

что такая конструкция горелки приво-

дит к слиянию газовых струй, к незавер-

шенному перемешиванию газа и воздуха

и удлинению турбулентного факела. Та-

кой вывод по работе горелки относится

и к ГНП-4.

Расчеты были проведены для горе-

лок ГНП-2, ГНП-4, ГНП-6, ГНП-8, при

этом газовые сопла рассматривались с

закругленными или о

стрыми кромками

(





1 и





0,62) при разных зна-

чениях температуры подогрева возду-

ха 0 °С, 250 °С, 500 °С в зависимости от

.в t

или

.в t



. Анализ результатов расче-

та показал, что сопла с острыми кромка-

ми обеспечивают параметры развития

струи больше на 15-20 %, чем параме-

тры при соплах с закругленными кром-

ками. Схема развития газовых струй в

воздушном потоке приведена в [6], для данного типа

горелки, она имеет аналогичный характер, поэто-

му здесь она не приводится. В пределах г

орелочного

туннеля горелок типа ГНП при использовании много-

соплового наконечника для газа может выгорать при-

близительно 20 % газа [5], так как на этом расстоянии

обеспечивается только захват в струю теоретического

количества воздуха.

Общий анализ результатов расчетов показал, что

длина факела для горелок ГНП более 0,6 м. Длина го-

релочного туннеля составляет приблизительно 0,6 м.

Эт

о говорит о том, что в пределах горелочного тунне-

ля газ только успевает захватить необходимое коли-

чество воздуха, то есть горение газовоздушной сме-

си происходит за пределами туннеля. Горение проис-

0,2

0,6

1,4

1,8

2,2

0 250 500

Температура подогрева воздуха,

Длина турбулентного факела,

ГНП-2 (1)

ГНП-2 (2)

ГНП-2 (3)

ГНП-2 (4)

ГНП-4 (1)

ГНП-4 (2)

ГНП-4 (3)

ГНП-4 (4)

ГНП-6 (1)

ГНП-6 (2)

ГНП-6 (3)

ГНП-6 (4)

ГНП-8 (1)

ГНП-8 (2)

ГНП-8 (3)

ГНП-8 (4)

Рис. 6. Зависимость длины турбулентного факела от температуры подогре-

ва воздуха: 1 – по [4] при

tв

; 2 – по [5]; 3 – по [3]; 4 – по [1]

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



209

ТЕПЛОТЕХНИКА

ходит на поверхности трубы. Это наблюдалось также

при обследовании секционных печей № 1, 2 терми-

ческого участка ТПЦ-4 ОАО «ИНТЕРПАЙП НТЗ».

Выводы

1. Показано, что в ГНП-2 и ГНП-4 происходит не-

завершенное перемешивание газового и воздушного

потоков в горелочном туннеле, что приводит к удли-

нению факела. Для полного перемешивания этих по-

токов необходимо обеспечить м

аксимально возмож-

ный подогрев воздуха.

2. В горелках ГНП-6 и ГНП-8 средняя длина фа-

кела больше длины горелочного туннеля, это позво-

ляет сделать вывод, что горение природного газа для

этих номеров горелок также происходит на поверх-

ности трубы.

3. Показано, что в пределах горелочного туннеля

горелок типа ГНП при использовании многосоплово-

го нак

онечника для газа может выгорать приблизи-

тельно 20 % газа [5], так как на этом расстоянии обе-

спечивается только захват в струю теоретического ко-

личества воздуха.

Библиографический список

1. Гусовский В.Л., Лифшиц А.Е., Тымчак В.М.

Сожигательные уст

ройства нагревательных и тер-

мических печей. – М.: Металлургия, 1981. – 272 с.

2. Иванов Ю.В. Газогорелочные устройства. – М.:

Недра, 1972. – 376 с.

3. Ахмедов Р.Б. Дутьевые газогорелочные устрой-

ства. – М.: Недра, 1977. – 376 с.

4. Семикин И.Д. Динамика факела свободной

струи / Труды ДМетИ. Производство стали, 1948.

– С. 3-18.

5. Семикин И.Д., Аверин С.И., Радченко И.И. То-

плив

о и топливное хозяйство металлургических

заводов. – М.: Металлургия, 1965. – 391 с.

6. Абраменков Ю.Я., Сысоева Т.Е. Теоретический

анализ работы газогорелочных устройств в связи

с теплооб

меном в рабочем пространстве секцион-

ных термических печей // Металлургическая те-

плотехника: Сб. научн. тр. НМетАУ, – Днепропе-

тровск: ПП «Грек О.С.», 2007. – С. 14-22.

Поступила 01.02.2010

УДК 669.18.001

Косолап Н.В.

ОАО «ММК им. Ильича»

Куземко Р.Д. /к.т.н./

Приазовский ГТУ

Исследование движения частиц порошка в высокотемпературной

зоне доменной печи

Решается система уравнений движения твердой частицы, перемещающейся в

высокотемпературной полости, которая находится под избыточным давлением. Численные

расчеты позволили установить влияние диаметра частиц, их плотности, начальной скорости,

температуры и давления окружающей среды, а также времени на траекторию полета частицы

в высокотемпературной зоне, которая по параметрам близка к фурменному очагу доменной печи.

Ил. 4. Биб

лиогр.: 3 назв.

Ключевые слова: сила сопротивления, уравнение движения, высокотемпературная зона,

траектория полёта

A set of equations of solid particle moving in high-temperature zone under excess pressure was solved.

Numerical calculations allowed determining effect of particle diameter, particle density, initial rate, temperature,

ambient pressure and time on a ﬂ ight path of particle in the high-temperature zone, which is close to combustion

zone of blast furnace by parameters.

Keywords: resistance force, motion equation, high-temperature zone, ﬂ ight path

Наука

Косолап Н.В., Куземко Р.Д., 2010 г.

В настоящее время все металлургические комби-

наты Украины разрабатывают технические условия

для вдувания пылеугольного топлива (ПУТ) в домен-

ные печи. Эту передовую технологию два металлурги-

ческих комбината уже внедрили, а на ММК им. Ильи-

ча заканчивается монтаж технологического оборудова-

ния. Опыт стран с развитой металлургией показывает,

что за счет внедрения ПУТ при произв

одстве чугуна

уже получены поразительные результаты.

В настоящее время разрабатываются инженерные

методы как расчета течения в транспортных пыле-

проводах при малой, средней и высокой концентра-

циях различных технологических порошков, так и

модели разогрева частиц в фурменном очаге (ФО)

[1, 2]. В работе [3] представлено аналитическое ис-

следование процессов формирования газовых пото-

ков в ф

урменной зоне, выполнены балансовые расче-

ты параметров фурменного очага. Однако, существу-

ет определенный научный пробел в моделировании

движения частиц порошка в высокотемпературном

очаге, например, в фурменной зоне доменной печи.

Цель настоящей работы - установить влияние

диаметра частиц δ, их плотности ρ

, начальной ско-

рости w

, температуры и давления t

окружающей

среды, а также времени τ на траекторию полета ча-

стицы в высокотемпературной зоне.

I l%2 ++30#(7%1* ? ( #.0-.03$- ? /0.,;8+%--.12</2010



210

ТЕПЛОТЕХНИКА

Физическая модель

Сферическая частица с начальной скоростью w

влетает в высокотемпературный фурменный очаг с

постоянной температурой t

, которая несколько ниже,

чем балансовая температура ФО. Подъемные силы,

действующие в ФО не учитывали. Частица является

инертной (руда, флюсы) или реагирующей (уголь),но

в этом случае ее движение рассматривали до выхода

летучих. Взаимодействие с другими частицами, силу

Архимеда и эффект присоединенных масс не учиты-

вали. Рассматривается движение сферической части-

цы диаметром δ и пло

тностью ρ

, выбрасываемой го-

ризонтально (вдоль оси х) со скоростью w

в отно-

сительно неподвижную среду плотностью ρ

и тем-

пературой t

C . На сферическую частицу действует

сила сопротивления среды, а также сила тяжести, на-

правленная вдоль оси y. Уравнение движения части-

цы вдоль осей x и y описывается дифференциальны-

ми уравнениями





; (1)

mmgF





Для сферической частицы сопротивление среды

рассчитывают по формуле

13 .









(2)

Подставив (2) в (1) будем иметь систему уравне-

ний движения в форме

;

dw w



 







(3)

22 1

13 .

66 8



  

 





В уравнениях (1) –(3) обозначены: р

- плотности

частицы, кг/м

;

, - скорости движения частицы

вдоль осей х и у, м/с; m = πδ

/6 – масса сферической

частицы, кг; F

x ,

– силы сопротивления вдоль осей х

и у, Н; τ -время с момента вылета частицы из фурмы,

с; v – кинематический коэффициент вязкости среды,

/с; комплекс









Произведя упрощения в системе (3) уравнения

движения частицы запишем в виде

3/2





; (4)

3/2

gBw





Эта система имеет следующие начальные усло-

вия: при τ = 0, w

= w

, w

= 0 (5)

Для уравнений системы (4) разделив переменные,

получим

3/2

;

wdw Bd







(6)

3/2

gBw







С учетом начальных условий (5) для первого

уравнения системы (6) составляющая скорости w

рассчитывается по формуле

4/(2 )

ww Bw





, (7)

а перемещение вдоль оси х представляется как

2/(2 )

lw Bw





. (8)

После интегрирования второго дифференциаль-

ного уравнения системы (6) находим, что время τ по-

лета частицы до получения ею вертикальной скоро-

сти w

вычисляется по формуле





(/ )

wgBwgB

gB w



















arctg















. (9)

Таким образом, скорость w

через время τ в явном

виде не выражается .

Поэтому для решения второго уравнения системы

(4) применили численный метод Рунге-Кутта, соглас-

но которому интервал интегрирования (b-a) диффе-

ренциального уравнения разбивали на 2n частичных

а) б)

Рис. 1. Зависимость расстояния l

от времени τ полета

частицы при различной плотности частицы ρ

а) и

различном диаметре δ чистиц, б). Исходные данные: p

0,3 МПа,

= 1700 °C, w

= 100 м/с. Для а) δ = 0,1 мм; для б) ρ

= 2300 кг/м

Рис. 2. Зависимость скорости w

частиц и расстояния l

от

времени полета τ при различных диаметрах порошка δ (—)

и при различной начальной скорости w

(---). Исходные дан-

ные: ρ

= 2300 кг/м

, p

=0,3 МПа,

= 1700 °C. Для (—) w

100 м/с; для (---) δ = 0,1 мм