автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Исследование гидродинамики шлакоугольных суспензий и особенностей восстановления в них железа с целью совершенствования технологии процесса Ромелт

На правах рукописи

КОЛЕСНИКОВ ЮРИЙ СЕРГЕЕВИЧ

ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ ШЛАКОУГОЛЬНЫХ СУСПЕНЗИЙ И ОСОБЕННОСТЕЙ ВОССТАНОВЛЕНИЯ В НИХ ЖЕЛЕЗА С ЦЕЛЬЮ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИИ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ

Специальность 05.16.02 - «Металлургия черных, цветных и редких металлов»

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2006

Работа выполнена

в лаборатории «Плавки железорудного сырья» Московского государственного института стали и сплавов (технологического университета)

Научный руководитель:

доктор технических наук Усачев А.Б.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Лисиенко В.Г. кандидат технических наук, доцент Федоров А.Н.

Ведущая организация:

ФГУП «ЦНИИчермет им. И.П. Бардина», г. Москва

Защита состоится 28 декабря 2006 г. в 1022 на заседании диссертационного совета Д.212.132.02 при Московском государственном институте стали и сплавов (технологическом университете) по адресу: 119049, г. Москва, В-49, ГСП-1, Ленинский проспект, д.6, ауд. А-305.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного института стали и сплавов (технологического университета).

Автореферат разослан 27 ноября 2006 г.

Справки по телефонам: (495) 230-45-27,234-07-52 (факс)

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор

Семин А. Е.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы определяется нарастающей потребностью промышленности в технологии бескоксового производства чугуна из руд и железосодержащих отходов.

Единственным российским процессом бескоксового производства чугуна, успешно испытанным в промышленном масштабе, является процесс Ромелт. Эта технология разработала в Московском инсппуте стали и сплавов (МИСиС). В настоящее время В/О "Тяжпромэкспорт" в сотрудничестве с рядом научных и проектных организаций осуществляет комплекс работ по сооружению первого в мире завода по производству чугуна процессом Ромелт в Союзе Мьянма. Намечается строительство таких заводов в России.

Основной реакционной зоной печи Ромелт является шлаковая ванна, продуваемая через систему боковых фурм кислородсодержащим дутьем. Частицы угля непрерывно подаются на поверхность шлаковой ванны и замешиваются в объем шлака. Наибольшее содержание угля отмечается в поверхностном слое ванны, в нижних горизонтах оно резко снижается. Частицы угля участвуют как в процессах восстановления железа из ишака, так и в процессах горения и газификации в зонах барботажных столбов. В зависимости от количества накопленного в ванне угля, его фракционного состава, а также от параметров продувки, геометрии ванны и физических свойств ишака характер распределения частиц угля в ванне может сильно изменяться. Это влияет на эффективность горения угля в барботажных столбах и восстановление железа углем. Кроме того, эффективное замешивание угля обеспечивает стабильную работу печи при высоких насыщениях шлако-угольной суспензии без наступления технологически. неприемлемого режима блокировки слоем угля поверхности ванны, сопровождающегося резким ухудшением теплопередачи в ванну из зоны дожигания. Решение данной проблемы позволит вести восстановительную плавку при больших концентрациях угля, что обеспечит повышение производительности печи.

Дальнейшее совершенствование процесса Ромелт и расширение области его применения невозможно без изучения влияния на структуру шлакоугольной суспензии гидродинамического режима ванны, исследования механизма и кинетики восстановления железа в пневматически перемешиваемых шлакоугольных суспензиях.

Целью пастоящего исследования являлось совершенствование технологии процесса жцдкофазного восстановления железа Ромелт на основе физического моделирования гидродинамики и изучения особенностей восстановления железа в шлакоугольных суспензиях.

Для достижения поставленной цели в работе поставлены н решены следующие задачи:

- разработать методику и создать экспериментальную установку для холодного физического моделирования гидродинамики шлакоугольной суспензии процесса Ромелт;

- изучить на физической модели закономерности замешивания угольных частиц в объем ванны при варьировании параметров продувки, высоты ванны, физических свойств жидкости, фракционного состава модельных частиц и их общего содержания в ванне;

- изучить па физической модели закономерности наступления режима блокировки поверхности ванны сплошным слоем из угольных частиц;

- экспериментально изучить эффективность основных схем жидкофаз-ного восстановления железа;

- разработать методику формально-кинетического анализа восстановления железа в шлакоуголыюй суспензии;

- исследовать зависимость кажущейся константы скорости восстановления железа в шлакоуголыюй суспензии от размеров частиц восстановителя, температуры и интенсивности перемешивания расплава;

- разработать рекомендации по совершенствованию технологии процесса Ромелт.

Автором шлносятся на защиту:

- методика холодного физического моделирования гидродинамики шлакоуголыюй суспензии процесса Ромелт;

- результаты физического моделирования шлакоугольной суспензии процесса Ромелт;

- результаты экспериментального сопоставления эффективности восстановления железа при прямом контакте шлака с графитом и через газовую фазу;

- методика формально-кинетического анализа жидкофазного восстановления железа в шлакоугольных суспензиях и результаты экспериментального исследования

- рекомендации по совершенствованию технологии процесса Ромелт.

Научная новизна работы заключается в следующем:

на основе совершенствования гидродинамического режима шлакоуголыюй суспензии разработаны рекомендации по повышению производительности процесса Ромелт;

разработана методика обеспечения динамического подобия при холодном физическом моделировании струйной боковой продувки шлаковой ванны печи Ромелт;

определены условия подобия для частиц угольной взвеси в турбулентном шлаковом расплаве;

определены условия подобия для крупных частиц угля при большой неоднородности их распределения по высоте турбулентной жидкой ванны;

разработаны физическая модель и методика экспериментального исследования структуры барботируемой суспензии;

установлена зависимость эффективности замешивания частиц в объем ванны и в барботажпые столбы от изменения расхода дутья, диаметра фурм, высоты ванны над фурмами, общего количества частиц в ванне, их фракционного состава, вязкости жидкости;

установлены закономерности наступления режима блокировки поверхности ванны сплошным слоем из угольных частиц;

экспериментально подтверждена определяющая роль в восстановлении железа в шлакоугольных суспензиях схемы прямого восстановления в одну стадию;

- . разработана методика формально-кинетической оценки скорости жидко-фазного восстановления железа в шлакоугольных суспензиях;

установлена зависимость константы скорости восстановления железа в шлакоугольных суспензиях от изменения фракционного состава восстановителя, температуры и интенсивности перемешивания расплава.

Практическая значимость. Разработанные на основе результатов проведенных исследований практические рекомендации по повышению производительности процесса Ромелт, по рациональным фракционному составу угля, содержанию угля в шлаковой ванне и вязкости шлака, используются при проектировании печей Ромелт и составлении технологических инструкций по ведению процесса на установках Ромелт.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались па VI Международной научно-практической конференции «Проблемы энергосбережения и экологии в промышленном и жилищно-коммунальном комплексах», 2005 г. Пенза; на Международной научно-практической конференции «Прогрессивные технологии развития», 2005 г. Тамбов; на Второй Всероссийской конференции молодых специалистов «Металлургия XXI века», 2006 г. Москва; на III Международной научно-практической конференции «Металлургическая теплотехника: история, современное состояние, будущее. К столетию со дня рождения М. А. Глинкова» 2006 г., Москва, на 2-й Международной Научно-практической конференции «Составляющие научно-технического прогресса», 2006 г., Тамбов.

Публикации. По результатам работы опубликовано 2 статьи и 5 докладов в сборниках трудов научных конференций.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из общей характеристики, списка условных обозначений, введения, шести глав, заключения и изложена на 167 стр. Диссертация содержит 44 рис. и 1 таблицу. Список литературных источников включает 103 наименования.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во Введении обоснована необходимость совершенствования процесса Ромелт на основе изучения влияния гидродинамического режима па структуру шла-коугольной суспензии, исследования особенностей механизма и кинетики восстановления железа в шлакоугольных суспензиях.

Глава 1. Состояние вопроса и постановка задачи исследования.

На основе изучения и обработки имеющихся литературных данных провели подробный анализ связи гидродинамического режима плавки с основными параметрами наиболее технологически продвинутых процессов бескоксовой металлургии чугуна Ромелт, Hlsmelt, Auslron, DIOS и Redsmelt-NST. Показано, что структура шлакоугольной суспензии чрезвычайно неоднородна, ее пространственные изменения и насыщенность определяющим образом влияют на эффективность процессов жидкофазного восстановления, теплопередачу из зоны дожигания' к шлаковой ванне, вспенивание шлака, науглероживание металла. Таким образом, характер распределения дисперсного угля в объеме ванны играет определяющую роль в успешной реализации всех этих процессов.

На опытно-промышленной установке Ромелт в период освоения технологии были получены отдельные данные о структуре шлакоугольной суспензии. Для

системного изучения влияния различных параметров гидродинамического режима процесса на структуру и свойства шлакоугольной суспензии необходимы широкие модельные исследования.

В процессе Ромелт распределение частиц угля в ванне определяется характером циркуляции шлака. Поэтому при физическом моделировании гидродинамики шлакоугольной суспензии необходимо использовать методику, позволяющую обеспечить геометрическое подобие в распространении струй бокового дутья в жидкости, а также подобие в количестве жидкости, «прокачиваемой» в единицу времени через эти струи. Эти два требования взаимосвязаны, невыполнение одного из них нарушает динамическое подобие. Также необходимо обеспечить подобие в характере увлечения частиц угля шлаком.

На основе анализа литературных данных, как наиболее подходящие к задачам исследования, были выбраны и подробно проанализированы две методики физического моделирования струйной продувки.

Показано, что применение методики физического моделирования боковой струйной продувки Г. С. Сборщикова может обеспечить только подобие фурменных зон ванны печи Ромелт и ее модели, поскольку не учитывает эффект термического расширения дутья, принципиально влияющий на интенсивность движения жидкости в барботажлых столбах (вне фурменных зон струй). Методика Д. Ма-зумдара, разработанная для моделирования донной струйной продувки, учитывает эффект термического расширения газа, но оставляет открытым вопрос о величине диаметра фурмы па модели. Показано, что обе методики после их совместной адаптации могут быть использованы при физическом моделировании ванны процесса Ромелт.

Помимо подобия в циркуляции в ванне, необходимо обеспечить подобие в характере увлечения частиц угля шпаком. Проведенный анализ литературных источников показал, что при физическом моделировании частиц шлакоугольной суспензии процесса Ромелт практически невозможно использовать результаты по исследованию гидродинамики суспензий, полученные для других технологических процессов. Показано, что необходима разработка двух раздельных методик моделирования угольных частиц: для мелких, взвешенных в несущей турбулентной жидкости, и для крупных частиц, неравномерно распределенных в объеме ванны.

Угольные частицы, образующие в перемешиваемом струями кислородовоз-душного дутья шлаке суспензию, вносят основной вклад в интегральную скорость восстановления железа в процессе Ромелт. Поскольку из шлаковой ванны выделяются преимущественно СО и Нг, можно сделать вывод о реализации в процессе Ромелт реакции прямого восстановления железа. Однако, как известно, этот процесс может протекать в одну или в две стадии. Скорость реакции при одностадийной схеме восстановления зависит от величины суммарной поверхности угольных частиц, а в двухстадийной - от величины суммарной поверхности пузырей, содержала угольные частицы. Анализ литературных данных показал, что константы скорости восстановления по указанным межфазным границам существенно различны. Поэтому определение преобладающей схемы восстановления важно для выяснения кинетических возможностей процесса.

Поскольку в интенсивно перемешиваемом шлаке степень блокировки поверхности угольных частиц разных размеров газовыми пузырями различна, можно ожидать, что в процессе Ромелт соотношение вкладов в интегральную скорость получения железа основных схем восстановления — в одну и в две стадии может

быть для частиц угля разных размеров также различным. Работ, посвящешшх изучению влияния на кинетику восстановления в пневматически перемешиваемом шлаке блокировки пузырями поверхности углеродистых частиц различных фракций, в литературе не обнаружено.

Исходя из поведенного анализа, был сделан вывод о целесообразности разработки методик и проведения физического моделирования гидродинамики шла-коугольных суспензий процесса Ромелт, выявления основной схемы и особенностей кинетики жидкофазного восстановления железа с участием дисперсного твердого углерода.

Глава 2. Вывод совокупности критериев подобия для физического моделирования шлакоугольпых суспензий процесса Ромелт.

Задача физического моделирования в данном случае состоит в воспроизведении на модели подобных оригиналу полей скоростей жидкости и содержаний твердой дисперсной примеси, в изучении их изменений при варьировании основных параметров гидродинамического режима. Полученная совокупность критериев подобия при моделировании боковой струйной продувки шлако-угольных суспензий процесса Ромелт имеет вид:

АЛ, £ А- ^

М РЖФ ' ^ Хъ Р*с

<

Аги =

ёЬ

1А

V.

где М1р0,25

'-'см 05Я

_1 2 Д'А

- средняя скорость подъема газожидкостной смеси в > ^ = барботажном столбе, м/с

А

л

I?

при с1ч«Хо

при с!ч»Ло

1-/?

у.р

>

-внутренний масштаб турбулентности в системе (м);

оароотажном столое, м/с ^гж J

- расход газа в струе (с учетом термического расширения газа) , м3/с; 8 - удельная мощность переметив ания, Вт/м3; Г — половина межфурменного расстояния, м; Ъ — высота ванны над уровнем фурм, м; £ - ускорение свободного падения, м/с2; рг - плотность газа, кг/м3; С/г - скорость газа в выходном сечении фурмы, м/с; рж - плотность жидкости, кг/м3; /I - динамическая вязкость жидкости, Па*с; Ув - объем жидкости, м3; й?ч-диаметр частиц, м; ¡3 - объемное содержание частиц, доли ед.; Х^ - линейные размеры печи (кроме диаметра фурм и характерного диаметра частиц), м; Хо - базовый размер, м;

Рг„ - модифицированный критерий Фруда; Не - критерий Рейнольдса (Ргт и Яе обеспечивают подобие в циркуляции жидкости); — критерий Глинкова (обеспечивает подобие зон продувки); Яеч -критерий Рейнольдса для турбулентного потока, обтекающего частицу (обеспечивает подобие во взаимодействии частиц с турбулентными пульсациями потока, зависит от соотношения размера частицы и внутреннего масштаба турбулентности); Агч - критерий Архимеда (обеспечивает подобие в замешивании частиц в объем ванны); - критерий подобия содержания частиц в

симплекс подобия высоты

суспензии; —— - симплекс подобия конструктивных элементов; Н

Хо

Рч Рж

- симплекс подобия плотностей частиц и жидкости.

s

Для обеспечения подобия в циркуляции расплава адаптировали указанные выше методики физического моделирования Мазумдара и Сборщикова.

В методике Мазумдара определяющий критерий динамического подобия -

е.. UL

модифицированный критерий Фруда ггт = —бьш получен из анализа основных сил, действующих в струе выше фурменной зоны. Входящая в этот критерий, средняя скорость подъема газожидкостной смеси в барботажном столбе

иы = 3,1—-jTj— рассчитывается по известной модели турбулентной газожид-Л '

костной струи Шахаи-Гутри, хорошо согласующейся с экспериментальными данными. Числовой коэффициент в выражении для UCM включает в себя ускорите свободного падения и некоторые друше константы и является размерным.

*

При выводе критерия Frm, Мазумдаром были сделаны допущения, учитывающие специфику условий донной продувки в агрегатах ковшевой металлургии. Поскольку для таких систем характерцы невысокие величины газосодержаний вне фурменной зоны струи (2-10%), им было принято, что на модели и в образце значения газосодержаний в струе всегда примерно равны и что высота слоя при таких условиях продувки практически равна высоте спокойной ванны.

Поскольку такие допущения неприемлемы при моделировании интенсивной продувки в процессе Ромелт, провели полный вывод критерия Frm без упрощающих допущений. Было показано, что конечное выражение для данного критерия при этом не изменяется, в него входят только величины, заданные в условиях однозначности.

Было также показано, что методика Мазумдара, разработанная для моделирования донной продувки расплавов, применима и для моделирования боковой термически расширенной струи на участке ее практически вертикального распространения выше фурменной зоны (барботажный столб). Эта методика позволяет рассчитать необходимый для подобия в интенсивности циркуляции жидкости расход дутья на модели, но оставляет открытым вопрос о диаметре

фурм на модели ( с/g""5').

При боковой струйной продувке скорость ввода дутья (а, следовательно, и

d§od") определяет характер распространения (траекторию) струи. Поэтому при моделировании принципиально важно обеспечить подобие параметров фурменных зон образца и модели.

В методике Сборщикова это достигается выполнением требования равен-

ц2

ства значений критерия Глинкова Gn = ^ ^ на модели и в образце. Из этого

условия в данной методике рассчитывается расход дутья на модели. При этом соблюдается единый масштаб геометрического подобия для диаметров фурм и остальных линейных размеров.

Было обосновано, что для одновременного обеспечения подобия в циркуляции расплава и в характере распространения струй в ванне печи Ромелт диаметр фурмы на модели ¿о""^ должен определяться из требования Сп=1с1ет, причем входящий в критерий Глинкова расход дутья на модели £)мод., должен

рассчитываться из условия Ргт

Q

мод.

ср. О

(1)

(. + Рж8к)Рш

Р^-Рг^атм. + РжЯ^П))2

(2)

где ()0 - расход дутья, подаваемого через фурму в образце, нм3/с; Рср - среднее гидростатическое давление в слое над фурмой, Н/м2; Ратм. - атмосферное давление, Н/мг; Тж - температура жидкости, К; Т® =273 К; с1д - диаметр фурмы в

образце; 5 - константа геометрического подобия. При этом масштаб изменения диаметра фурмы на модели отличается от принимаемого масштаба геометрического подобия для остальных линейных размеров.

В методике Мазумдара использование Ргт в качестве единственного критерия динамического подобия оправдано только при выполнении условий автомо-дельпости циркуляции жидкости то отношению к критерию Рейнольдса

Re:

■ РсмУсмН . Рж

,Рж(Х-<Р)исм. Рж

н

. РжУсмЬ

Рж

(3)

т.е. в режиме, когда инерциальные силы в струе настолько превышают силы вязкого трения, что последние перестают сказываться на характере циркуляции (в (3) Н — высота продуваемого слоя, ф - его газосодержание). Переход к автомодельному режиму наблюдается при соблюдении условия Re>4 Если это условие не выполняется, необходимо соблюдать два условия: Frm =idem и Re—idem. Соответственно, при моделировании продувки в печи Ромелт, в случае Re<4*105 необходимо соблюдение условий: Frm—idem, Re=idem и Gn~idem.

При выводе условий подобия для модельных частиц, имитирующих уголь в пшакоугольной суспензии, отдельно рассмотрели характер движения в шлаке мелких частиц угля («взвеси») и крупных частиц угля. Последние очень неравномерно распределяются по высоте ванны даже при высокой мощности перемешивания расплава, характерной для процесса Ромелт.

На основе анализа уравнения движения частицы взвеси методом сопоставления физических эффектов получили точные выражения критерия Рейнольдса Re4 для турбулентного потока, обтекающего взвешенную в нем твердую частицу с характерным диаметром, существенно меньшим -

Re„

~\р*-рх 1 *

Рж л.

(4)

или существенно большим -

Re,

\Рж~Р,\

Рч Рэя

внутреннего масштаба турбулентности (Хо) в системе.

Сформулировали условия подобия при моделировании суспспзий из крупных твердых частиц при их сильно неоднородном распределении по высоте турбулентной жидкой ванпы (случай, когда действие силы тяжести существенно влияет на движение частиц). Принимая, что такие частицы должны заглубляться в объем ванны на модели и в образце подобным образом, на основе анализа уравнения движения показали, что выполнение условия Агч~1(1ет (Лгч - критерий Архимеда для турбулентного потока, обтекающего частицу, обеспечивает подобие в распределении частиц по высоте ванны).

При заданном масштабе геометрического подобия частиц Зч применение условия Агч~гс1ет позволяет определять необходимую вязкость модельной жидкости:

2

Рмод. = М^ч

.рЯ?

Рж

(6),

Рч - Рж

и, наоборот, при выбранной модельной жидкости это условие позволяет определить масштаб геометрического подобия модельных частиц (при одновременном соблюдении требования Re = idem (см. (3)).

Было также показано, что при соблюдении —idem и равенстве маспгга-

Рж

бов геометрического подобия частиц и модели (S4=5) для среднего по ваше расстояния между центрами модельных частиц L4

1

L\f — ^

1-у?

УжР.

(7)

геометрическое подобие с образцом соблюдается при равенстве как объемных (/? (доли ед.)), так и массовых (С (доли ед.)) содержаний частиц суспензии в образце и на модели, т.е. при моделировании достаточно выполнения одного из требований: С= idem или /?= idem. В общем случае, при произвольном выборе масштаба подобия S4, при моделировании должно выполняться требование L4 — idem.

Подобие в смачиваемости частиц жидкостью на модели и в образце обеспечивается соблюдением требования 0=idem (где 0 — краевой угол смачивания).

Было также показано, что при моделировании продувки суспензии в процессе Ромслт соблюдение равенства на модели и в образце критериев Вебера и Маха не обязательно.

Глава 3. Параметры физической модели ванны печи Ромелт и методика проведения экспериментов.

При расчете параметров физической модели использовали следующие характеристики печи и процесса Ромелт в режиме стабильной плавки («базовый режим» с производительностью 8 т металла в час):

Геометрические параметры: ширина ванны в фурменной зоне - 2,5 м; угол раскрытия ванны в верхней ее части - 20°; межфурменное расстояние - 0,8 м; число барботажных фурм - 16; высота пояса фурм от уровня подины - 1,5 м; высота спокойного шлака над осью фурмы - 0,8 м; толщина ванны металла на подине - 0,5 м; расстояние от крайней фурмы до торца печи - 1,2 м; диаметр фурм - 0,03 м; общее содержание частиц угля в ванне - 1-3% от массы ванны; диаметр частиц угля, ограниченно замешивающихся в глубину ванны: 7-14 мм (частицы меньших размеров образуют взвесь).

Физические параметры: плотность газа на выходе из фурмы - 1,66 кг/м3 (использовали кислородовоздушное дутье (70% 02), гидростатическое давление на уровне фурм -1,2 атм.); плотность шлака - 2650 кг/м3; плотность частиц ококсованного угольного остатка - 900 кг/м3; вязкость шлака при Г^,=1450° С -0,4-0,5 Па* с; краевой угол смачивания частиц угля шлаком - 135°.

Динамические параметры: скорость газа на срезе сопла фурмы - 205 м/с (расход дутья - 625 нм /час).

При моделировании поведения «крупных» частиц угля, сконцентрированных преимущественно в верхней части барботируемой шлаковой ванны, использовали следующую совокупность критериев подобия:

{ ^, Яе, С, Лгч, Н, С} (8)

0 Рж

где - линейные параметры печи (кроме диаметра сопел фурм) и характерный размер частиц, Хо - базовый размер (за него взяли ширину ванны). Отдельно

выделен симплекс Н=—— относительная высота ванны над уровнем фурм.

При моделировании поведения мелких частиц угля, взвешенных в объеме барботируемой шлаковой ванны, использовали совокупность критериев подобия:

{Л-,;, Яе, С, Н, Яеч, тг, —, С} (9)

Л0 Рж

Расчетные значения параметров физической модели при масштабе 1:20 (базовый вариант) и их вариация в экспериментах (дана в скобках) составили:

- расход дутья на 1 фурму - 37,5 л/мин (26,25,48,75 л/мин);

- диаметр фурмы — 4,4 мм (4,0 и 5,0 мм);

- высота ванны над боковыми фурмами - 40 мм (20 и 80 мм);

- модельные частицы - измельченная парафинированная пробка плотностью

320 кг/м3;

- общее количество частиц в ванне (Собщ ) - 1-3% (1... 9% от массы ванны);

- фракция «взвеси» — 0-0,35 мм, фракция «крупных» модельных частиц -0,35-0,7 мм (в опытах использовали три фракции, перекрывающие весь диапазон размеров частиц: 0-0,5 мм, 0,5-1,25 мм и 2,0-2,5 мм);

- модельная жидкость: 20%-ный водоглицериновый раствор с /7=1052 кг/м3 и /¿=0,0018 Па*с (вода с р=1000 кг/м3, /¿=0,001 Па*с и 65%-ный водоглицериновый раствор с /т=1165 кг/м3 и /¿=0,01554 Па*с). Диапазон изменения безразмерных параметров в опытах, в сравнении с их значениями для характерных стабильных режимов работы печи, представлен на табл. 1.

Таблица 1 - Диапазон изменения безразмерных параметров в опытах и при ста-

Величины Значения

Печь Ромелт (ИЛМК ) Модель

3,1 2,2-5,7

Ле 21000 24400-29900

в 3,4 2,6-8,9

0,0-0,66 0,0-0,83

Яеч (Ыч»Ло) 0,97-16 1,13-18,70

В 0,8-1,2 0,5-1,5

Агч 0,0028-499 36,43-26558

Собш. 0,005-0,035 0,010-0,090

Рч 0,339 0,304

РХ

Эксперимептальная установка состояла из модели рабочей камеры печи Ромелт, воздуходувной системы с газораспределительной станцией и измерительной аппаратуры. Модель рабочей камеры печи Ромелт выполнили в масштабе 1:20.

Отбор проб суспензии для определения локального массового содержания частиц в жидкости осуществляли при помощи сконструированного поршневого зонда. Пробы отбирали вне барботажных столбов в пяти характерных зонах ванны (поз. 1-5 на рис. 1а) из поверхностного слоя и с горизонта фурм. В барботажных столбах пробы отбирали па уровне ввода дутья в ванну (позиция 1, рис. 16) и на уровне середины барботажного столба (позиция 2, рис. 16).

Погрешность определения массового содержания частиц в экспериментах не превышала 15%, уровень надежности полученных данных 0,95.

Вид модели с торца

Г1

4 5

1 2 3

1 / VI

Рисунок 1. Локализация отбора проб: а - вне барботажных столбов; б - в барботажных столбах _1... 5 - позиции отбора проб_

Глава 4. Исследование гидродинамики шлакоугольнон суспензии процесса Ромелт на физической модели.

В экспериментах на физической модели изучили влияние интенсивности продувки, высоты ванны над фурмами, диаметра фурм, количества частиц в ванне, их крупности, а также вязкости жидкости на содержание частиц в поверхностном слое и на уровне барботажных фурм, как вне барботажных столбов, так и внутри них. По этим данным судили о характере и эффективности замешивания частиц в объем ванны.

При эффективном замешивании угля более полно используется объем ванны как реакционной среды для восстановления железа из шлака, более эффективно происходит горение частиц угля на фурмах, обеспечивается интенсивная передача тепла к ванне из зоны дожигания. Критерием эффективности замешивания угля является более равномерное его распределение по высоте ванны.

Анализ экспериментальных данных показал, что при малых количествах (С06и=1-3%) частиц в ванне (что было характерно для плавок на опытно-промышленной печи Ромелт (НЛМК)) при расходах дутья 37,5 л/мин (рис. 2) и 26,25 л/мин содержание частиц на уровне фурм при изменении высоты ванны практически не изменялось. В то же время, в поверхностном слое самое низкое содержание частиц было при максимальном уровне жидкости над фурмами (80 мм), а наибольшее (примерно-в 2 раза выше) - при минимальном уровне (20 мм). При расходе на фурму 48,75 л/мин (при Сс6щ=1-3%) самая низкая эффективность замешивания частиц в объем ванны наблюдалась при наименьшей высоте ванны. При этой интенсивности продувки и высотах ванны 40 и 80 мм содержания частиц в поверхностном слое были близки к содержаниям частиц на уровне фурм, т.е. достигалось практически равномерное распределение частиц в объеме ванны. При наибольшей высоте ванны (80 мм) такое распределение частиц сохранялась вплоть до С06Щ—5%.

Поверхностный слой 20 мм над фурмами 40 мм над фурмами 80 мм над фурмами Уровень фурм 20 мм над фурмами 40 мм над фурмами 80 мм над фурмами

Й 0 2 4 6

Общее содержание чаепщ в ванне (СоБпО, % масс.

Рисунок 2. Влияние количества частиц в ванне (С0бщ.) на их содержание в поверхностном слое и на уровне фурм (поз. 1, фракция 0,50-1,25 мм) при изменении уровня жидкости над фурмами и при расходе дутья на 1 фурму 37,5 л/мин

По мере увеличения общего количества частиц в ванне, при всех расходах дутья наилучшее замешивание достигалось при среднем уровне жидкости (40 мм). Зависимость эффективности замешивания частиц от высоты жидкости над фурмами при большом количестве частиц в ванне носит экстремальный характер (рис. 3).

в ¿V 21

Н" и"

В 2 18 .«

| I

Р3 9

& *

3 5Г

о я

у В

6 з о

2.5

2

;1.5

3 Рч

К Й о

I | * I

§ ? 0.5 и в

20

0

40

60

100

-26,25 л/мин на 1 фурму -37,5 л/мин на 1 фурму -48,75 л/мин на 1 фурму

-26,25 л/мин на 1 фурму - 37,5 лЛога на 1 фурму -48,75 л/мин на 1 фурму

100

20 40 60 Высота ванны над фурмами, мм

Рисунок 3. Влияние высоты ванны над фурмами на содержание частиц в поверхностном слое (а) и на уровне фурм (б) (С„бШ=9 %, фракция 0,50-1,25 мм, поз. 1) при различных расходах дутья_

Установили, что при относительно малых количествах модельных частиц в ванне (до С06Щ.=5%), частицы мелкой фракции замешиваются в объем ванны наиболее эффективно (рис. 4).

При избыточном накоплении угля в шлаковой ванне на ее поверхности формируется «сплошной» слой из угольных частиц. Это приводит к блокировке теплопередачи к ванне от зоны дожигания. Поэтому на модели изучили условия образования такого слоя. Установили, что при высоком содержании частиц в поверхностном слое (что отвечает Спов.>9% (масс.)) в центральных областях ванны, частицы суспензии образуют «сплошной» слабоперемешиваемый слой в верхней части ванны. Формирование сплошного слоя сопровождается значительным снижением интенсивности движения жидкости в поверхностном сяое ванны. Сплошной слой появлялся при среднем по ванне содержании частиц С0бщ. >5% .

Формирование сплошного слоя начинается у торцов модели. Из этих зон при дальнейшем увеличении количества твердых частиц сплошной слой распространяется на пристенные зоны между фурмами (поз. 4, рис. 1а), откуда переходит в центральную часть ванны (поз. 1). При всех режимах сплошной слой не образуется в центральной части ванны на осевой линии противоположных фурм (поз. 2).

Установили, что с увеличением расхода дутья замешивание частиц в объем ванны становится более эффективным, формирование сплошного слоя наступает позднее (рис. 4). При наибольшем расходе дутья (48,75 л/мин) и высоте ванны над фурмами 40 (рис. 4) и 80 мм в суспензиях из частиц мелкой или средней фракции, независимо от количества частиц в ванне, режим «сплошного» слоя не достигается.

О 5 10

Общее содержание частиц в ванне (Собщ), % масс.

Фракция частиц, мм: 0,00-0,50 -Н-0,50-1,25 -♦"2,00-2,50 —- ——• - начало формирования сплошного слоя при Спов > 9% (масс.)

Рисунок 4. Влияние количества и фракционного состава частиц в ванне (уровень 40 мм над фурмами) на их содержание в поверхностном слое (поз. 1), при расходе дутья: а) 26,25 л/мин; б) 37,5 л/мин; в) 48,75 л/мин

О 20 40 60 80 100 Высота вашш над фурмами, мм

Отборы проб:

поз.1 (рис. 16) поз.2 (рис. 16)

Рисунок 5. Влияние высоты ванны над фурмами на содержание частиц в барботажных столбах (расход дутья 37,5 л/мин) при Собщ: а) 1 %; 6) 9 %

Для процесса Ромелт необходимо, чтобы угольные частицы интенсивно вовлекались в барботажные столбы. Установлено, что содержание модельных частиц в них существенно ниже, чем в остальном объеме ванны. Это различие более выражено в верхних горизонтах ванны. Увеличение" количества частиц в ванне практически не изменяет содержание частиц в верхней части барботажных столбов. Во всем диапозоне содержаний частиц с увеличением уровня жидкости над фурмами содержание частиц в верхней части барботажных столбов уменьшается (рис. 5), а в нижней части барботажных столбов практически не изменяется.

Увеличение интенсивности продувки приводит к небольшому снижению содержания частиц в верхней части барботажных столбов.

*

о,

а> §

и

4,5

4

о

Л э 3,5

о4- 3

§ 2,5

т 2

Я 1,5

- а

3,5

4,5

5 . 5,5 3,5 Диаметр фурмы, мм

4,5

5,5

Отбор проб:

-Поверхностный слой -Уровень фурм

Рисунок б. Влияние диаметра фурмы на содержание частиц на различных уровнях ванны: а) Собщ.=1%; б) Собщ=9%

Установили, что увеличение скорости ввода дутья улучшает замешивание частиц в объем ванны (рис. 6). Характер изменения содержания частиц, как в поверхностном слое, так и на уровне фурм, с изменением насыщенности суспензии, при разных диаметрах фурм, практически одинаков.

Изучили влияние вязкости жидкости на эффективность замешивания частиц в объем ванны, так как в реальном процессе вязкость шлака можно изменять в широких пределах.

Установили, что наилучшая эффективность замешивания частиц всех фракций в объем ванны достигается при вязкости модельной жидкости 1,0-1,5'|'10~3 Па*с, что соответствует вязкости шлака 0,23-0,35 Па*с.

При больших вязкостях модельной жидкости эффективность замешивания снижается (рис. 7).

Установили, что при любой вязкости жидкости, при количествах частиц в ванне меньших некоторого критического, эффективнее замешиваются в объем ванны частицы мелкой фракции (рис. 7). При больших количествах твердых частиц в ванне эффективнее замешиваются частицы средней фракции.

ц= 0,01554 Па*с

-А

о 2 4 б 8 ю Общее содержание частиц в ванне (С0бщ.), % масс.

Фракция частиц, мм: -А-0,00-0,50 -е-0,50-1,25 -в-2,00-2,50 Рисунок 7. Зависимость содержания частиц различных фракций в поверхностном слое от их общего количества в ванне при различной вязкости жидкости

Глава 5. Исследование механизма и кинетики жидкофазного восстановления железа дисперсным твердым углеродом.

Дисперсный уголь, замешанный в объем шлаковой ванны, является основным восстанавливающим агентом, который может реагировать со шлаком непосредственно, или через газовую фазу в пузырях. Выяснение преобладающей схемы восстановления важно для исследования кинетических возможностей процесса.

Экспериментально были реализованы условия, когда можно сравнить эффективность одновременного действия обоих возможных схем жидкофазного восстановления.

Подготовленные тигли с углеродистыми образцами и шлаком (рис. 8) нагревали в восстановительной атмосфере до температуры 1450 °С, выдерживали в течение 10 минут, затем быстро охлаждали.

Рисунок 8. Схема взаимного расположения восстановителей, шлака и газовой фазы в опыте № 1 (а) и в опыте Ха 2 (б)

В опытах первого типа (рис. 8а) форму и размеры графитового образца выбирали таким образом, чтобы после расплавления шлака часть образца была погружена в него на 1-2 мм, а другая часть находилась над поверхностью расплава на таком же расстоянии. В опытах второго типа (рис. 86) в шлак были погружены два сложенных вместе образца из различных восстановителей - графита и древесного утля. Нижний торец образца из древесного угля был скошен таким образом, чтобы одна часть его поверхности находилась в шлаке, а другая -над шлаком. При этом расстояние от поверхности шлака до поверхности твердого восстановителя изменялось от 0 до 2 мм. Это сделали для того, чтобы смоделировать условия восстановления по двухстадийной схеме в пузырях диаметром 0-2 мм. Вид поверхностей восстановителей после опытов приведен на рис. 9.

На поверхности шлака, где контакта с твердым восстановителем не было, видимых глазом капель металла очень мало. Практически нет их и в объеме шлака. Вся поверхность, как графита, так и древесного угля, находившаяся в контакте со шлаком, покрыта каплями металла. На скошенном торце образца из древесного угля имеется резкая граница. На той части образца, которая не контактировала со шлаком, капель металла нет. Это позволяет сделать вывод, что в процессах жидкофазного восстановления, схема, предполагающая преимущественное восстановление через газовую фазу, где роль твердого углерода сводится только к образованию СО, играет незначительную роль.

■

образец из древесного угля

В процессе Ромелт угольные частицы разных размеров по-разному блокируются пузырями от прямого контакта со шлаком, поэтому кажущаяся константа скорости восстановления по суммарной реакции не может быть определена отнесением скорости реакции к площади поверхности частиц восстановителя. Для кинетического анализа таких систем предположили, что при достаточно большом измельчении частиц угля скорость реакции определяется не величиной межфазной поверхности, как для гетерогенных реакций, а количеством «активных центров» или реагирующих частиц, как для гомогенных реакций. Соответствующее формалыю-кинетическое уравнение восстановления железа принимает вид:

^АЪ£1^кЛРеОГп (10)

100 Л " х ;

где (ГеО) - концентрация оксида железа в шлаке (% масс.); М^. - масса шлака (кг); к„ - кажущаяся константа скорости реакции (кг(РеО)/с); а - порядок реакции, П - количество частиц восстановителя в шлаке.

Константа скорости реакции при таком подходе представляет собой количество РеО, восстанавливаемое за 1 секунду одной частицей восстановителя из шлака с концентрацией (РеО), равной 1%.

Решение (10) в предположении первого порядка реакции дает:

тс , ( (РеО) , --— п --- =£„* (Ц)

(с0) и***»;

где тс - начальная средняя масса частицы восстановителя данной фракции (кг); (С0) - начальное содержание восстановителя в шлаке, (в % от массы шлака). Из

тс , (СРеО.Л

(11) видно, что в координатах —— 1п - !-/ по углу наклона прямой к оси

(со) ч \геО) )

абсцисс можно определить кажущуюся константу скорости реакции к„.

Поскольку разные фракции восстановителя в одной и той же гидродинамической обстановке могут с разной эффективностью контактировать со шлаком (блокироваться пузырями), можно ожидать, что и кажущаяся константа скорости их реагирования со шлаком будет изменяться в зависимости от размера частиц. Экспериментально определенные кажущиеся константы скорости

реагирования для разных фракций твердого дисперсного восстановителя со шлаком могут быть использованы в кинетических расчетах для определения интегральных скоростей в реакторах жидкофазного восстановления железа и для их прогноза при изменении размеров частиц используемого восстановителя.

Опыты по исследованию кинетики жидкофазного восстановления железа дисперсным графитом провели на печи Таммана. Суспензия в тигле перемешивалась с разной интенсивностью аргоном. Опыты провели при трех температурах (1673 К, 1723 К и 1773 К) с использованием графита фракций 0,630,80 мм и 1,60-2,00 мм.

Результаты обработки по (11) экспериментальных данных при Т=1723 К представлены на рис. 10. Линейность графиков показывает, что реакция имеет первый порядок по (РеО), Кажущиеся констанхы скорости реакции составили: дня фракции 0,63-0,80 мм -2,27*10"10 (кпТсОУс), для фракции 1,60-2,00 мм - 2,60* Ю"9(кг(РеО)/с).

Таким образом, различие гидродинамических условий у поверхности частиц графита двух фракций, отличающихся приблизительно в 2,3-2,5 раза по линейным размерам, действительно приводит к качественному (на порядок), изменению кажущейся константы скорости восстановления, которая больше для более крупных частиц.

Для оценки энергии активации реакции Еа проведены опыты с использованием частиц графита размером 0,63-0,80 мм при трех температурах: 1673 К, 1723 К и 1773 К.

Кажущиеся константы скорости реакции соответственно составили: 2,05*Ю"10, 2,27*Ю'10 и 2,75*Ю"10 (кг(РеО)/с). Среднее значение энергии активации составило Еа=62000 Дж/моль. Учитывая комплексный характер восстановления, протекающего в системе одновременно по двум схемам, полученная величина энергии активации не может самостоятельно характеризовать лимитирующую стадию процесса. Этот вопрос нуждается в дальнейшем изучении.

Установили, что увеличение интенсивности перемешивания расплава (рис. 11) приводит к увеличению кажущихся констант скорости восстановления дисперсным графитом.

0 500 1000

Время, с Рисунок 10. Кинетика жидкофазного восстановления железа дисперсным графитом (фракции 0,63-0,80(4) мм и 1,б0-2,00(и) мм; Т=1723 К; расход дутья -0,6 л/мин)

Расход Кажущиеся константы

дутья, скорости реакции, кп

(л/мин) (кг(ТеО)/с)

0,3 1,86*10'Ш

0,6 2,27* 10"ш

1,2 2,68*Ю"10

О

200

800

1000

400 ' 600 Время, с

Рисунок 11. Кинетика жидкофазного восстановления железа дисперсным графитом (фракция 0,63-0,80 мм, Т=1723 К, при различной интенсивности продувки: (■) - 0,3 л/мин; (♦) - 0,6 л/мин; (Ж) - 1,2 л/мин)

Оценка производительности печи по предложенной методике показала, что в процессе Ромелт целесообразно использовать мелкий уголь. Это совпадает с выводами, полученными при моделировании гидродинамики шлакоугольных суспензий.

Глава 6. Разработка рекомендаций по совершенствованию технологии процесса Ромелт.

На основании анализа экспериментальных данных, полученных при моделировании гидродинамики шлакоугольной суспензии процесса Ромелт выделили параметры гидродинамического режима, при которых обеспечивалось наилучшее замешивание модельных частиц в объем ванны. С использованием полученной совокупности критериев подобия произвели полный расчет соответствующих параметров рекомендуемого гидродинамического режима печи Ромелт.

Показано, что при поддержании обычных для практики процесса уровней (РеО)~3% и С0бщ~3%, а также сохранении температурного режима плавки, можно обеспечить удвоение производительности печи (в сравнении с изучавшимся базовым режимом) при увеличении высоты ванны над фурмами в 2 раза (за счет удвоения количества частиц в ванне). Переход при этом на работу с более окисленным шлаком — до (РеО)~6% может обеспечить увеличение производительности в 4 раза. Согласованные с увеличенной в 2 (или в 4) раза скоростью подачи в печь окисленного железосодержащего сырья, расходы угля и кислорода, рассчитываются из материального и теплового баланса плавки.

Повышение производительности печи путем увеличения содержания угля в ванне считается бесперспективным, поскольку количество накопленного в ванне угля трудно контролировать и процесс может перейти в технологически неприемлемый режим блокировки углем поверхности ванны. Однако проведенные модельные исследования показали, что этот режим можно исключить при

переходе к большей интенсивности продувки и большей глубине ванны, при использовании угля обычной для процесса крупности. Исходя из этого, общее содержание угля в ванне (С0бщ.) может быть увеличено с 3% до 6% и даже до 9% от массы ваппы, что открывает возможности существенного увеличения скорости восстановления железа в печи.

Проведенный анализ данных по моделированию гидродинамики шлако-угольной суспензии и кинетики жидкофазного восстановления железа дисперсным твердым углеродом позволил сформулировать следующие рекомендации по повышению производительности процесса Ромелт на основе совершенствования гидродинамического режима шлакоугольной суспензии:

1 .Уровень спокойного шлака над барботажными фурмами целесообразно увеличить с 0,7-0,8 до 1,4-1,6 м;

2. Расход дутья на фурму следует увеличить с 600-650 нм3/ч до 950-1000нм3/ч;

3. Диаметр сопел барботажных фурм следует оставить неизменным -30 мм, при этом скорость дутья па выходе из фурмы увеличится с 205 до 265 м/с;

4. Размеры угольных частиц в ванне должны быть менее 20 мм;

5. Содержание угля в ванне должно быть 5-9% от массы ванны;

6. Концентрация РеО в шлаке должна быть 5-6%;

7. Вязкость шлака в печи целесообразно поддерживать на уровне 0,2-0,4 Па*с, повышение вязкости шлака выше 3,0 Па*с нежелательно.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В работе получены следующие основные результаты:

1. Разработана методика обеспечения динамического подобия при физическом моделировании продувки ванны печи Ромелт. Определены условия подобия для частиц, моделирующих угольную взвесь в турбулентном шлаковом расплаве. Определены условия подобия для частиц, моделирующих крупные частицы угля в сильно неоднородных по высоте ванны шлакоугольных суспензиях;

2. Рассчитаны параметры и создана физическая модель, разработана методика экспериментального исследования структуры барботируемой шлакоугольной суспензии;

3. Установлено, что при малых количествах (1-3% от массы ванны) частиц (что характерно для процесса Ромелт), эффективность замешивания частиц в объем ванны возрастает при увеличении высоты ванны над фурмами; увеличении расхода дутья на фурму; увеличении скорости дутья (при постоянном его расходе); при использовании частиц мелкой фракции (при количестве модельных частиц в ванне до 5% (от массы ванны)); а также при пониженной вязкости жидкости.

4. Установлено, что при высоком содержании частиц в поверхностном слое (Спов>9% (масс.)) в центральных областях ванны частицы суспензии образуют сплошной слабо перемешиваемый слой в верхней части ванны. Критическое на-

-.крит.

сыщение поверхностного слоя появлялось при общем содержании час-

тиц в ванне С06Щ>5%. Конкретное значение С^щ"' определялось гидродинамическим режимом ванны. При одновременном увеличении высоты ванны и интенсификации ее продувки в суспензиях из модельных частиц мелкой и средней фракций сплошной слой не образовывался при любых насыщениях суспензии.

5. Установлено, что в барботажных столбах содержание модельных частиц ниже, чем в остальном объеме ванны. Это различие более выражено в верхних горизонтах ванны. Во всем диапазоне содержаний частиц в жидкости с увеличением высоты ванны над фурмами (при одинаковом расходе дутья) содержание частиц в верхней части барботажных столбов уменьшается, а на уровне фурм практически не изменяется. Увеличение расхода дутья влечет за собой незначительное снижение содержания частиц в верхней части барботажных столбов;

6. Экспериментально подтверждена определяющая роль в восстановлении железа в шлакоугольных суспензиях схемы прямого восстановления в одну стадию;

7. Разработана методика анализа кинетики жидкофазного восстановления железа дисперсным твердым восстановителем с определением константы скорости реакции, отнесенной к одной частице восстановителя;

8. Экспериментально установлено, что реакция восстановления железа из шлака дисперсным графитом имеет первый порядок по (FeO). Кажущиеся константы скорости восстановления железа в шлакографитовых суспензиях при '1-1723 К и расходе газа на продувку 0,6 нл/мин составили: для фракции 0,63-0,80 мм -2,27* Ю'10 (Kr(FeO)/c), для фракции 1,60-2,00 мм - 2,60*10-9 (кг(РеО)/с);

9. Установлено, что кажущиеся константы скорости восстановления в шлакографитовых суспензиях зависят не только от размеров частиц и температуры, но и от интенсивности перемешивания расплава. При Т=1723 для фракции 0,630,80 мм они составили: при расходе дутья 0,3 л/мин - 1,86*Ю"10 (кг(РеО)/с), при расходе дутья 0,6 л/мин - 2,27*10"10 (кг(РеО)/с) и при расходе дутья 1,2 л/мин -2,68* Ю'10 (кг(РеО)/с);

10. Разработаны практические рекомендации по увеличению поизводитель-ности процесса Ромелт на основе совершенствования гидродинамического режима шлакоугольной суспензии.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОТРАЖЕНО В СЛЕДУЮЩИХ РАБОТАХ:

1. Баласанов A.B., Колесников Ю.С., Лехерзак В.Е., Усачев А.Б. О механизме жидкофазного восстановления железа твердым углеродом // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 2005. - №7. - С. 10-13.

2. Лехерзак В. Е., Усачев А. Б., Баласанов А. В., Колесников Ю.С. Кинетика жидкофазного восстановления железа дисперсным твердым углеродом // Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 2006. - №7. - С. 5-9.

3. Колесников Ю. С., Усачев А. Б., Лехерзак В. Е., Баласанов А. В. Физическое моделирование шлакоугольной суспензии в высокотемпературном агрегате барботажного типа. - Сборник трудов 3-й Международной научно-

практической конференции «Металлургическая теплотехника: история, современное состояние, будущее. К столетию М. А. Глинкова» - Москва: МИСиС, 2006, С. 334-339.

4. Колесников Ю. С., Усачев А. Б., Лехерзак В. Е., Баласанов А. В. Принципы физического моделирования суспензий в высокотемпературных реакторах барботажного типа. — Сборник трудов 2-й Международной конференции "Прогрессивные технологии развития" - Тамбов, 2005, С. 92-95.

5. Колесников Ю. С., Лехерзак В. Е., Баласанов А. В., Усачев А, Б. Кинетика жидкофазного восстановления железа дисперсным твердым углеродом. -Сборник трудов 2-ой конференции молодых специалистов «Металлургия XXI века» - Москва, 2006, С. 27-33.

6. Колесников Ю. С., Усачев А. Б., Баласанов А. В., Лехерзак В. Е. О механизме восстановления железа в процессах утилизации отходов металлургического производства. - Сборник трудов 6-й Международной научно-практической конференции "Проблемы энергосбережения и экологии в промышленном и жилищно-коммунальном комплексах" - Пенза, 2005, С. 220-223.

7. Колесников Ю. С., Усачев А. Б., Лехерзак В. Е., Баласанов А. В., Роме-нец В. А. Физическое моделирование боковой продувки суспензии. - Сборник трудов 2-й Международной конференции "Составляющие научно-технического прогресса" - Тамбов, 2006, С. 66-72.

Подписано в печать 23.11.2006. Формат 60x90/16. Бумага офсетная 1,0 п. л. Тираж 100 экз. Заказ № 1643

==мии1ШШ.КШ и 1 ис ^ДАРСТВЕННОГО ГОРНОГО УНИВЕРСИТЕТА

Лицензия на издательскую деятельность ЛР № 062809 Код издательства 5X7(03)

Отпечатано в типографии Издательства Московского государственного горного университета

Лицензия на полиграфическую деятельность ПЛД№ 53-305

119991 Москва, ГСП-1, Ленинский проспект, 6; Издательство МГГУ; тел. (095) 236-97-80; факс (095) 956-90-40

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ.

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЯ.

1.1. Роль шлакоугольной суспензии в современных процессах жидкофазного восстановления.

1.2. Анализ современных подходов к физическому моделированию струйной продувки металлургических расплавов.

1.3. Анализ современных подходов к моделированию частиц в суспензиях.

1.4. Анализ современных исследований восстановления железа в шлакоугольных суспензиях.

1.5. Задачи настоящего исследования.

ГЛАВА 2. ВЫВОД СОВОКУПНОСТИ КРИТЕРИЕВ ПОДОБИЯ ДЛЯ ФИЗИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ ШЛАКОУГОЛЬНОЙ СУСПЕН- 53 ЗИИ В ПРОЦЕССЕ РОМЕЛТ.

2.1. Разработка методики физического моделирования боковой струйной продувки в процессе Ромелт.

2.2. Разработка методики выбора модельных частиц при физическом моделировании шлакоугольной суспензии процесса Ромелт.

2.2.1. Моделирование частиц взвеси.

2.2.2. Моделирование крупных частиц в турбулентных суспензиях.

ГЛАВА 3. ПАРАМЕТРЫ ФИЗИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ВАННЫ ПЕЧИ

РОМЕЛТ И МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТОВ.

3.1. Параметры физической модели.

3.2. Разработка конструкции экспериментальной установки и методики проведения экспериментов.

3.2.1. Экспериментальная установка.

3.2.2. Приготовление модельных частиц.

3.2.3. Отбор проб.

3.2.4. Анализ погрешности эксперимента.

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ ГИДРОДИНАМИКИ ШЛАКОУГОЛЬ-НОЙ СУСПЕНЗИИ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ НА ФИЗИЧЕСКОЙ МОДЕ- 91 ЛИ.

4.1. Влияние на структуру суспензии расхода дутья, высоты ванны, крупности и общего содержания частиц в ванне.

4.2. Влияние параметров гидродинамического режима ванны на эффективность вовлечения твердых частиц в барботажные столбы.

4.3. Влияние диаметра фурм на структуру суспензии.

4.4. Моделирование влияния вязкости шлака на структуру суспензии.

4.5. Структура суспензии при наличии на поверхности ванны «сплошного слоя» из твердых частиц.

ГЛАВА 5. ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЗМА И КИНЕТИКИ ЖИДКО

ФАЗНОГО ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗА ДИСПЕРСНЫМ ТВЕР

ДЫМ УГЛЕРОДОМ.

5.1. Экспериментальная оценка эффективности жидкофазного восстановления железа твердым углеродом по одностадийной и двухстадийной схемам.

5.2. Кинетика жидкофазного восстановления железа дисперсным твердым углеродом.

ГЛАВА 6. РАЗРАБОТКА РЕКОМЕНДАЦИЙ ПО СОВЕРШЕНСТВОВАНИЮ ТЕХНОЛОГИИ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ.

Актуальность работы определяется нарастающей потребностью промышленности в технологии бескоксового производства чугуна из руд и железосодержащих отходов. В последние десятилетия в ведущих индустриальных странах мира активно разрабатываются такие процессы нового поколения, главной особенностью которых является проведение интенсивной плавки в высокотемпературных реакторах с шлакоугольной суспензией, которую продувают кислородсодержащим дутьем.

Единственным одностадийным процессом получения железа, успешно испытанным в промышленном масштабе, является процесс Ромелт (Россия). Эта технология была разработана в Московском институте стали и сплавов (МИСиС) научным коллективом под руководством проф. В. А. Роменца. Процесс был запатентован в 13 странах, проданы лицензии ряду фирм в США, Японии, Индии. В настоящее время ГП ВО "Тяжпромэкспорт" в сотрудничестве с МИСиС осуществляет комплекс работ по сооружению первого в мире завода по производству чугуна процессом Ромелт (первая очередь 200 тыс. тонн чугуна в год) в Союзе Мьянма. Ведутся переговоры о строительстве таких заводов в России и Индии.

Основной реакционной зоной процесса Ромелт является шлаковая ванна, продуваемая через систему боковых горизонтальных фурм кислородсодержащим дутьем. В шлаковую ванну непрерывно подают окисленное железосодержащее сырье и уголь. В областях прохода в шлаке струй реагирующего дутья (барботажных столбах) реализуются преимущественно окислительные условия, а в остальном объеме шлакоугольной суспензии - восстановительные. Частицы угля захватываются в контуры циркуляции шлака, генерируемые действием барботажных столбов и замешиваются в объем ванны. За время своего существования в шлаке частицы угля участвуют как в процессах восстановления железа из шлака, так и в процессах горения и газификации в зонах барботажных столбов. В зависимости от количества накопленного в ванне угля, его фракционного состава, а также от параметров продувки, геометрии ванны и физических свойств шлака, характер распределения частиц угля в ванне может сильно изменяться. Эффективность замешивания частиц угля в объем ванны, в свою очередь, влияет на характер вовлечения частиц угля в барботажные столбы и восстановительную работу угля. Кроме того, эффективное замешивание угля может обеспечить безопасную работу печи при высоких насыщениях шлако-угольной суспензии без наступления технологически неприемлемого режима блокировки углем поверхности ванны, сопровождающегося резким ухудшением теплопередачи в ванну из зоны дожигания. Решение данной проблемы позволит вести восстановительную плавку при больших концентрациях угля, что обеспечит повышение производительности печи.

Дальнейшее совершенствование процесса Ромелт и расширение области его применения невозможно без выявления влияния на структуру шлакоугольной суспензии гидродинамического режима ванны, исследования механизма и кинетики восстановления железа из пневматически перемешиваемого шлака дисперсным углеродом.

Целью настоящего исследования являлось совершенствование технологии процесса жидкофазного восстановления железа Ромелт на основе физического моделирования гидродинамики и изучения особенностей восстановления железа в шлакоугольных суспензиях.

Для достижения поставленной цели в работе поставлены и решены следующие задачи:

- разработать методику и создать экспериментальную установку для холодного физического моделирования гидродинамики шлакоугольной суспензии процесса Ромелт;

- изучить на физической модели закономерности замешивания угольных частиц в объем ванны при варьировании параметров продувки, высоты ванны, физических свойств жидкости, фракционного состава модельных частиц и их общего содержания в ванне;

- изучить на физической модели закономерности наступления режима блокировки поверхности ванны сплошным слоем из угольных частиц;

- экспериментально изучить эффективность основных схем жидкофазного восстановления железа;

- разработать методику формально-кинетического анализа восстановления железа в шлакоугольной суспензии;

- исследовать зависимость кажущейся константы скорости восстановления железа в шлакоугольной суспензии от размеров частиц восстановителя, температуры и интенсивности перемешивания расплава;

- разработать рекомендации по совершенствованию технологии процесса Ромелт.

Автором выносятся на защиту:

- методика холодного физического моделирования гидродинамики шлакоугольной суспензии процесса Ромелт;

- результаты физического моделирования шлакоугольной суспензии процесса Ромелт;

- результаты экспериментального сопоставления эффективности восстановления железа при прямом контакте шлака с графитом и через газовую фазу;

- методика формально-кинетического анализа жидкофазного восстановления железа в шлакоугольных суспензиях и результаты экспериментального исследования

- рекомендации по совершенствованию технологии процесса Ромелт.

Научная новизна работы заключается в следующем: на основе совершенствования гидродинамического режима шлакоугольной суспензии разработаны рекомендации по повышению производительности процесса Ромелт; разработана методика обеспечения динамического подобия при холодном физическом моделировании струйной боковой продувки шлаковой ванны печи Ромелт; определены условия подобия для частиц угольной взвеси в турбулентном шлаковом расплаве; определены условия подобия для крупных частиц угля при большой неоднородности их распределения по высоте турбулентной жидкой ванны; разработаны физическая модель и методика экспериментального исследования структуры барботируемой суспензии; установлена зависимость эффективности замешивания частиц в объем ванны и в барботажные столбы от изменения расхода дутья, диаметра фурм, высоты ванны над фурмами, общего количества частиц в ванне, их фракционного состава, вязкости жидкости; установлены закономерности наступления режима блокировки поверхности ванны сплошным слоем из угольных частиц; экспериментально подтверждена определяющая роль в восстановлении железа в шлакоугольных суспензиях схемы прямого восстановления в одну стадию; разработана методика формально-кинетической оценки скорости жидкофазного восстановления железа в шлакоугольных суспензиях; установлена зависимость константы скорости восстановления железа в шлакоугольных суспензиях от изменения фракционного состава восстановителя, температуры и интенсивности перемешивания расплава.

Практическая значимость. Разработанные на основе результатов проведенных исследований практические рекомендации по повышению производительности процесса Ромелт, по рациональным фракционному составу угля, содержанию угля в шлаковой ванне и вязкости шлака, используются при проектировании печей Ромелт и составлении технологических инструкций по ведению процесса на установках Ромелт.

Достоверность и обоснованность результатов работы обеспечена, тем, что основные данные получены с использованием современных методик постановки и проведения экспериментов, обработки результатов, физико-химических методов анализа, методов математического моделирования, согласованностью результатов физического моделирования с экспериментальными данными, полученными в прямых экспериментах на печи Ромелт. Погрешность измерений не превышала 15 %. Уровень надежности полученных экспериментальных данных 0,95.

Личный вклад соискателя. Диссертантом разработана конструкция и изготовлена физическая модель печи Ромелт, разработана методика и проведены исследования структуры шлакоугольной суспензии в печи Ромелт на физической модели. Разработана методика и выполнены исследования механизма и кинетики восстановления железа дисперсным углеродом из шлакового расплава.

Основные положения и научные результаты диссертационной работы, а также положения, выносимые на защиту, разработаны и получены лично диссертантом, или с его непосредственным участием.

Разработаны практические рекомендации по совершенствованию технологии процесса Ромелт на основе результатов выполненных исследований.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на VI Международной научно-практической конференции «Проблемы энергосбережения и экологии в промышленном и жилищно-коммунальном комплексах»,

2005 г. Пенза; на Международной научно-практической конференции «Прогрессивные технологии развития», 2005 г. Тамбов; на Второй Всероссийской конференции молодых специалистов «Металлургия XXI века», 2006 г. Москва; на III Международной научно-практической конференции «Металлургическая теплотехника: история, современное состояние, будущее. К столетию со дня рождения М. А. Глинкова»

2006 г., Москва, на 2-й Международной Научно-практической конференции «Составляющие научно-технического прогресса», 2006 г., Тамбов.

Публикации. По результатам работы опубликовано 2 статьи и 5 докладов в сборниках трудов научных конференций.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из общей характеристики, списка условных обозначений, введения, шести глав, заключения и изложена на 167 страницах. Диссертация содержит 44 рисунка и 1 таблицу. Список литературных источников включает 103 наименования.

УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ о рг - плотность газа, кг/м ; рж - плотность жидкости, кг/м ; а - скорость звука в газе, м/с; dg - диаметр сопла фурмы, м;

1о - глубина газовой лунки в жидкости, м; 2 g - ускорение свободного падения, м/с ; h - высота спокойной ванны над осью боковой фурмы, м; Un - скорость всплывания пузыря, м/с; иж.г - относительная скорость омывания жидкостью пузыря, м/с; Rj, R2- главные радиусы кривизны поверхности всплывающего пузыря (в предположении его эллипсоидальной формы), м; dn - диаметр пузыря, м; dcmp - диаметр поперечного сечения газового тела струи (неисчезающая газовая полость в зоне ввода газа, существующая при струйном режиме продувки), м; Us0 - среднерасходная скорость газа в выходном сечении фурмы, м; UKp - скорость истечения, при которой начинается струйный режим истечения, м; 1стр- длина газового тела струи, м; смещение вдоль оси Z границы раздела фаз в процессе волновых колебаний поверхности газового тела струи, м; X - длина волны этих колебаний, м;

Ъ - амплитудное значение переменного ускорения, действующего по оси Z и возникающего в результате колебаний границы раздела газового тела струи с жидкостью, м/с ; со - круговая частота колебаний, с"1;

11сж - средняя скорость движения газожидкостной смеси в струе (вне фурменной зоны), м/с;

Q - объемный расход газа в струе (термически расширенного), м3/с; Qo - объемный расход газа, подаваемого через фурму в расплав, нм3/с; Г - средний радиус струи в идеализированной схеме донной продувки (по Д. Ма-зумдару);

R - радиус ковша, половина межфурменного расстояния, м; N - мощность перемешивания жидкости, Вт/кг; - мощность перемешивания жидкости, Вт/м3; уU - динамическая вязкость жидкости, Па*с; - приведенная скорость газа, м/с (называется также «газовой нагрузкой» и представляет собой расход газа в выходном сечении ванны, отнесенный к площади этого сечения;

Р - гидростатическое давление в ванне на уровне оси фурмы, Па;

Рср - среднее гидростатическое давление в барботируемом слое над фурмой; Па;

Тж - температура ванны расплава, К;

Т0= 273 К; v4 - вектор скорости частицы, м/с;

Уж - вектор скорости несущей жидкости, м/с;

И - вектор относительной скорости, м/с;

Umax - максимально возможная для данного потока скорость относительного движения частицы, м/с; - диаметр частицы, м; ^ч - объем частицы, м3;

Fюпр. - сила сопротивления, действующая на частицу при ее обтекании жидкостью, Н;

Xq - внутренний масштаб турбулентности в системе, м;

Kf- коэффициент сопротивления;

S4 - площадь миделева сечения частицы, м2;

Я - масштаб турбулентной пульсации, м;

L - максимальный масштаб турбулентных пульсаций, линейный поперечный размер всего турбулентного потока, м; dny3 - размер пузыря, м;

7- поверхностное натяжение, Н/м; в - краевой угол, град.;

FeO) - концентрация оксида железа в шлаке, % масс; Мщл. - масса шлака в опыте, кг; кп - кажущаяся константа скорости реакции, приведенная к одной частице восстановителя; (icr(FeO)/c); к - кажущаяся константа скорости реакции, приведенная к единице площади всей внешней поверхности дисперсного восстановителя, icr(FeO)/M с);

ОС- порядок реакции;

ТПС - начальная средняя масса частицы восстановителя данной фракции, кг; (Со) - начальное содержание восстановителя в шлаке, % от массы шлака; Еа - энергия активации, Дж/моль;

Sc - суммарная внешняя поверхность частиц восстановителя, м2; Р - производительность печи, KrFe/c;

Xч - среднее по ванне расстояние между центрами частиц, м; Ув - объем ванны, м3; П - число частиц в ванне;

К, - суммарный объем твердых частиц в ванне, м3;

X - характерный размер ванны, м; Xi - линейные размеры печи и шлаковой ванны, м; Xq - базовый размер, м;

5- константа геометрического подобия строения ванны; 8Ч - масштаб геометрического подобия частиц;

Р - объемное содержание частиц в суспензии, доли ед.; С - массовое содержание частиц в суспензии, доли ед.;

Аг. Р*

Ж 1

2 /т 2

- модифицированный критерий Архимеда;

Мжё2(Рж~Рг)2

РД

Gn - ^ ^ - критерий Глинкова (модифицированное число Фруда); Н = h/do - относительная глубина погружения фурмы под уровень жидкости; игсм gh ' число ФРУДа Для ковша (ванны) (впервые введено Д. Мазумдаром); ~ - критерий Рейнольдса струи (по Д. Мазумдару); М

О и1

Аг' =

РжФ вариант модифицированного критерия Архимеда;

Re, тицу при с1ч«Ло\ Рж-Рч

РЧ~Рж * Ч"

Рж .-V

- критерий Рейнольдса для потока, обтекающего час

Re шах

I I РчР1с к Л

- критерий Рейнольдса для потока, обтекающего частицу при d4»Xo\ ж

We= i2 - критерий Вебера; гж& тз.

Агч =

2 - критерий Архимеда; М

Ма = — критерий Маха; а т - ^л.

X " симплекс' описывающий геометрическое подобие модели с образцом для среднего по ванне расстояния между центрами частиц; Рг

Р» симплекс подобия в плотностях газа и жидкости.

ВВЕДЕНИЕ

Основой массового получения чугуна являются доменные печи. Однако, на протяжении уже нескольких десятилетий, не ослабевает интерес к развитию жидко-фазных бескоксовых технологий производства жидкого чугуна (Ромелт (Россия), HIsmelt (Австралия), Auslron (Австралия), DIOS (Япония), Redsmelt-NST (Италия, Германия, ЕЭС)). Эти процессы позволяют производить чугун, используя вместо кокса рядовые энергетические угли, позволяют перерабатывать неокускованные руды и железосодержащие отходы. Особенно перспективно применение таких процессов на мини-заводах [1]. Процессы Ромелт и HIsmelt, находящиеся на стадии сооружения первого завода, являются наиболее разработанными среди новых технологий.

На установке Ромелт отработана технология плавки многих видов железосодержащего сырья (руды, концентраты, пыли, шламы, окалина, стальная стружка и др.). Процесс также может применяться для переработки комплексного железорудного сырья, содержащего, помимо железа, другие ценные металлы. Технология позволяет эффективно извлекать в металл никель, частично ванадий и хром. В процессе Ромелт практически не восстанавливается титан, что открывает перспективы эффективной переработки титаномагнетитов. Показана возможность производства передельного низкофосфористого марганцовистого шлака. В печи Ромелт возможна переработка "красных шламов", отходов производства серной кислоты (пиритные огарки) и некоторых других накопленных железосодержащих отходов цветной металлургии, например шлаков, образующихся при производстве меди. При переработке в печи Ромелт материалов, содержащих цинк, возможно его извлечение с получением сырья для цветной металлургии.

Развитие процесса Ромелт и других новых технологий способствовало развитию металлургической науки. Исследования сконцентрировались в области механизма и кинетики жидкофазного восстановления железа, гидродинамики и тепломассообмена в пневматически перемешиваемой ванне, свойствах эмульсий и суспензий, физической химии металлических и шлаковых растворов. Так, освоение процесса Ромелт стимулировало фундаментальные исследования по всем указанным направлениям. Развитие процесса HIsmelt стимулировало важные исследования по кинетике науглероживания металлического расплава дисперсным углем, смачиваемости угольных частиц металлическим и шлаковым расплавами, кинетике пиролиза дисперсного угля и др.

Некоторые из современных технологий бескоксового производства чугуна реализуются в две стадии (HIsmelt, DIOS (Duplex-DIOS), Redsmelt-NST), с предварительным восстановлением железосодержащей шихты в твердой фазе. Другие процессы (Auslron, Ромелт) реализуются в одну стадию, т.е. являются полностью жид-кофазными. Независимо от стадийности реакторы жидкофазного восстановления всех этих технологий используют некоторые общие технологические и конструктивные принципы:

- восстановление ведется из шлакового расплава с низким (менее 6% (масс.)) содержанием железа;

- в шлаковой ванне обязательно присутствует дисперсный уголь, образуя шла-коугольную суспензию;

- для барботируемой шлаковой ванны применяется водоохлаждаемое ограждение (кессонное);

- в шлаковую ванну струями подают кислородсодержащее дутье для сжигания угля и интенсивного барботажа расплава;

- в надшлаковое пространство подают кислород для дожигания горючих газов выделяющихся из ванны.

Поскольку во всех рассматриваемых технологиях уголь является одновременно и топливом и восстановителем железа, характер распределения частиц угля в объеме шлаковой ванны играет принципиальную роль в эффективности и даже самой возможности осуществления технологического процесса. Соответственно, гидродинамика шлакоугольной суспензии является одним из определяющих факторов технологии.

Исследование гидродинамики шлакоугольных суспензий и особенностей восстановления в них железа имеет одновременно фундаментальное и прикладное значение для совершенствования всех технологий бескоксовой металлургии чугуна. Практика освоения процесса Ромелт также показала, что для успешного ведения плавки необходимо поддерживать параметры гидродинамического режима шлако-угольной суспензии в определенных пределах. Для исследования структуры суспензии на печи Ромелт (на HJIMK) провели отдельные прямые эксперименты, однако полномасштабное исследование в условиях промышленного производства было невозможно.

В настоящей работе методом физического моделирования провели систематическое исследование структуры и свойств, а также особенностей восстановления железа в шлакоугольных суспензиях процесса Ромелт.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основе проведения комплекса теоретических исследований и холодного физического моделирования шлакоугольной суспензии в процессе Ромелт, а также высокотемпературных лабораторных исследований восстановления железа в шлакоуглеродистых суспензиях, получены следующие основные научные результаты и практические рекомендации:

1. Разработана методика обеспечения динамического подобия при физическом моделировании продувки ванны печи Ромелт. Определены условия подобия для частиц, моделирующих угольную взвесь в турбулентном шлаковом расплаве. Определены условия подобия для частиц, моделирующих крупные частицы угля в сильно неоднородных по высоте ванны шлакоугольных суспензиях;

2.Рассчитаны параметры и создана физическая модель, разработана методика экспериментального исследования структуры барботируемой шлакоугольной суспензии;

3.Установлено, что при малых количествах (1-3% от массы ванны) частиц (что характерно для процесса Ромелт), эффективность замешивания частиц в объем ванны возрастает при увеличении высоты ванны над фурмами; увеличении расхода дутья на фурму; увеличении скорости дутья (при постоянном его расходе); при использовании частиц мелкой фракции (при количестве модельных частиц в ванне до 5% (от массы ванны)); а также при пониженной вязкости жидкости.

4. Установлено, что при высоком содержании частиц в поверхностном слое (СПов>9% (масс.)) в центральных областях ванны частицы суспензии образуют сплошной слабо перемешиваемый слой в верхней части ванны. Критическое на

1cy)1jty1 сыщение поверхностного слоя появлялось при общем содержании частиц в ванне С0бЩ >5%. Конкретное значение определялось гидродинамическим режимом ванны. При одновременном увеличении высоты ванны и интенсификации ее продувки в суспензиях из модельных частиц мелкой и средней фракций сплошной слой не образовывался при любых насыщениях суспензии.

5. Установлено, что в барботажных столбах содержание модельных частиц ниже, чем в остальном объеме ванны. Это различие более выражено в верхних горизонтах ванны. Во всем диапазоне содержаний частиц в жидкости с увеличением высоты ванны над фурмами (при одинаковом расходе дутья) содержание частиц в верхней части барботажных столбов уменьшается, а на уровне фурм практически не изменяется. Увеличение расхода дутья влечет за собой незначительное снижение содержания частиц в верхней части барботажных столбов;

6. Экспериментально подтверждена определяющая роль в восстановлении железа в шлакоугольных суспензиях схемы прямого восстановления в одну стадию;

7. Разработана методика анализа кинетики жидкофазного восстановления железа дисперсным твердым восстановителем с определением константы скорости реакции, отнесенной к одной частице восстановителя;

8. Экспериментально установлено, что реакция восстановления железа из шлака дисперсным графитом имеет первый порядок по (FeO). Кажущиеся константы скорости восстановления железа в шлакографитовых суспензиях при Т=1723 К и расходе газа на продувку 0,6 нл/мин составили: для фракции 0,63-0,80 мм - 2,27*10"10 (Kr(FeO)/c), для фракции 1,60-2,00 мм - 2,60*10"9 (Kr(FeO)/c);

9. Установлено, что кажущиеся константы скорости восстановления в шлакографитовых суспензиях зависят не только от размеров частиц и температуры, но и от интенсивности перемешивания расплава. При Т=1723 для фракции 0,630,80 мм они составили: при расходе дутья 0,3 л/мин - 1,86* Ю"10 (Kr(FeO)/c), при расходе дутья 0,6 л/мин - 2,27* Ю"10 (Kr(FeO)/c) и при расходе дутья 1,2 л/мин -2,68*10"10 (Kr(FeO)/c);

10. Разработаны практические рекомендации по увеличению производительности процесса Ромелт на основе совершенствования гидродинамического режима шлакоугольной суспензии:

1. Уровень спокойного шлака над барботажными фурмами целесообразно увеличить с 0,7-0,8 до 1,4-1,6 м; Л

2. Расход дутья на фурму следует увеличить с 600-650 нм /ч до 9501000 нм3/ч;

3. Диаметр сопел барботажных фурм следует оставить неизменным - 30 мм, при этом скорость дутья на выходе из фурмы увеличится с 205 до 265 м/с;

4. Размеры угольных частиц в ванне должны быть менее 20 мм;

5. Содержание угля в ванне должно быть 5-9% от массы ванны;

6. Концентрация FeO в шлаке должна быть 5-6%;

7. Вязкость шлака в печи целесообразно поддерживать на уровне 0,2-0,4 Па*с, повышение вязкости шлака выше 3,0 Па*с нежелательно.

1. Роменец В. А., Валавин В. С., Усачев А. Б. и др. Процесс Ромелт. М.: Руда и металлы, 2005. - 400 с.

2. Ивасаки К., Каваками М., Китагава Т. Результаты эксплуатации полупромышленной установки DIOS // Дзайре то пуросэсу. 1996. - V 9. -№4. - Р. 670.

3. Фукусима X., Сайто Т., Баба М. и др. Сводные результаты экспериментов на полупромышленной установке DIOS // Дзайре то пуросэсу. -1996. -V. 9. №4. - Р. 669.

4. Technical innovations. DIOS use proven systems for new ironmaking option // Metalproducing. 1999. -V. 9. - P. 32.

5. Kitagawa T. Compact, economical and ecological ironmaking process DIOS // International conf. «Commercializing new hot metal processes beyond the blast furnace». - 2000. - Atlanta, Georgia, USA. -June 5-7.-P. 1-15.

6. Macauley D., Price D. HIsmelt a versatile hot iron process // Steel Times International. - 1999. - May. - P. 23 - 25.

7. Dry R., Bates C., Price D. HIsmelt the future in direct ironmaking // ICSTI/ 58th Ironmaking Conf. Proceedings, Chicago, Illinois, USA. - 1999. - V.58. -P. 361 -366.

8. Campbell A. P., Dry R. J., Perazelli P. A. Coal and the versatile HIsmelt Process // Advanced clean coal technology international symposium. 1999. -Tokyo, Japan. -November 1-2. - P. 1-6.

9. Bates P., Muir A. HIsmelt: low cost ironmaking // International conf. «Commercializing new hot metal processes beyond the blast furnace». -2000. Atlanta, Georgia, USA. - June 5-7. - P. 1 - 12.

10. Media-release Rio-Tinto. Commercial-scale HIsmelt plant in Western Australia// Web site of HIsmelt corporation: hismelt.com. 2006.

11. Fogarty J., Hamilton K., Goldin J. Auslron a new direct reduction technology for pig iron production // Skillings Mining Review. - 1998. - May 23. -№5. - P. 4 - 8.

12. Auslron A new smelter for South Australia // Steel Times International. -2001. - №3. - P.13 - 16.

13. Story S., Fruehan R. Kinetics of oxidation of carbonaceous materials by C02 and H20 between 1300 °C and 1500 °C // Metallurgical and Materials Transactions B. 2000. - V. 3 IB. - P. 43 - 54.

14. Гульельмини А., Чиапелли JI., Берточчи П., Де Марчи Дж. Фонтана П. Завод в Пьомбино, работающий по технологии Redsmelt-NST: первые результаты и перспективы // Черные металлы. 2005. - №10. - С. 20-26.

15. Усачев А.Б., Баласанов А.В., Лехерзак В.Е. и др. Исследование системы шлак-уголь-металл в печи РОМЕЛТ. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1997. - №11. - С. 6-9.

16. Усачев А. Б., Роменец В. А., Баласанов А. В. и др. Управление процессом жидкофазного восстановления Ромелт // Черные металлы. -2000. -№8.-С. 10-14.

17. Гречко А. В., Нестеренко Р. Д., Кудинов Ю. А. Практика физического моделирования на металлургическом заводе. М.: Металлургия, 1976. -224 с.

18. Гинзбург И. П., Сурин В. А., Багаутдинов А. А., и др. // Гидроаэромеханика и теория упругости // Всес. науч. межвуз. сб. Днепропетровск, ДГУ. - 1977. - Вып. 22. - С. 3-17

19. Лебединская Н. А., Живов М. 3., Бейлинсон Л. М. и др. // Теория и практика сжигания газа. 1975. - Л.: Недра, -вып. 6. С. 121-127.

20. Вулис Л. А., Кашкаров В. П. Теория струй вязкой жидкости. М.: Наука, 1965.-430 с.

21. Абрамович Г. Н., Гиршович Т. А., Крашенинников С. Ю. и др. Теория турбулентных струй. М.: Наука, 1984. - 717 с.

22. Накорчевский А. И. Гетерогенные турбулентные струи. Киев.: Нау-кова думка, 1980. - 143 с.

23. Спесивцев А. В. Исследование взаимодействия неассимилируемой газовой струи с некоторыми расплавами цветной металлургии: Автореф. дисс. канд. техн. наук. М., 1973.-21 с.

24. Комков А.А., Васкевич А.Д. Модель двухфазного газожидкостного потока // Известия АН СССР. Металлы. 1989. - №6. - С. 24-29.

25. Themelis N., Tarassoff P., Szekeley J. Gas-liquid momentum transfer in a copper converter // Trans. Met. Soc. AIME. -1969. -V. 245. -P. 2425.

26. Engh T. A., Bertheussen H. Trajectory of a gas/particulate-solids jets in a melt // Scand. J. Metals. 1975. -V. 4. - P. 241.

27. Гречко А. В. Траектория газовой струи в объеме жидкости (расплава) при боковой продувке ванны // Изв. АН СССР. Металлы. 1983. -№5. -С. 32-39.

28. Сборщиков Г. С., Неведомская И. Н., Ковалева А. П. и др. Моделирование гидродинамики аппарата с барботажным слоем // Цветные металлы. -1977.-№7.-С. 13-17

29. Сборщиков Г. С. Исследование и разработка физических основ проектирования и эксплуатации печей с барботажным слоем: Автореф. дисс. докт. техн. наук. М., 2002. - 50 с.

30. Сборщиков Г. С. // Труды III Международной научно-практической конференции «Металлургическая теплотехника: история, современное состояние, будущее. К столетию со дня рождения М. А. Глинкова», М.: МИ-СиС. 2006.

31. Zhang X., Fruehan R., Vassilicos A., Sarma B. Modeling of the AISI two-zone smelter. Part II: Physical modeling and the AISI pilot plant trials // Iron and Steelmaker. 2001. - June. - P. 55-63.

32. Ballal N. В., Ghosh A.// Metallurgical Transactions B. 1981. - V. 12B. -P. 525-534.

33. Kim S.-H., Fruehan R. Physical modeling of liquid/liquid mass transfer in gas stirred ladles // Metallurgical Transactions B. 1987. - V. 18B. - P. 381-390.

34. Кутателадзе С. С., Стырикович М. А. Гидродинамика газожидкостных систем. М.: Энергия, 1976. - 296 с.

35. Gestrich W., Kiauss W. Die spezifiche phasen-grenzlachein blasenchichten // Chem. Ind. Techn. -1975. № 29. - P. 360-367.

36. Сурин В. А., Назаров Ю. H. Массо- и теплообмен, гидрогазодинамика металлургической ванны. М.: Металлургия, 1993. - 362 с.

37. Явойский В. И., Дорофеев Г. А., Повх И. Л. Теория продувки сталеплавильной ванны. М.: Металлургия, 1974. - 496 с.

38. Sano М., Mori К., Fujita Y. Size of bubbles in energetic gas ingection into liquid metal // Trans. ISIJ. 1980. - V. 20. - P. 675-681.

39. Меджибожский M. Я., Бакст В. Я., Сельский В. И. Скорость движения газовых пузырей и изменение уровня жидкости при интенсивной ее продувке // Изв. АН СССР. Металлы. 1974. - №2. - С. 6-9.

40. Собакин М. П. Обобщение данных исследований барботажа газа через жидкость на основе теории подобия // Теория металлургических процессов. ЦНИИ ЧМ, сб. 1967. - №56. - С. 101-107.

41. Каплун П. Р., Повх И. Л., Маринин А. В., Перегудов А. С. Влияние параметров дутья и геометрических размеров конвертерной ванны на интенсивность перемешивания // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1974.-№10.-С. 43-47.

42. Mazumdar D. Dynamic similarity considerations in gas-stirred ladle systems // Metallurgical Transactions B. 1990. - V. 21B. - P. 925.

43. Mazumdar D. Guhtrie R., Sahai Y. On mathematical models and numerical solutions of gas stirred ladle systems // Appl. Math. Model. 1993. - V. 17. -P. 225.

44. Mazumdar D., Kim H. В., Guthrie R. Modeling criteria for flow simulation in gas stirred ladles: experimental study // Ironmaking and Steelmaking. 2000. -V. 27.-P. 302-309.

45. Mazumdar D. On the estimation of plume rise velocity in gas-stirred ladles // Metallurgical and Materials Transactions. 2002. - V. 33B. - P. 937.

46. Mazumdar D., Ewans J. W. Macroscopic models for gas stirred ladles // ISIJ International. 2004. - V. 44. - №3. - P. 447-461.

47. Гухман А. А. Введение в теорию подобия. М.: Высшая школа, 1973. - 296 с.

48. Седов Л. И. Методы теории подобия и размерности в механике. М.: Наука, 1981.- 448 с.

49. Mazumdar D. Guhtrie R. The physical and mathematical modeling of gas stirred ladle systems // ISIJ International. 1995. - V. 35. - №1. - P. 1-20.

50. Sahai Y., Guthrie R. Hydrodynamics of gas stirred melts: Part I. Gas/liquid coupling // Metallurgical Transactions B. 1982. - V. 13B. - June. - P. 193-202.

51. Mazumdar D., Guthrie R. // Metallurgical Transactions B. 1986. - V. 17B. -P. 725-733.

52. Sudhakar V., Mazumdar D. A unified representation of the two-phase plume characteristics in gas-stirred ladle systems // Metallurgical and Materials Transactions. -1996. У. 27B. - P. 704.

53. Koide К., Takazawa A. et al. Gas holdup and volumetric liquid-phase mass transfer coefficient in solid-suspended bubble columns // J. Chem. Eng. Japan. -1984.-№17.-P. 459-466.

54. Yasunishi A., Fukuma M., Muroyama K. Hydrodynamics and gas-liquid mass transfer coefficient in a slurry bubble column with high solid content // Ka-gaku kogaku Ronbunshu. 1986. - №12. - P. 420 - 426.

55. Sada E., Kumazawa H. et al. Gas-liquid interfacial area and liquid-side mass transfer coefficient in a slurry bubble column // Ind. Eng. Chem. Res. -1987. -№26. P. 112-116.

56. Shumpe A., Saxena A., Fang L. Gas/liquid mass transfer in a slurry bubble column // Chem. Eng. Sci. 1987. - №42. - P. 1787 - 1796.

57. Godbole S., Shumpe A., Shan Y. The effects of solid wettability on gas-liquid mass transfer in a slurry bubble column // Chem. Eng. Sci. 1990. - №45. -P. 3593 - 3595.

58. Fukuma M., Muroyama K., Yasunishi A. Specific gas-liquid interfacial area and liquid-phase mass transfer coefficient in a slurry bubble column // J. Chem. Eng. Japan. 1987. - №20. - P. 321 - 324.

59. Sauer Т., Hempel D. Fluid dynamics and mass transfer in a bubble column with suspended particles // Chem. Eng. Technol. 1987. - №10. - P. 180-189.

60. Sanger P., Deckwer W. Liquid-solid mass transfer in aerated suspensions // Chem. Eng. J. 1981. - №22. - P. 179 - 186.

61. Sano Y., Yamaguchi N., Adachi T. Mass transfer coefficients for suspended particles in agitated vessels and bubble columns // J. Chem. Eng. Japan. -1974. №7. -P. 255 -261.

62. Deckwer W., Shumpe A. Hydrodynamic properties of the Fisher-Tropsch slurry process // Ind. Eng. Chem. Process Des. Dev. 1980. - №19. - P.699-708.

63. Krishna R., Jeroen W. A. et al. Gas holdup in slurry bubble columns: effect of column diameter and slurry concentrations // AIChE Journal. 1997. -№43. -N2. - P.311-316.

64. Shah Y. T. Gas-Liquid-Solid Reactor Design // McGraw-Hill Publ. Co. -New York.- 1979.

65. Sarma В., Cramb A., Fruehan R. Reduction of smelting slags by solid carbon: experimental results // Metallurgical and Materials Transactions. B. 1996. - V. 27B.-№10.-P. 717-730.

66. Story S. R., Sarma В., Fruehan R. J., Cramb A. W., Belton G. R. // Metall. Trans. B. -1998. V. 29B. - P. 929.

67. Seo K., Fruehan R. J. // ISIJ International. 2000. - V. 40. - № 1. - P. 7-15.

68. Зайцев А. К., Роменец В. А., Валавин В. С. и др. // Сталь. 1997. -№12.-С. 56-62.

69. Min D.J., Fruehan R.J. // Metall. Trans. В. 1992. - V. 23В. - Feb. - P. 2937.

70. Усачев А. Б., Лехерзак B.E., Баласанов А.В. Восстановление железа в процессе РОМЕЛТ // Черные металлы. 2000. - № 12. - С. 14-21.

71. Fuva Т. Reduction of liquid iron oxide // Trans. Jap. Inst. Metals. -1988. -V. 29. -№5.-P. 353-364.

72. Mroz J. Redukja tlenkow zelaza z fazy cieklej // Hutnik. 1989. - V. 56. -№2.- P. 67-75.

73. Sugata M., Sugiyama Т., Kondo S. Reduction of iron oxide contained in molten slags with solid carbon // Transactions of ISIJ. 1974. - V. 14. - P. 88 -95.

74. Сато А. Арагане Г. Камихира К. и др. Скорость восстановления расплавленного оксида железа твердофазным углеродным материалом и углеродом, содержащимся в расплаве металлического железа // Тэцу то хаганэ. 1987. - Т. 73. - №7. - С. 812 - 819.

75. Mac Rae D. Kinetics and mechanism of the reduction of solid iron oxides in iron-carbon melts from 1200 to 1500° С // J. Metals. -1965. December. -№17.- P. 1391 - 1395.

76. Lloyd G., Young D., Baker L. Reaction of iron oxide with iron-carbon melts // Ironmaking and Steelmaking. 1975. - V. 2. - P. 49.

77. Lee J., Min D., Kim S. Reaction mechanism on the smelting reduction of iron ore by solid carbon // Metall. and Mater. Trans. B. 1997. - V. 28B. -№12. -P. 1019-1028.

78. Fine H., Meyer D., Janke D. et al. Kinetics of reduction of iron oxide in molten slag by CO at 1873 К // Ironmaking and Steelmaking. 1985. - V. 12. -P. 157-162.

79. Tsukihashi F., Kato K., Otsuka К et al. Reduction of molten iron oxide in CO gas conveyed system // Transactions of ISIJ. 1982. - V. 22. - P. 688 - 695.

80. Хара С., Огино К. Восстановление жидкого шлака на основе оксида железа твердым графитом // Тэцу то хаганэ. 1990. - Т. 76. - №3. - С. 360 -367.

81. Хаяши ILL, Игучи Й. Hydrogen reduction of liquid iron oxide fines in gas-conveyed systems // Тэцу то хаганэ. 1991. - Т. 77. - № 5. - С. 32 - 47.

82. Байдов В. В., Крашенинников М. Г., Филиппов С. И. Закономерности восстановления железа из рудных расплавов водородом // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1964. - №1. - С. 13-19.

83. Попель С.И., Сотников В.Н., Бороненков В.Н. // Теория металлургических процессов. М.: Металлургия, 1986. - 462 с.

84. Krishna Murthy G., Sawada Y., Elliott J. Reduction of FeO dissolved in Ca0-Si02-Al203 slags by Fe-C droplets // Ironmaking and Steelmaking. -1993. -V. 20. №3. - P. 179-190.

85. Кухтин Б.А., Смирнов B.M. Механизм реакции восстановления железа из шлаковых расплавов монооксидом углерода // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1990. - №12. - С. 1-4.

86. Кухтин Б. А., Смирнов В. М. Кинетический анализ восстановления железа из силикатного расплава оксидом углерода // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1987. - №2. - С. 3-7.

87. Шурыгин П. М., Бороненков В. Н., Крюк В. И. и др. Кинетика прямого восстановления окислов железа из расплавов // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1965. - №2. - С. 23 - 27.

88. Бороненков В. Н., Есин О. А., Шурыгин П. М. и др. Исследование кинетики прямого восстановления железа из расплавленных оксидов методом поляризационных кривых // Электрохимия. 1965. - № 10. - С. 1245 - 1252.

89. Плышевский А. А., Белогуров В. Я., Михайлец В. Н. Кинетика восстановления окислов железа и кремния из шлаков углеродом // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1982. - №8. - С. 3 -7.

90. Рехтман А. Я., Марков Б. Л., Кривандин В. А. Заводская лаборатория гидравлического моделирования металлургических печей. М.: Металлург-издат, 1956. - 85 с.

91. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М.: Наука, 1974. - 711 с.

92. Брагинский Л. Н., Бегачев В. И., Барабаш В. М. Перемешивание в жидких средах. Л.: Химия, 1984. - 336 с.

93. Синайский Э. Г. Гидродинамика физико-химических процессов. -М.: Недра, 1997.- 351 с.

94. Warsito, S. Uchida, A. Maezawa, S. Okamura // Journal of Chemical Engineering of Japan. 1997. - V. 30. - №5. - P. 786-792.

95. Левич В. Г. Физико-химическая гидродинамика. М.: Физматлит, 1959.-699 с.

96. Романков П. Г., Курочкина М. И. Гидромеханические процессы химической технологии. Л.: Химия, 1982. - 287 с.

97. Аэров М. Э., Тодес О. М. Гидравлические и тепловые основы работы аппаратов со стационарным и кипящим зернистым слоем. М.-Л.: Химия, 1968.- 510 с.

98. Тодес О. М., Цитович О. Б. Аппараты с кипящим зернистым слоем. -Л.: Химия, 1981.-296 с.

99. Okada К., Nagata Y., Akagai Y. Effect of packed bed on mass transfer in external-loop airlift bubble column // Journal of Chemical Engineering of Japan. 1996.-V. 29.-P. 582-587.

100. Варенцов А. А., Капустин E. А. О термодинамическом анализе процессов перемешивания расплава // Известия АН СССР. Металлы. -1983. -№6. С. 23-32.

101. Хикс Н. Р. Основные принципы планирования эксперимента. М.: Мир, 1967.-400 с.

102. Зайцев А. К., Криволапов Н. В., Валавин В. С., Вандарьев С. В., По-хвиснев Ю. В. Начальные стадии восстановления железа из шлака процесса Ромелт // Сталь. 2000. - №6. - С. 75-81.

103. Одзава М. Раскисление (FeO) твердым углеродом в жидком шлаке // Дэнки сэйко. 1985. - Т. 56. - №1. - С. 53-62.