CN102230037B - 一种控制高炉inba循环系统水体含砂量的方法及其限流装置 - Google Patents

Abstract

本发明涉及高炉冶炼造渣工艺技术领域，公开了一种控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法，通过调控粒化造渣阶段流体动能的强弱来控制炉砂颗粒的形态大小。本发明以给水环节调控造渣给水能量的手段，通过从造渣工艺源头来控制成渣形态的大小，对成渣进行有效拦截的方式，实现对INBA系统循环管路水体含砂量的控制，以达到消除循环系统炉砂堵塞障碍、设备磨损现象，降低高炉造渣成本的目的。该方法使用可靠，效果明显，并且易于推广应用。

Description

一种控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法及其限流装置

技术领域

本发明涉及高炉冶炼造渣工艺技术领域。

背景技术

高炉INBA造渣工艺，系近20年间由国外引进的高炉环保造渣技术，已较为普遍应用于国内大中型钢铁企业。

该技术的基本优点，在于其密闭条件下的成渣工艺和生产水的循环使用，可以最大程度的避免高炉作业区域的空气、环境污染，促进水资源的重复利用。

该技术的基本缺陷，在于其由粒化塔流出的炉砂，可轻易穿透转鼓筛网进入粒化集水池，并由此途径加入循环水体的系统循环运动。由于调控手段的缺项，导致炉砂无限制进入循环系统管道，造成循环系统相关结点砂堵障碍不断，清障成本高昂；管道过流元件因炉砂因素迅速磨损，设备成本难以承受。对于循环水体炉砂含量的控制，此前尚缺乏确切有效的调控制约手段。

发明内容

本发明所要解决的技术问题是提供一种控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法，它具有以给水环节调控造渣给水能量的手段，通过从造渣工艺源头来控制成渣形态的大小，对成渣进行有效拦截的方式，实现对INBA系统循环管路水体含砂量的控制，达到消除系统炉砂堵塞、磨损障碍，降低高炉造渣成本的特点。

为解决上述技术问题，本发明提供了一种控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法，所述高炉INBA循环系统包括粒化造渣给水输出干线出口阀、转鼓筛网、回水冷却塔排砂口、炉砂收集池，其特征在于，包括以下步骤：

步骤1-1：调节全开状态下的所述给水输出干线出口阀，逐步减少给水输出干线出口阀的过流截面；

步骤1-2：在所述回水冷却塔排砂口进行同步排放试验，观测所述炉砂收集池的水体含砂量；

步骤1-3：当所述炉砂收集池的水体含砂量持续保持在设定阈值范围内时，停止调节所述输出干线出口阀。

本发明还提供了另外一种控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法，所述高炉INBA循环系统包括粒化造渣给水输出干线出口阀、转鼓筛网、回水冷却塔排砂口、炉砂收集池，其特征在于，包括以下步骤：

步骤2-1：调节全开状态下的所述给水输出干线出口阀，逐步减少给水输出干线出口阀的过流截面；

步骤2-2：在所述回水冷却塔排砂口进行同步排放试验，观测所述炉砂收集池的水体含砂量；

步骤2-3：当所述炉砂收集池的水体含砂量持续保持在设定阈值范围内时，停止调节所述输出干线出口阀；

步骤2-4：计算步骤2-3下所述输出干线出口阀的实际过流截面，以及该实际过流截面对应的过流通径；

步骤2-5：关闭所述高炉INBA循环系统，在所述输出干线出口阀的前端安装一限流装置，所述限流装置的过流通径为步骤2-4计算所得到的过流通径；

步骤2-6：使所述给水输出干线出口阀保持全开状态，开启所述高炉INBA循环系统。

对上述技术方案进行优选的为，步骤2-4所述计算过流通径包括以下步骤：

步骤3-1，确定所述步骤2-3下输出泵组的现实功耗N₁：

步骤3-2，根据公式Q₁/N₁＝Q₀/N₀，计算输出泵组的现时输出流量Q₁，其中，N₀为输出泵组的原始功耗、Q₀为输出干线的原始流量；

步骤3-3，依据现时输出流量(Q₁)、输出干线管道过流截面(A₁， )，求算现时干线流速(υ₁)：υ₁＝Q₁/A₁，

其中，D₁——粒化输出干线管道过流内径，

Q₁——现时输出流量，

A₁——干线管道过流截面，

υ₁——现时干线流速(泵组至干线输出阀之间管段)；

步骤3-4，由流体能量平衡式(伯努利方程)求算现时状态下，输出干线出口阀处的流速(υ₂)：

伯努利方程： $P_1/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_1^2/2g=P_2/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_2^2/2g$

其中，P₁——含砂量达到理想状态时，泵组至干线输出阀之间管段的压强，

P₂——含砂量达到理想状态时，输出干线出口阀处的压强，

υ₁——现时干线流速(泵组至干线输出阀之间管段)，

υ₂——现时状态下输出干线出口阀处的流速，

γ——循环水体的密度(γ＝kg/m³)，

g——重力加速度；

步骤3-5，依据流体理论的连续性原理：现时干线流速(υ₁)×干线管道过流截面(A₁)＝现时状态下输出干线出口阀处的流速(υ₂)×干线出口阀处的实际过流截面(A₂)，求算干线出口阀处的实际过流截面值(A₂)：即υ₁×A₁＝υ₂×A₂

由上式可知：A₂＝υ₁×A₁/υ₂；

步骤3-6，通过干线出口阀的实际过流截面(A₂)计算出所述限流装置的过流通径(D₂)：

$D_2=\sqrt{4A_2/\mathrm{\π}}.$

本发明还提供了一种用于控制高炉INBA循环系统水体含砂量方法的限流装置，其特征在于，所述限流装置为缩径管或限流阀。

本发明的有益效果在于：

1.本方法针对炉砂无限制进入INBA循环管道的运行缺陷，以给水环节调控造渣给水能量的手段，通过从造渣工艺源头来控制成渣形态的大小，对成渣进行有效拦截的方式，实现对INBA系统循环管路水体含砂量的控制，以达到消除循环系统炉砂堵塞、设备元件迅速磨损的障碍，降低高炉造渣成本的目的。

2.通过本方法对高炉INBA循环系统水体含砂量进行控制，因造渣形态的受控，由炉砂因素导致的所有循环障碍均可同步消除；循环水体含砂量的缩减，可直接降低各类工艺调控阀门的磨损消耗；流体能量的压缩性优化，直接降低运行机组的输出电耗；从系统上消除“炉砂排放、系统清障、新水补充、环境补救”的负面环节，降低高炉冶炼综合成本，促进生态环境保护。

3.本发明通过实验步骤确定出固定过流通径(D₂)，并以此为基准参数值，制做法兰式缩径管，将缩径管作为控制水体含砂量的目的执行器，以水流方向为准，将法兰式缩径管安装在输出干线出口阀前端的管路上，使得本发明提供的控制方法不会由于人为的随机因素，而无法保证理想的质量控制幅度的问题。

4.以水流方向为基准，安装在输出干线出口阀前端的管路上后，对高炉INBA循环系统的输出系统中，在此前所有参与调控的阀门的阀板均置于全开启状态并固定。能够最大程度地减少水阻，使阀门损耗降低，从而降低生产成本。

本发明以给水环节调控造渣给水能量的手段，通过从造渣工艺源头来控制成渣形态的大小，对成渣进行有效拦截的方式，实现对INBA系统循环管路水体含砂量的控制，以达到消除循环系统炉砂堵塞、设备元件磨损障碍，降低高炉造渣成本的目的。该方法使用可靠，效果明显，并且易于推广应用。

附图说明

图1为本发明实施例的控制流程图。

图2为本发明实施例的INBA循环系统示意图。

图3为本发明实施例的嵌套式缩径限流管结构示意图。

其中，1-冷凝塔，2-汽水交换室，3-聚水塔，4-红渣槽，5-蒸汽膨胀室，6-粒化池，7-冷凝回水泵，8-转鼓筛网，9-转鼓，10-皮带机，11-粒化回水泵，12-粒化水循环池，13-粒化渣喉口，14-冷凝给水干线，15-粒化给水干线，16-冷却风扇，17-溢流管，18-排砂口，19-粒化泵组，20-冷凝泵组，21-粒化干线阀，22-冷凝干线阀，23-定径限流管，24-法兰盘，25-双锥型外套，26-堆焊锥面，27-活嵌套。

具体实施方式

为进一步阐述本发明为达成预定发明目的所采取的技术手段及功效，以下结合附图及较佳实施例，对依据本发明提出的控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法的具体实施方式进行详细说明。

本发明说提供的控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法，是通过对高炉INBA循环系统全部因素的考察、分析、筛选，从而确认炉砂进入循环系统的基本原因及运动规律，依据其基本规律，选择可行的技术突破方向：

1.炉砂是以穿透转鼓筛网为途径，而进入循环系统管道；

2.炉砂颗粒的形态和大小，是决定炉砂可否穿透转鼓筛网的直接因素；

3.炉砂颗粒形态和大小，是由粒化造渣阶段流体动能(Ek)的强弱所决定的；

4.粒化造渣给水动能的强弱，是决定INBA系统循环水体炉砂含量的本质因素；

5.人为调控、优化粒化过程给水动能的强弱，是解决INBA循环障碍的可行突破方向。

依据上述认知，制定INBA循环系统造渣阶段给水能量的控制方案，以实现对粒化成渣尺寸形态的有效控制。

基于不同企业高炉的冶炼强度、矿料品质、渣铁比、塔内造渣空间形态的不尽相同，其相关理想给水参数，当依个案情况具体确定，但都能够通过下述通用调控方法，根据各自高炉的具体状况，通过现场试验过程，选择并确定其粒化造渣工艺的理想运行给水参数(流体能量)：

本发明提供的控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法为：通过调控粒化造渣阶段流体动能的强弱来控制炉砂颗粒的形态大小。

可以采用逐步压缩粒化造渣给水输出干线出口阀的过流截面，降低对粒化造渣阶段的流体能量的方式来控制粒化成渣的形态或尺寸，从而压缩可穿透转鼓筛网的细粉砂的比例。在逐步压缩干线出口阀过流截面的同时，对回水冷却塔排砂口进行同步排放试验，对应观察炉砂收集池水体的含砂量状态，当成砂的形态或尺寸发生变化而被转鼓筛网拦截时即实现了对高炉INBA循环系统水体含砂量的控制。

为防止由于人为控制阀门的随机性而无法保证理想的质量波动幅度的问题。本发明通过实验步骤确定出固定过流通径(D₂)，并以此为基准参数值，制做限流装置，将限流装置作为控制水体含砂量的目的执行器，以水流方向为准，将限流装置安装在输出干线出口阀前端的管路上。具体的步骤为：

步骤一，通过逐步压缩粒化造渣给水输出干线出口阀的过流截面，降低对粒化造渣阶段的流体能量，控制粒化成渣的形态或尺寸，从而压缩可穿透转鼓筛网的细粉砂的比例，在逐步压缩干线出口阀过流截面的同时，对回水冷却塔排砂口进行同步排放试验，对应观察炉砂收集池水体的含砂量状态；

步骤二，当确认循环水体含砂量达到现场运行人员认可的循环水体的含砂量已经不会对系统形成砂堵障碍的理想状态时，确定输出泵组的现实功耗(N₁)：

输出泵组的现实功耗由输出泵组的机旁电流表所显示的实际电流为基准参数，经计算得到的实际的现实功耗(N₁)：

N₁＝(A₁×V)/ω

其中，A₁——实际电流，

V——额定电压，

ω——电机额定功率因数；

步骤三，以输出泵组的已知原始功耗(N₀)、已知干线原始流量(Q₀)为参照系，根据其功耗(N)与流量(Q)的基本对应关系：Q₁/N₁＝Q₀/N₀，求算输出泵组的现时输出流量(Q₁)

其中，N₀——输出泵组的原始功耗，

Q₀——干线原始流量，

N₁——输出泵组的现实功耗，

Q₁——干线现实流量；

步骤四，依据现时输出流量(Q₁)、输出干线管道过流截面(A₁，)，求算现时干线流速(υ₁)：υ₁＝Q₁/A₁，

其中，D₁——粒化输出干线管道过流内径，

Q₁——现时输出流量，

A₁——干线管道过流截面，

υ₁——现时干线流速(泵组至干线输出阀之间管段)；

步骤五，由流体能量平衡式(伯努利方程)求算现时状态下，输出干线出口阀处的流速(υ₂)：

伯努利方程： $P_1/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_1^2/2g=P_2/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_2^2/2g$

其中，P₁——含砂量达到理想状态时，泵组至干线输出阀之间管段的压强，

P₂——含砂量达到理想状态时，输出干线出口阀处的压强，

υ₁——现时干线流速(泵组至干线输出阀之间管段)，

υ₂——现时状态下输出干线出口阀处的流速，

γ——循环水体的密度(γ＝kg/m³)，

g——重力加速度；

步骤六，依据流体理论的连续性原理：现时干线流速(υ₁)×干线管道过流截面(A₁)＝现时状态下输出干线出口阀处的流速(υ₂)×干线出口阀处的实际过流截面(A₂)，求算干线出口阀处的实际过流截面值(A₂)：即υ₁×A₁＝υ₂×A₂

由上式可知：A₂＝υ₁×A₁/υ₂；

步骤七，将干线出口阀的实际过流截面(A₂)，转换为固定过流通径(D₂)：

$D_2=\sqrt{4A_2/\mathrm{\π}};$

步骤八，以转换的固定过流通径(D₂)为基准参数值，制做双锥体定径缩径管；以水流方向为准，将缩径管安装在输出干线出口阀前端的管路上；

步骤九，对输出系统此前所有参与调控的阀门的阀板均置于全开启状态并固定，即实现了INBA粒化造渣工艺的最优化给水参数设定。

具体实施例：

我厂六号高炉新INBA水站于2008年8月份经扩容改造后投运，该水站分别对六号高炉的1#、2#转鼓造渣系统提供生产循环水。总体设置为两套独立的循环系统，其粒化干线单系统循环输出能力为2500m³/h，双干线循环输出总量为5000m³/h。

水站方面通过管径为D600的2条输出干管，同时为高炉方面两套独立的粒化造渣系统供水(扩容前为倒换方式运行)。高炉方面，每套粒化造渣系统的最大回水能力为3000m³/h(开式地下泵站，基坑内所有来水均通过粒化集水池由循环泵回送INBA冷却塔；粒化造渣集水池具备自主补水能力)，两系统回水循环总量为6000m³/h。回水输送管道同样为D600两条干管；两路回送水经水站回水平台D1000母管，配送进入4座冷却塔进行冷却。

粒化系统循环参数一览表：

根据粒化系统循环参数表可知，1#、2#INBA正常运行时，该系统每小时在循环冷却塔处有1000m³/h的溢流量。

由于运行中的溢流现象，对整个循环系统及其相关联的区域形成了明显的两大损害：炉砂外泻损害和净环水的巨大浪费。

a、由于溢流水体裹挟大量炉砂外泻，导致厂区地下外排水系统严重淤塞。经一年周期的现场观察及回收测算，塔池外泻炉砂的干砂量约为35～50m³/昼夜，年度外泻量超过14000m³。对公司21#公路桥外排水端口炉砂拦截量的统计表明，外泻炉砂的1/3部分沉积于厂区地下排水方沟内。该排水方沟沉砂部分总长度为736m，过流横截断面积为H3.8m×B3.2m。沉积于地下排水方沟的炉砂，以年度约1.7米的沉积速度(4600m³/(736m×3.2m)＝1.9m/年)向上增长，凝聚板结的炉砂以抬高方沟底部的形式，不断缩减方沟的排水过流截面，对厂区地下排水系统的正常疏水功能构成明显危害，严重制约了厂区汛期的行洪排泻能力。经查询公司预算系统显示，由专业潜水员进入地下排水方沟进行水下除砂作业，其08年度的成本基价为1320元/m³；年度4000m³的水下清砂量，其作业成本大于500万元。而通过地下方沟的炉砂，除在排水端口被有效拦截约7000m³外，尚有近1000m³的炉砂经排水明渠进入北湖水系，累及北湖水域的生态系统。由此，炉砂外泻导致的成本损耗可见一斑。

b、根据粒化系统循环参数一览表，该系统运行过程中伴随的溢流量是显而易见的。依据运行参数，每昼夜约20小时有效作业，每年度360天运行工日中，每一系统的运行作业率约为85％；净化水溢流排放总量，年度累计可达(500m³×2×20×360×85％＝612万m³；也既是说，溢流水外排是该系统生产循环的伴生现象。

针对新INBA循环系统的两大缺陷，会同现场方面对该系统进行全过程相关因素的功能性核查、多阶段调整输出参数及效果对比分析，设备环节障碍排查，从中筛选了下述具体处理手段：调整造渣流体能量，控制成渣形态，降低循环水炉砂浓度。

由前述核查、分析，有如下推论：

鉴于炉砂是透过转鼓筛网进入循环系统的事实，炉砂颗粒的形态和大小则是决定循环水炉砂含量的关键因素；而炉砂颗粒形态和大小，是由粒化造渣流体的动能强弱所决定的。

对于以上推断的真伪，通过下述趋势性实验进行验证：

实验方案试图通过逐步压缩粒化输出干线的出口阀过流截面，降低对粒化造渣系统的流体能量，以求控制粒化成渣的形态尺寸，尽量压缩可穿透转鼓筛网的细粉砂比例。

降低给水流体能量的调整实验表明，当干线输出流量及其压强缩减到某一参数点位时，回流水中的含砂量显示出明显下降趋势。这是一个极为重要的验证，它承载的信息是：循环系统的含砂量具备人为调控的可行性。其效果的因素，是流体动能总量的降低，导致破渣冲击强度的减弱，其成渣结果则由细粉末砂，转化为密度疏松的粒结状泡沫渣。这种效果，正是新INBA投运以来所追求的理想目标；实现此目标，则生产循环全过程的设备高磨损、运行高成本等一系列高消耗难题，都将迎刃而解。

现场趋势性实验的成功验证，最终奠定了优化调整的突破方向；此前关于流体能量对于循环全程因果关系的推断，此时已确认无疑。

在对干线出口阀门逐步缩减过流截面的调试中，机组电流由初始的440A逐次降低，当电流降至约300A时，泻于集砂池地面的溢流水已不见明显炉砂，循环水中所挟带的炉砂量呈现显著降低现象。

此时，泵组出口至干线阀门(限流点)内端管段的压强由P₀＝3.3kg/cm²，降为P₁＝3kg/cm²；

干线阀处(限流点)的压强为P₂＝2.4kg/cm²；

单机平均轴功率由初始状态N₀＝(0.38kV×440A)/ω

＝(0.38kV×440A)/0.83

＝201(kW)，

转为调整后的当前状态N₁＝(0.38kV×300A)/ω

＝(0.38kV×300A)/ω

＝137(kW)；

单机流量，则依据功耗与输出的对应关系：q₁/N₁＝q₀/N₀，由初始的q₀＝1250m³调整为q₁＝q₀×N₁/N₀

＝1250m³×137kW/201kW

＝852m³/h

其中，ω——电机功率因数(0.83)；

q₁——调整后的泵组单机输出流量m³/h；

粒化系统单干线的输出流量，则由初始的：Q₀＝2×q₀＝2×1250m³/h＝2500m³/h，调整为：Q₁＝2×q₁＝2×852m³/h＝1704m³/h。

综上所述，当干线限流点的输出参数由

调整前的：P₀＝3.3kg/cm²；Q₀＝2500m³/h

转变为调整后的：

泵口至干线阀前管段P₁＝3kg/cm²；Q₁＝1704m³/h；

干线阀(限流点)P₂＝2.4kg/cm²；Q₂＝1704m³/h时，INBA粒化造渣系统的工况达到当前理想状态。

鉴于上述效果是通过对系统的相关阀门执行的，而这种调整过程因人而异，具有很大的随机性，无法保证对已设定的流体能量的稳定输出；并且由于阀板对于流体流向的夹角过大，高含砂流体对于阀板的冲刷磨损，如同液态砂轮的作用，导致阀门被迅速磨损而失效(12～15天/周期)，使得运行成本高昂。

对此，通过在系统中设置一恒定的限流控制装置用以保证对粒化成渣工艺的恒定效果，并最大限度的控制过流元件的磨损消耗。

为此，在对试验数据核算无误的基础上，通过流体能量平衡方程： 并结合流体物理的连续性原理υ₁×A₁＝υ₂×A₂＝Q，来求算限流点的过流截面A₂值，并由此确认其过流通径D₂。

以下为计算公式中所涉及参数的简介：

(注：为避免烦琐的单位换算，式中所有参数均以m、kg制为基准单位)

P₁/γ——泵组出口至干线阀内侧的静压强(m水柱)；

——泵组出口至干线阀内侧的动压强(m水柱)；

P₂/γ——干线限流装置处的静压强(m水柱)；

——干线限流装置处的流体动压强(m水柱)；

A₁——干线设计通径截面(πD₁ ²/4＝(0.6m)²×π/4＝0.2826m²)；

A₂——欲求取的干线限流装置的理想过流截面(Q/V₂)；

P₁——试验确认的干线出口阀内侧压强(3kg/cm²＝30000kg/m²)；

P₂——试验测定的干线限流装置处压强(2.4kg/cm²＝24000kg/m²)；

Q——调整后的干线流量计算值Q₁＝Q₂＝1704m³/h(0.47m³/s)；

υ₁——限流装置内侧的流体流速〔Q/(0.6²*π/4)＝1.66m/s〕；

υ₂——限流装置处的流体流速(Q/A₂＝0.47m³/s/A₂)；

g——重力加速度(9.8m/s²)；γ——流体的密度(1000kg/m³)；

将各参数代入流体能量平衡式： $P_1/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_1^2/2g=P_2/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_2^2/2g,$ 则：

30000/1000+1.66²/(2×9.8)＝24000/1000+(0.47/A₂)²/(2×9.8)30m+0.14m＝24m+(0.47/A₂)²/19.6

A₂ ²＝(0.47m³/s)²/(6.14m×19.6m/s²)

A₂ ²＝0.0018(m²)²

两边开平方，得A₂＝0.042(m²)；

A₂＝0.042(m²)，即为干线达到理想参数时限流装置的过流截面。

求算限流装置过流截面的通径D₂：

由A₂＝0.042＝D₂ ²×π/4，

有D₂ ²＝4×0.042/π＝0.053

两边开平方，得D₂＝0.23m＝230mm。至此，得到限流装置的过流通径D₂＝230mm

此时，限流装置处的流体流速υ₂为

υ₂＝Q/A₂

＝〔(1704m³/h)/3600s〕/(D₂ ²×π/4)

＝0.47(m³/s)/〔(0.23m)²×π/4〕

＝11.3(m/s)

限流装置至粒化塔的流体流速υ₃为

υ₃＝Q/A₁

＝〔(1704m³/h)/3600s〕/(D₁ ²×π/4)

＝0.47(m³/s)/〔(0.6m)²×π/4〕

＝1.66(m/s)

本实施例中采用的限流装置为定径限流管，优选的为法兰式缩径管。如图3所示，考虑到成本原因，缩径限流管由外套管和嵌镶小套管构成。嵌镶小套管为主磨损件，可由常规的45#钢材料加工成型，置入外套管后两端焊固(详见示意图)，依据当前运行经验，平均更换周期为2个月；外套管由Q235材料构成，其在干线管路中能起到良好的热应力伸缩变形的承受能力，且价格低廉。周期更换时，可将外套内嵌镶小套的剩余部分切削清根，置入新的备用小套焊固即可。

由于采用定径限流管对截流面进行恒定设置，此前系统内所有参与调控的阀门，现在均可置于全开启状态。这种状态的益处是显而易见的：

其一，由于所有阀板均处于水流流向的平行状态，避免了阀板的快速磨损，延长了阀门的服役周期，显著化解了备件消耗的成本压力；

其二，避免了人工调控运行参数的随极性波动，保证了粒化塔内造渣工艺的恒定成渣质量；

其三，降低了运行岗位的现场调控强度，优化了站所人员的岗位作业配置，可明显增强对运行状态界面监控的作业质量；

效果及参数比较

1.由清砂周期对比可以证明，通过对流体能量的优化措施，确实可以有效控制循环水体的含砂量，并消除由此导致的循环系统的运行障碍；实现对溢流水裹挟炉砂无限制外泻的控制，达到保证厂区排水功能健康运行的目的。

2.由给水能量对照表，可直观比较，优化前后粒化塔内单位红渣承载冲击能量的差别；

3.由运行参数对照表，可比较优化前后能量变化的依据；

基于系统优化调整实验的成功遂行，粒化渣的成渣形态达到了预定目标，透过转鼓进入基坑回收池的流体含砂量已经实现受控状态；至此，两套INBA系统进入良性循环状态。

最后所应说明的是，以上具体实施方式仅用以说明本发明的技术方案而非限制，尽管参照实例对本发明进行了详细说明，本领域的普通技术人员应当理解，可以对本发明的技术方案进行修改或者等同替换，而不脱离本发明技术方案的精神和范围，其均应涵盖在本发明的权利要求范围当中。

Claims (2)

1.一种控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法，所述高炉INBA循环系统包括粒化造渣给水输出干线出口阀、转鼓筛网、回水冷却塔排砂口、炉砂收集池，其特征在于，包括以下步骤：

步骤2-1：调节全开状态下的所述给水输出干线出口阀，逐步减少给水输出干线出口阀的过流截面；

步骤2-2：在所述回水冷却塔排砂口进行同步排放试验，观测所述炉砂收集池的水体含砂量；

步骤2-3：当所述炉砂收集池的水体含砂量持续保持在设定阈值范围内时，停止调节所述输出干线出口阀；

步骤2-4：计算步骤2-3下所述输出干线出口阀的实际过流截面，以及该实际过流截面对应的过流通径；

步骤2-5：关闭所述高炉INBA循环系统，在所述输出干线出口阀的前端安装一限流装置，所述限流装置的过流通径为步骤2-4计算所得到的过流通径；

步骤2-6：使所述给水输出干线出口阀保持全开状态，开启所述高炉INBA循环系统。

2.如权利要求2所述的控制高炉INBA循环系统水体含砂量的方法，其特征在于，步骤2-4计算所述过流通径包括以下步骤：

步骤3-1,确定所述步骤2-3下输出泵组的现实功耗N₁：

步骤3-2，根据公式Q₁/N₁＝Q₀/N₀，计算输出泵组的现时输出流量Q₁,其中，N₀为输出泵组的原始功耗、Q₀为输出干线的原始流量；

步骤3-3，依据现时输出流量Q₁、输出干线管道过流截面A₁，求算现时干线流速υ₁：υ₁＝Q₁/A₁，

其中，D₁——粒化输出干线管道过流内径，

Q₁——现时输出流量，

A₁——干线管道过流截面，

υ₁——现时干线流速，为泵组至干线输出阀之间管段中流速；

步骤3-4，由流体能量平衡式，即伯努利方程求算现时状态下，输出干线出口阀处的流速υ₂：

伯努利方程： $P_1/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_1^2/2g=P_2/\mathrm{\γ}+{\mathrm{\υ}}_2^2/2g$

其中，P₁——含砂量达到理想状态时，泵组至干线输出阀之间管段的压强，

P₂——含砂量达到理想状态时，输出干线出口阀处的压强，

υ₁——现时干线流速，为泵组至干线输出阀之间管段中流速，

υ₂——现时状态下输出干线出口阀处的流速，

γ——循环水体的密度，γ＝kg/m³，

g——重力加速度；

步骤3-5，依据流体理论的连续性原理：现时干线流速υ₁×干线管道过流截面A₁＝现时状态下输出干线出口阀处的流速υ₂×干线出口阀处的实际过流截面A₂，求算干线出口阀处的实际过流截面值A₂：即υ₁×A₁＝υ₂×A₂，

由上式可知：A₂＝υ₁×A₁/υ₂；

步骤3-6，通过干线出口阀的实际过流截面A₂计算出所述限流装置的过流通径D₂：

$D_2=\sqrt{4A_2/\mathrm{\π}}.$