автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Изучение поведения угля в процессе жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ

На правах рукописи

ЛЕХЕРЗАК ВЛАДИСЛАВ ЕФИМОВИЧ

РГб од

<•> (Г?

-¿> о, ГЧЦ

ИЗУЧЕНИЕ ПОВЕДЕНИЯ УГЛЯ В ПРОЦЕССЕ ЖИДКОФАЗНОГО ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗА РОМЕЛТ

Специальность 05.16.02 - «Металлургия черных металлов»

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2000

Работа выполнена

в Московском государственном институте стали и сплавов (технологическоь

университете).

Научные руководители: доктор технических наук, профессор Роменец В. А., кандидат технических наук, старший научный сотрудник Усачев А. Б.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Рыжонков Д. И., кандидат технических наук Неменов А. М.

Ведущая организация:

ОАО «Оскольский электрометаллургический комбинат»

Защита состоится 21 декабря 2000 г. в 10® на заседании диссертационно совета Д.053.08.01 по присуждению ученых степеней в области металлург черных металлов при Московском государственном институте стали и сплав по адресу: 117936, Москва, ГСП-1, Ленинский проспект, дом 4, в ауд. 436.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного института стали и сплавов.

Автореферат разослан « I/- » ноября 2000 г. Справки по тел.: 230-45-27; 959-98-67

Ученый секретарь специализированного совета,

доктор технических наук, профессор

^д '/ У /У--/ л

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Состояние сырьевой базы и экономические условия развития современной черной металлургии обусловили объективные предпосылки для ускоренного освоения нового направления производства железа - бескоксовой внедоменной выплавки железоуглеродистого полупродукта для производства стали.

Процесс РОМЕЛТ, разработанный под руководством акад. РАЕН, профессора В. А. Роменца в Московском институте стали и сплавов, прошел комплексные испытания на установке промышленного масштаба на Новолипецком металлургическом комбинате. Получено более 40 тыс. т чугуна, успешно освоены технологии переработки основных видов железосодержащего сырья и отходов. В настоящее время это наиболее технологически освоенный одностадийный процесс полностью жидкофазного восстановления железа, готовый к промышленной реализации. В течение 1999-2000 гг. разрабатывается техническая документация на сооружение установки РОМЕЛТ мощностью 320 тыс. т чугуна в год в Индии.

Важнейшим фактором, определяющим эффективность современных реакторов жидкофазного восстановления железа, является их гидродинамический режим. Для оптимального ведения процесса принципиально важно поддержание необходимых параметров шлакоугольной суспензии. Определение этих параметров особенно актуально для печи РОМЕЛТ, где в барботируемом шлаковом расплаве одновременно протекают как процессы восстановления оксидов железа углем'из шлака, так и горение угля в кислороде барботажных фурм.

Целью настоящей работы является изучение особенностей поведения угля в процессе жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ.

Для Достижения поставленной цели решаются следующие задачи:

- экспериментальное. изучение вертикальной зональности барботируемой шлакоугольной суспензии и шлакометаллической эмульсии;

- исследование на основе полученных экспериментальных дачных роли угля в восстановлении железа в печи РОМЕЛТ;

- исследование поведения угля в шлаковой ванне (особенностей его замешивания в шлак,, расходования в зонах ванны с преобладающими восстановительными и окислительными условиями).

* исследование энергетики перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны;

- исследование работы установки РОМЕЛТ при блокировке углем поверхности шлаковой ванны.

Объектом исследования является процесс плавки железосодержащего сырья в печи РОМЕЛТ.

Предметом исследования является взаимосвязь гидродинамических и физико-химических параметров технологии, определяющих закономерности поведения угля в печи РОМЕЛТ.

На защиту выносятся:

- результаты экспериментального исследования системы "шлак-уголь-металл" в печи РОМЕЛТ;

- методика и результаты кинетического анализа вкладов основных восстанавливающих агентов (восстановителей) в интегральную скорость процесса образования металлического железа в печи РОМЕЛТ;

- методика теоретической оценки содержания и фракционного состава угля, замешанного в шлаке, а также характерных времен существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости их реагирования со средой;

- методика определения условий перехода к режиму блокировки углем поверхности шлаковой ванны.

Научная новизна работы:

- впервые экспериментально определены содержания, фракционный состав и удельные поверхности капель металла и угольных частиц в характерных зонах шлаковой ванны печи РОМЕЛТ;

- проведен кинетический анализ вкладов основных восстановителей в интегральную скорость образования металлического железа в печи; показана преобладающая роль в жидкофазном восстановлении железа частиц угля, непосредственно контактирующих со шлаком;

- разработана математическая модель расходования угольных частиц £ условиях процесса РОМЕЛТ. Модель позволяет оценивать содержание к фракционный состав угля, замешанного в шлаке, при различных фракционное составе загружаемого в печь угля и скорости его подачи. Определень характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций р скорости их реагирования со средой. Показано, что частицы угля крупных I средних фракций участвуют как в восстановлений железа, так и в процесса? горения и газификации в барботажных столбах, а мелкие частицы угля слаб« взаимодействуют с чутьем барботажных фурм, и преимущественно участвуют 1 восстановлении же.;еза из шлака. Рекомендован оптимальный диапазон дл: размеров угольных частиц, находящихся в шлаковой ванне. Рассчитан* характерные времена пребывания угольных частиц различных фракций в зона; ванны с преобладающими восстановительными и окислительными условиями определена интенсивность обмена угольными частицами между этими зонам» Оценено время, в течение которого происходит выгорание угля из шлака пр; остановках загрузки в печь угля;

- впервые показано, что избыточное накопление угля в шлаковой ванн приводит к нарушению нормального технологического процесса;

- на основе энергетического анализа перемешивания в характерных зонах илаковой ванны разработана математическая модель, позволяющая определить условия перехода к режиму блокировки углем поверхности шлаковой ванны;

- сформулирован критерий наступления режима блокировки углем товерхности шлаковой ванны; даны рекомендации по выводу печи из этого эежима на режим нормальной работы установки.

Практическая значимость. Разработанные модели могут быть использованы для определения технологических параметров процесса плавки. Разработанная методика теоретической оценки содержания и фракционного :остава угля, замешанного в шлаке, может быть применена для исследования поведения угля в любых установках жидкофазного восстановления железа. Практически полезны выработанные рекомендации по рациональному фракционному составу угля, количественным ограничениям содержания угля в шлаковой ванне, по управлению плавкой в режиме избыточного накопления угля в ванне.

Реализация результатов работы. Полученные результаты использованы при разработке технологии для промышленной установки РОМЕЛТ (320 тыс. т чугуна в год) в Индии.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на Всероссийской научно-практической конференции "Металлургия на пороге XXI века - достижения и прогнозы" (Новокузнецк, 2000) и на Всесоюзной научно-технической конференции "Непрерывные металлургические процессы "руда-лом-металлопрокат" (Свердловск, 1989).

Публикации. По результатам работы опубликовано 8 статей; 2 статьи приняты р печати; подана заявка на изобретение.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения и изложена наМЭстр., в том числе рис., /3 таблиц. Список литературы включает 106 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе "Современное состояние, перспективы и проблемы развития новых процессов бескоксового производства чугуна" проведен сравнительный анализ конструктивных, технических и технологических особенностей современных процессов бескоксового производства жидкого чугуна (железоуглеродистого полупродукта) (табл. 1). Предложена-классификация этих технологий по способу ведения восстановительной плавки:

- процессы с предварительным восстановлением железа в твердой фазе и довосстановлением в жидкой фазе;

- процессы преимущественно жидкофазного восстановления железа;

- процессы полностью жидкофазного восстановления железа.

Таблица ].

Характеристики современных технологий бескоксового получения чугуна

Процесс COREX F1NEX РОМЕЛТ ССР DIOS HIsmelt

Тип технологии ПТВ ПТВ ПЖВ ПЖФВ ПЖФВ ПЖФВ

Уровень разработок, производительность, т/ч ПУ до 95 т/ч ОУ 0,63 т/ч - по проекту ДУ 20 т/ч Единая ОУ не собрана ДУ до 20,8 т/ч ДУ 6 - 9 т/ч

Осн. восстановитель/топливо уголь уголь уголь уголь уголь уголь

Сырье окусков. мелк. РУДа мелк. руда, пили мелк. руда, пыли мелк. руда; пыли мелкая руда, пыли

Доля тв.-фазн. восстановл., % 90-95 80-90 0 20-25 20-25 25

Степ, дожиг. в реакт. окончат. восстанов-я„ % 5-10 -5 70-95 25 40-45 50

Степ.возврата тепла от дожиг. в ванну 0 0 60-70 нет данных 80-85 80-90

Расход угля, кг/т металла 9501050 950 6501100 775 900- 1100; мин. 815 880

Сжигание угля в шлак, ванне нет нет есть есть есть нет

Продувка ванны нет нет боковая комбиннр. комбинир боковая

Дутье для дожигания нет нет кислород кислород кислород возд. (до30% ОД, 1200 'С

Расход О2, м3/т металла 530-560 550 750 540 680 экв. 9501350 м'02/т

Давл-с в реакт. жидкоф. восст. до 5 атм до 5 атм <10. мм. рт. ст. нет данных до 3 атм 1,5 атм

Барботаж ванны металла нет нет нет есть (N3) есть (N2) есть (СО, H2,N2)

Темп.- металла °С 1450-1550 1450-1550 1350-1500 1400-1550 до 1500 1480

[С1,% 4'/ -4,8 4,0-5,0 3,5-4,8 2,0-4,0 3,0 - 4,0 3,5-4,5

Гвп, % 0,6-0,8 0,2 - 0,8 0,01-0,10 0,05 <0,05 0,001

Г81,%- 0,01 -0,03 0,01-0,05 0,025-0,080 0,25 0,15-0,25 0,10-0,15

[Мп|, % 0,2-0,5 0,1-0,2 нет данных 0,1 0,02-0,06

[Р1,% 0,10-0,15 .0,10-0,15 0,05-0,10 0,05-0,10 0,05-0,10 0,01-0,05

(РеО),% <0,5 <0,5 1.5-3,0 нет данных 4,0-5,0 3,0-6,0

Условные обозначения. Технологии: ПТВ - преимуществент твердофазного восстановления; ПЖВ - полностью жидкофазноп восстановления; ПЖФВ - преимущественно жидкофазного восстановления Установки: ПУ - промышленная установка; ОУ - опытная установка; ДУ ■ демонстрационная установка.

Проанализированы конструктивные и технологические особенности, достоинства и недостатки процессов с предварительным восстановлением в твердой фазе CORF.X и FINEX.

Процессом COREX произведено уже более 6 млн. тонн чугуна. Снижение текущих затрат составило до 25% по сравнению с производство?.; чугуна в доменной печи.

Недостатком технологии COREX является необходимость окускования пылеватых руд и концентратов, что связано со значительными затратами, экологическим ущербом. Процессом COREX нельзя перерабатывать пылевидные металлургические отходы. Для осуществления процесса используется достаточно сложное оборудование. Процесс двухстадийный, согласование работы шахты и реактора-газификатора усложняет эксплуатацию. Кроме того, на практике и установках COREX применяют около 10% кокса от массы угля.

Разрабатываемый процесс FINEX, позволяющий перерабатывать мея-.ую руду, фактически является усовершенствованным вариантом процесса COREX.

Процессы преимущественно жидкофазного восстановления железа появились, как результат попыток лучше сбалансировать знерго-химпческую работу двух ста лий восстановления: твердофазную и жпдкофазнуго. Таьат балансировка потребовала перенести большую часть тепловой и восстановительной работы во вторую - жидкофазную стадию. В этой группе процессов подробно рассмотрены подготовленные к промышленному внедрению процессы DIOS и Iüsme!t, а также методически полезные конструктивно-технологические решения, полученные при освоении процесса CCF.

Показано, что жндкофазное ' восстановление железа может бить реализовано только при эффективном обеспечении теплом реакционной зоны, которой является жидкая ванна. Проблемз заключается в том, что если попытаться вести процесс без сжигания угля в шлаков ой ванне, на железосодержащем сырье (Fe~50-60%), не подвергнутом предварительному Haipeey и, хотя бы незначительному, твердофазному восстановлению, а так ;,е использовать для дожтания холодное кислородное (или, тем более, кислородовоздушиое) дутье, то, только при возврате в ванну более 80 - 85% тепла, выделяющегося над ванной н при степени дожигания не менее 90%, этого тепла становится достаточно длч нормального ведгния процесса. Технически такая плавка трудноосуществима.

Для обеспечения теплового режима в реакторе жидкофазного восстановления применяют следующие технологические приемы: увеличение, насколько позволяют оборудование и технология, степени дожигания отходящих газов; максимизация передачи тепла ог дожигания к шлаковой ванне; использование подогрева сырья; использование предварительного восстановления сырья; использование подогрева дутья (кнелородовоздушного, азота и др.); сжигание в шлаке угля; сжигание в шлаке природного газа и др. газообразных или жидких топлив.

Проанализированы конкретные способы обеспечения плавки' теплом, примененные в современных технологиях жидкофазного восстановления железа. Достоинством процессов преимущественно жидкофазного восстановления железа является возможность работы на неподготовленной мелкой руде или пылеватых железосодержащих отходах. Но, как и в процессе COREX, для этих процессов характерна сложная технологическая схема и, соответственно, аппаратное оформление. При работе по двухстадийной схеме должна быть . решена задача уменьшения влияния на процесс колебаний производительности реактора жидкофазного восстановления, чтобы не возникало рассогласования с загрузкой руды в систему подогрева и предварительного восстановления. Все установки преимущественно жидкофазного восстановления работают при повышенном давлении, т. е. нуждаются в герметизации.

Рассмотрены особенности восстановления оксидов железа в шлаковой ванне установок DIOS и CCF, а также в металлической ванне (в шлакометаллической эмульсии) реактора HIsmolt. Пронализированы особенности организации плавки при дожигании отходящих из ванны газов непосредственно в шлаке или в надслоевом пространстве. Па примере процесса IHsmelt показаны конструктивные ограничения, возникающие при масштабном переходе при проектировании крупномасштабных (б и 8 м в диаметре) реакторов жидкофазного восстановления.

Все процессы с раздельными твердофазным восстановлением и последующим довосстановлением железа в шлаковой ванне разрабатывались исходя из посылки невозможности обеспечения эффективного возврата в шлаковую ванну тепла от дожигания при полностью жндкофазном восстановлении. Отсюда их двухстадийность, усложненность технологии. Концепция производства чугуна в одну стадию, успешно реализованная в процессе POMEJTT, лишь к настоящему времени начинает находить понимание в металлургических кругах.

Рассмотрены конструктивные и технологические характеристики процессов полностью жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ и Auslron. Последний не вып ел за пределы лабораторных опытов. Фактически, на установке промышленного масштаба реально осуществлен одностадийный полностью жидкофазный процесс РОМЕЛТ, а также процесс Hlsmelt, в его недавно представленном на рынок одностадийном варианте.

Подробно рассмотрена технология переработки процессом РОМЕЛТ различных видов железосодержащего сырья, включая отходы металлургического производства. Проанализированы особенности восстановительной и тепловой работы установки РОМЕЛТ. Показано, что в сравнении с другими агрегатами бескоксового производства чугуна установка РОМЕЛТ наиболее технологична и проста в аппаратурном исполнении. Многие технологические и конструктивные решения, впервые воплощенные в установке РОМЕЛТ, затем были использованы при реализации других современных процессов жидкофазного восстановления

железа (раздельный сифонный выпуск металла и шлака из печи; подача кислородного дутья в объем шлаковой ванны, где идет восстановление железа углем; ведение процесса под небольшим разряжением; применение водоохлаждаемого ограждения в зонах барботируемого шлака и в зоне дожигания п др.).

Дан сравнительный анализ качества металла, получаемого в современных установках жидкофг.зного восстановления железа.

Анализ условий, обеспечивающих устойчивое жидкофазное восстановление в каждом из рассмотренных процессов показал, что гидродинамический режим ванны во многом определяет успешность реализации конкретной технологии. Показано, что для оптимального протекания основных процессов в реакторе жидкофазного восстановления принципиальное значение имеет поддержание необходимых параметров шлакоуголыюй суспензии. Исходя из этого, сделан ьывод об актуальности анализа поведения угля в печи РОМ)-.. ГГ, распределения угля между зонами шлаковой ванны с преобладающи"!! восстановительными или окислительными условиями.

По второй главе "Исследование системны "шлак-уголь-металл" и кинетический анализ восстановления железа в шлаковой ванне л,'чи РОМЕЛГ" описаны результаты экспериментального определения характерце ии-с шлакоуголыюй суспензии и шлакометаллическойзмульсин. Полученные данные использовали в кинетическом анализе процесса образования металлическою железа в шлаковой ванне.

Эксперименты проводили на установке РОМЕЛГ на Новолипепком металлургическом комбинате (кампании N9 - 14, 17 - 20). Пробы шлака отОпратн из центральной части ванны в процессе плавки из следующих характерных зон (рис. 1.): 1 - подфурменная зона; слабопсремешиваемый слой шлака, расположенный над слоем накапливаемого на подине чугуна; II - фурменная зона: переходная область между слабоперемешиваемым и барботируемнм шлаком; II! - зона барботнруемого шлака.

В опытах использовали вертикальный зонд, позволявший одновременно отбирать 5 проб шлакового расплава с разных уровней по высоте ванны. Масса каждой пробы шлака составляла около 1,5 кг. Зонд опускали в печь через загрузочное отверстие в своде печи до упора в подину, выдерживали в течение времени, достаточного для прогорания картонных крышек и заполнения расплавом пробниц. Структура шлака в извлеченных пробах имела характерный вид стекла, что свидетельствовало о «замораживании» пробы именно на необходимом уровне в шлаковой ванне.

Из отобранных проб сначала извлекали и взвешивали частицы угля, затем из измельченного шлака магнитной сепарацией извлекали корольки металла. -Уголь разделялся по размерам на восемь фракций, мм: +10,0; 7,0 - 10,0; 3,2 - 7,0;

1,6 - 3,2; 1,6 - 3,2; 0,8 - 1,6; 0,4 - 0,8; .0,4 - 0,2; -0,1. Корольки металла рассеивали на шесть фракций, мм:+3,2; 1,6-3,2; 1,1-1,6; 0,8-1,1; 0,4-0,8; -0,4. На основе полученных данных о содержании и фракционном составе определили величины внешних удельных поверхностей частиц угля и капель металла на разных уровнях шлаковой ванны (табл. 2).

Рис.1. Схема зонального строения шлаковой ванны печи РОМЕЛТ

Выявлено неоднородное распределение капель металла по высот шлаковой ванны. Сравнительно большое их содержание отмечается в нижне: части шлаковой ва'.чы, особенно в зоне спокойного шлака. Относительн« высокое содержание капель металла характерно также для поверхностного ело шлаковой ванны.

Рассчитанная в предположении о неизменности содержания распределения капель по размерам внутри каждой зоны, суммарная площад поверхности капель в шлаковой ванне при производительности печи 5-10 чугуна в час составила 390 - 980 м2. Общая масса эмульгированного металл составляет 1,4 - 2,5 т.

Около трети суммарной площади поверхности капель приходится и подфурменную зону, где происходят основные процессы рафинирования чугун; В этой зоне сосредоточено около половины всей массы капель металла.

Таблица 2

Характеристики шлакометаллическон эмульсии

Содержание Удельная поверхность Площадь

Зона капель, капель поверхности Масса

% от массы капель, м2 капель, кг

шлака в зоне м2/м3 шлака м2/кг металла

1 2,5-3,8 10-30 0,12-0,35 110-330 740- 1125

II 1,9-3,6 15-40 0,25 - 0,60 80-220 270 - 520

III (а) 0,9- 1,8 10-20 0,30 - 0,70 70-140 160-325

III (б) ' 0,9-2,0 15-30 0,35 - 0,70 90- 180 145-325

III (в) 1,0-3,6 15-40 0,30 - 0,80 40-110 75 - 270

Кажущиеся скорости осаждения восстановленного металла и времена пребывания капель в характерных зонах шлакового расплава составили соответственно (загрузка шлама - 16 т/час): в поверхностном слое - 2,3 мм/с и 2,2 мин.; в области барботируемого шлака - 5.8 мм/с и 4,3 мин; в области спокойного шлака - 1,7 мм/с и 6,8 мин.

Установлено, что на формирование межфазной поверхности "металл-шлак" в печи POMEJIT оказывают влияние все основные технологические факторы: производительность, состав шихты, физические свойства получаемого шлака, а также опосредованно режим продувки, определяющий мощность перемешивания расплава.

Установлено, что по вертикали шлакоугольная суспензия имеет две характерные области. В поверхностном слое содержание угля на порядок выше, чем в нижних горизонтах. На нижней границе поверхностного слоя происходит скачкообразное снижение содержания угля в шлаке до ~ 0,5% (масс.) и далее оно уменьшается до ~ 0,2% (масс.) в верхней части слоя спокойного шлака. При этом количество крупных частиц угля также уменьшается с высотой и в нижних горизонтах шлаковой ванны наблюдаются только мелкие частицы.

Средняя и нижняя части слоя спокойного шлака, из которых он выводится в отстойник при выпуске, практически не содержат частиц угля.

Характеристики шлакоугольной суспензии, полученные при проведении опытов при производительностях 5 - 10 т чугуна в час приведены в табл. 3. Исходный уголь, имел удельную поверхность 5,0 - 12,0 м*/кг. угля.

В условиях экспериментов общая поверхность угля в печи составляла от 1440 до 7150 м2. Масса угля в шлаке составляла 255 - 1360 кг. При пом поверхностный слой содержал от одной до двух третей всего количества угля (0,4 - 0,6 суммарной площади поверхности).

Таблица 3

Характеристики шлакоуголышй суспензии

Зона Содержание угля, % от массы шлака в зоне Площадь*' поверхности угля, м2 Масса угля, кг Удельная •> поверхность угля '

м2/м' шлака м2/кг угля

I 0,1 -0,3 880 - 2950 30-90 30-100 3,0-15,0

11 0,2-0,4 30-60

Ш (а) 0,3 - 0,8 55-145

III (б) 0,4- 1,0 65-165

III (в) 1,0-12,0 560 - 4200 75 - 900 200- 1500 2,5 - 8,0

' при расчетах, основываясь на литературных данных, принимали коэффициент отклонения формы угольных частиц от сферической/ = 1,25.

Полученные данные о фракционном составе и удельных поверхностях капель металла и угольных чзстиц в шлаковой ванне использовали в кинетическом анализе восстановления железа в процессе РОМЕЛТ.

В шлаковой ванне действуют несколько восстановительных агентов.

1, Практически не смачиваемые шлаком угольные частицы с большой вероятностью могут быть покрыты газовыми оболочками или находиться внутри крупных газовых пузырей. При этом на поверхности пузырей, содержащих угольные частицы, идет косвенное восстановление железа с участием углерода угля в регенерации СО2 и Н20:

(РеО) + {СО} = Ре + {С02} {СО,}+ Ст = 2 {СО} (РеО) + {Н:} + {Н20} {Н20}+ С„„ = {СО} + (112}

(реакции восстановления условно записаны только для РеО)

2. Находящиеся в пузырях угольные частицы в условиях интенсивного перемешивания, рас > гава имеют частый случайный прямой контакт со шлаком. Кроме того, в режиме динамической пены, характерном для верхней части шлаковой ванны, определенное количество частиц угля в каждый данный момент времени может находиться в пленках между пузырями или непосредственно в объеме жидкой фазы. При таких прямых контактах частиц угля со шлаком реализуются условия, сходные с возникающими в опытах по восстановлению оксидов железа из шлака методом вращающегося углеродистого образца, когда создаются условия для принудительного срыва пузырей с реакционной поверхности. При этом восстановление железа идет по реакции:

(РеО) + С. =Ре+ {СО}

3. Восстановление железа из шлака углеродом, растворенным в каплях металла ([С] ~ 4 - 5%, масс.), происходит по результирующей реакции:

(ГеС!) + [С] = Л? + {СО} или путем косвенного восстановления, при нахождении капель металла в пузырях:

(РеО) + {СО} = Fe + {СО,} {СО:}+ [С] = 2 {СО}

(РеО) + {Нг} = Ре + {II¡0} {Н20}+ [С] = {СО} + {Н,}

4. Восстановление железа на поверхности газовых пузырей, не содержащих угольных частиц, осуществляется по реакциям:

(РеО) + {СО} = Ре + {СОг} (РеО) +{Н2} = Ре + {Н20}

Последние реакции имеют место и в той части брызгового слоя ^ад поверхностью шлаковой ванны, которая находится в восстановительной, непрерывно обновляемой атмосфере выделяющихся из ванны газов.

Термодинамический анализ взаимодействия пузырей СО, не содержащих угольных частиц, со шлаком характерного для процесса РОМЕЛТ состава, показал, что газовое восстановление железа теоретически возможно, когда содержание СО в таких пузырях превышает 98,8%. Вкладом этого типа восстановления в процесс пренебрегли.

Поскольку площадь зеркала металлической ванны примерно в 35 раз меньше общей площади поверхности капель металла в шлаке, не учитыпали возможное протекание реакций восстановления оксидов железа на поверхности «металлическая ванна-шлак».

Для расчета вкладов основных восстановителей в интегральную скорость получения железа в печи РОМЕЛТ на опытных плавках .NN¡1-14 экспериментально определили величины площади поверхности угольных частиц (5С) и капель металла в шлаковой ванне при средней балансовой скорости восстановления железа Ру,=9,14 т/ч (~18 т/ч смеси шламов доменного и конвертерного производств НЛМК - Ре^,,,, = 51,0 - 53,1%, масс.; РеО = 44,3 -49,9%); -15 т/ч Анжерского угля марки ОС - V/1' =5,4 - 6,7%, масс.; Ас = 9,5 -10,5%; Vе = 14,7 - 15,6%; Сс = 78,8 - 82,1%). Отборы проб шлака проводили в периоды работы установки, когда восстановление железа происходило в приблизительно одинаковых условиях. Шлак имел состав (%, масс.): БЮг = 37,2 -38,2%; СаО = 40,0 - 40,6%; Ре = 1,7 - 1,9%; А1203 = 10,1 - 10,2%; МпО = 2,32 -. 2,34%; МгО = 7,0 - 7,4%; Р = 0,20 - 0,23%; 8 = 0,13 - 0,14%; СаО/ БЮ: = 1,05 -1,09. Состав получаемого металла в период проведения опытов изменялся в следующих пределах (%, масс.): С = 4,1 - 4,2%; = 0,01 - 0,03%; Мп = 0,09 - 0,10; Р = 0,07 - 0,08%; Б = 0,10 - 0,12%.

По имеющимся в литературе методикам оценили площади поверхности газовых пузырей вне барботажных столбов (областей компактного выхода газа

барботажных фурм) - (5,.) и в зонах барботажных столбов с преобладающими восстановительными условиями (5Д а также брызг шлака находящихся в восстановительной атмосфере в брызговом слое непосредственно над шлаковой ванной. Поскольку роль восстановления железа через газовую фазу из низкожелезистого шлака, характерного для процесса РОМЕЛТ, изначально предполагали невысокой, площадь межфазной поверхности «газ-шлак» оценили с завышением (по верхнему пределу).

Учли, что часть мелких и средних капель в барботируемом шлаке может находиться в крупных газовых пузырях. При этом расходование углерода капель может идти наиболее интенсивно через определенную (контактную со шлаком) часть их поверхности, ориентировочно, треть. Считая долю капель, находящихся в пузырях, пропорциональной газосодержанию в соответствующих зонах шлаковой ванны, получили значения площади «активной» поверхности капель, контактирующей со шлаком. Остальная часть поверхности капель, находящихся в атмосфере пузырей, участвует в регенерации этой атмосферы, т. е. наряду с .угольными частицами обеспечивает восстановление железа на границах «газ-шлак».

Оценки площадей межфазных поверхностей в шлаковой ванне провели с учетом ее зонального строения (табл.4.)

Таблица 4.

Площади межфазных поверхностей в шлаковой ванне печн РОМЕЛТ

Площадь Площадь Площадь Площадь

поверхности поверхности поверхности поверхности

Зона угольных частиц, м2 <5Г) капель металла, м2 Ы пузырей, Ы всплесков и

брызг шлака, м2 %„)

Брызгов. слой 970

Ш(в) 1615 80 (50)* 1280+(1615)** -

11 — Ш(а, б) 1255 320 (260)* 4735 -

I 330 290 -

Суммарная 3200 690 (600)* 7630 970

поверхность

*- площадь «активной» поверхности капель;

** -суммарная площадь поверхности «газ-шлак» в восстановительных зонах барботажных столбов.

Скорости восстановления железа каждым восстановителем рассчитывали по имеющимся в литературе кинетическим данным, где опыты с данным восстановителем проводили в условиях, наиболее близких к реализующимся в печи РОМЕЛТ. Так, при расчетах скорости восстановления с участием части поверхности угольных частиц, которая приходится на непосредственный контакт

угля со шлаком, использовали кинетические данные, полученные в опытах по восстановлению оксидов железа из шлака методом вращающегося углеродистого образца, когда создаются условия для принудительного срыва пузырей с реакционной поверхности. Для расчета скорости восстановления оксидов железа углеродом, содержащимся в каплях металла, использовали данные по кинетике восстановления железа углеродом капель, движущихся в шлаке. При расчетах скорости восстановления по поверхности «газ-шлак» использовали данные экспериментов по кинетике газового восстановления, где было доказано протекание реакции в кинетическом режиме (для определения вклада газового восстановления в скорость процесса по верхнему пределу). Все использованные в расчетах кинетические данные были получены в опытах, где исследовали восстановление железа из низкожелезистых шлаков ((FeO) = 1,5 - 5,0%, масс.) с основностью близкой к единице, при температурах 1400 - 1600° С. Металл капель содержал [С] = 2 - 4%.

Характерные значения температуры шлака составляли: в брызговом слое -1550" С, в поверхностном слое - 1500° С, в остальной части барботируемой шлаковой ванны - 1450° С; в слое спокойного шлака - 1400° С. Среднее содержание FeO в шлаке составляло 2,3% (масс.).

В расчетах скорости восстановления угольными частицами, непосредственно контактирующими со шлаком (Рц(Л), тип реагирования А) реакционную поверхность рассчитывали по формуле: (5^.«) = fa*Sc (где fA -доля поверхности частиц угля, приходящаяся на непосредственный их контакт со шлаком). Поскольку величина/« заранее неизвестна, ее значение варьировали в интервале 0</<< 1,0; с шагом 0,1).

Скорость восстановления железа с участием газовой фазы /У/°*. рассчитывали как сумму скорости восстановления по поверхности пузырей, содержащих угольные частицы (Рр,(Б'), тип реагирования Б) (при разной доле /£ (0</д< 1) поверхности «газ-шлак», приходящейся на пузыри, содержащие угольные частицы) и скорости восстановления железа в брызговом слое.

В расчетах приняли следующий состав газовой фазы: СО=65%, Hf 10% (объемн.) - в восстановительных зонах барботажных столбов; С0=90°/, #/=10% -в брызговом и поверхностном слое (вне барботажных столбов); СО= 100% - в пузырях, содержащих уголь и находящихся в остальном объеме барботируемой ванны. Вклады СО и Hi в газовое восстановление считали аддитивными.

Скорости обоих типов восстановления железа с участием угольных частиц, а также скорость восстановления углеродом, растворенным в каплях металла РгГ", Даны в табл. 5.

Рассчитанная в предположении, что общая площадь контакта «капли-уголь» в шлаковой ванне в каждый данный момент времени составляла 10 мг (менее 1,5% всей площади капель), скорость науглероживания капель металла составила 0,3 (т[С]Л0., что существенно превышает скорость обезуглероживания капель при их взаимодействии со шлаком.

Таблица 5.

Возможные вклады основных механизмов восстановления в интегральную скорость восстановления железа в печи РОМЕЛТ и/я - тг).

ПРЯМОЕ ВОССТА НОВЛЕ1ШЕ ЖЕЛЕЗА УГЛЕМ

/а 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 . 1,0

Рг,(А) (тРе/ч) 0,92 1,84 2,76 3,69 4,61 5,54 6,44 7,38 8,29 9,2:

ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА ЧЕРЕЗ ГАЗОВУЮ ФАЗУ

/в 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

РуГ (тГе/ч) 0,86 1,04 1,19 1,37 1,55 1,73 1,91 2,05 2,23 •2,4;

ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА УГЛЕРОДОМ КАПЕЛЬ

РгГ №/4) 1,08

Значения возможной интегральной скорости процесса Р/т, получили суммированием вкладов основных восстановителен (табл. 5) в восстановление при различных значениях доли поверхности частиц угля приходящейся на непосредственный их контакт со шлаком и при разной доле.поверхности пузырей /в, приходящейся на пузыри, содержащие угольные частицы. Расчеты вели по схеме: Ре-,=Р^(А)+Р/./а'+Рг/''". Близкие к реальной производительности печи (Рг,=9,14 т железа в час) значения интегральной скорости процесса получаются только при следующих вариантах расчета (в тоннах железа в час). ' {

РГе = 5,54(л-ед + 2,41 (Г,-/.а + 1,08 = 9,03;

Рре = 6,44^л-о,7)+( 1,55.. .2,05)(/,*о,}...о.г> + 1,08 = 9,07. ..9,57;

РГе =7,3 8 0,-ед + 0,&6(/,ч>.1> + 1,08 = 9,32

Последний вариант баланса производительности, предполагающий почти полное отсутствие угольных частиц в пузырях, физически маловероятен.

Таким образом, около 60 - 70% поверхности угольных частиц в каждый данный момент времени должны были находиться в" прямом контакте со шлаком. При этом как минимум половина поверхности пузырей участвовала в восстановлении железа через газовую фазу, т.е. значительная (а, возможно, и основная) часть пузь^ей содержала угольные частицы.

Около 60% производительности печи приходилось на восстановление железа в поверхностном слое шлаковой ванны и в брызговом слое.

Вклады водорода и оксида углерода примерно равны.

Вклады основных механизмов восстановления в интегральную скорость восстановления железа в печи РОМЕЛТ составляли:

- прямое восстановление угольными частицами 60 - 80%,

- восстановление угольными частицами через газовую фазу 10-25%,

- восстановление углеродом капель металла 10-15%.

Таким образом, в условиях экспериментов 85 - 90% восстановления железа в печи обеспечивалось с непосредственным участием угольных частиц.

В период опытов печь работала на невысоких производительностях. Если судить по табл. 6, максимально возможная производительность печи при полном (гипотетически) вовлечении всех частиц угля в шлак составляет только 10,3 т чугуна в час. Из этого не следует вывод о принципиально малой скорости восстановления в процессе РОМЕЛТ. Действительно, при сохранении величины суммарной поверхности угольных частиц в шлаковой ванне, увеличение температуры процесса на 100 градусов увеличит скорость восстановления примерно в два раза. Переход от работы на шлаках с ~2% (РеО) на шлаки с ~4% (РеО) также увеличит скорости процесса в два раза. Таким образом, реально обеспечить производительность процесса в 2 (т/ч*м2) чугуна, что для установки на НЛМК составит 40 т/ч.

В третьей главе «Математическая модель расходования угля различных фракций в печи РОМЕЛТ» представлены результаты исследования кинетики расходования угольных частиц в шлаковом расплаве печи РОМЕЛТ.

Считали, что процесс ведется в условиях, когда температура шлака изменяется незначительно, свойства шлака постоянны, дутьевой режим и соотношение в шихте между сырьем и топливом близки к необходимым по балансу.

Изменение фракционного состава угля в шлаке происходит за счет растрескивания крупных частиц угля при их «шоковом» нагреве, разрушения испытывающих пиролиз угольных частиц при их соударениях со стенками печи и' друг с другом, из-за расходования углерода коксового остатка при его реагировании со шлаком и с газовой фазой в барботажных столбах.

Расходование угля в печи может быть приближенно описано как взаимодействие угольных частиц со средой по некоторой обобщенной гетерогенной реакции, эффективные константы скорости которой различны для каждой фракции угля.

Пусть С,,С? - соответственно содержания частиц /'-ой фракции в поверхностном слое шлаковой ваниы и в исходном угле (%, масс.); Р - скорость загрузки угля в печь (кг/с); £), - средний диаметр частицы / -ой фракции;/"=1,25 - коэффициент формы частицы; рс = 900 (кг/м3 ) и = 1350 (кг/м3 ) -

соответственно плотность частиц ококсованного и исходного угля; ~ 7400

кг- масса шлака в поверхностном слое; К1 - эффективные (кажущиеся) константы скорости перехода частиц угля /-он фракции в более мелкую (¡+1)-ю в поверхностном слое (на величину К ( влияет и обмен с нижней частью шлаковой ванны, где находятся окислительные зоны). Тогда изменение содержания частиц угля каждой фракции в поверхностном слое шлаковой ванны описывается системой формально-кинетических уравнений:

ас, л

= /я0'{ д ) к>с> ~

(1)

¿с, л

г ц л3

р

' Л/ / '

|Ш. 1С

Эффективные константы скорости расходования различных фракций угля КI можно определить из параметров системы, достигаемых в стационарном

состоянии. Из (I) с производными в левой части, равными нулю, имеем:

к

' " АС, <2>

' I

Необходимые данные для оценки по формуле "(2) значений , получили экспериментально, при плавке смеси шламов конвертерного и доменного производств НЛМК (Рс(обш)= 51,0 - 53,1%, (масс.); РеО = 44,3 - 49,9%). Во всех случаях применялся Анжерскнй уголь марки ОС (Ас = 9,5 - 10,5%; Vе = 14,7 -15,6%; Сс = 78,8 - 82,1%; с влажностью 5 - 8%). Скорости загрузки сырья и топлива составляли: шлам ~ 20 т/ч; уголь - 17 т/ч.

Отборы и обработку проб шлакоугольной суспензии из поверхностного слоя шлаковой ванны проводили на трех опытных кампаниях (NN12 - 14) по методике, описанной выше. Одновременно отбирали и анализировали пробы загружаемого в печь угля. Исходный и замешанный в шлак уголь рассеивали на восемь фракций. Усреднение первичных данных на каждой опытной плавке проводили по результатам анализа 5-6 отборов шлака, проведенных при практически стационарных условиях работы печи (идентичных на всех трех плавках).

Исходя из полученных экспериментальны.4, данных средние значения К, составили (м'с1):

К, =63; Кг- 28; Кг = 74; К, = 290; К, = 2600;

К6 = 32170; К7 = 74500; Кя = 796200 Используя полученные значения К, ( оценили характерные времена // перехода угольной частицы из данной фракции в меньшую (время пребывания

частицы в данной фракции). Число ЛГ/ частиц /-ой фракции в поверхностном слое шлака равно:

N.

регф,']00

(3)

Тогда:

, Р/

1 бМ^КЫЮ] '

(4)

Времена С/ представлены на рис. 2 (на графиках проекциям точек на ось абсцисс соответствуют средние по фракции диаметры частиц; расчетные точки соединены линейными отрезками для наглядности). 160

4 ( ( 10

Размер угольной частицы* мм

Рис. 2 Характерное время пребывания угольных частиц в различных фракциях

Средние значения времени существования в шлаке частиц каждой фракции исходного угля от момента попадания в печь до полного расходования даны на рис. 3.

500 400 300 100

-А

/

/

г

2

12

4 6 8 10

Размер угольной часпцн, ми

Рис. 3 Время существования в шлаке частиц исходного угля различных фракций

Стационарные содержания в поверхностном слое шлака угольных частиц соответствующих фракций С( определяются фракционным составом угля и скоростью его загрузки в печь:

I

С =

и1

Г*к, <5>

Таким образом, используя полученные значения эффективных констант К ( , для близких к исследованным режимов процесса можно прогнозировать фракционный состав и стационарное содержание замешанного в шлаке угля данного типа.

Как видно из (5), изменение скорости загрузки одного и того же угля пропорционально изменяет стационарные содержания С, и общее содержание угля в шлаке, но фракционный состав угля в шлаке должен оставаться постоянным.

При неизменной скорости загрузки угля изменение его фракционного состава приводит к существенному изменению как стационарных содержаний

С), так и фракционного состава угля в шлаке. В таблице 6 представлены

результаты расчета С, в случае загрузки в печь (Я — 17 т/ч) частиц угля только одной - / -ой фракции.

Видно, что при загрузке монофракционно! о угля в ванне находятся только частицы угля загружаемой фракции и двух-трех более мелких фракций.

в

Таблица 6

Расчетные характеристики угля в поверхностном слое шлаковой ванны при подаче в печь монофракционного угля (Р - 17 т/ч)

N фракции / Средний размер угольной частицы Ц, мм Содержание в шлаке частиц угля разных фракций С„ % (масс.) Фракционный состав угля в шлаке Ц , % (масс.) Содерж. угля в поверх, слое, % (масс.) Удельная поверхность угля (м /м3 шлака) в поверхностном слое

1 12,0 С,=1,19; С;=1,90; 0 = 0,43; С< = 0,05 См ~ 0,03 С"'=33,1; С" =52,8; 0"'=П,9;СГ=1,4; С,Г, =0,8 3,60 94

2 8,5 С,= О; О =5,34; 0 = 1,20; 0=0,14 См-0,02 С;""= 79,7; С"* = 17,9; С,"'= 2,1; С"', = 0,3 6,70 203

3 5,1 0.; = 0; С}= 5,58; С, = 0,66; С, = 0,04; О.«- 0,01 С~'=88,7;СГ=10,5; С"" =0,64; С".', = 0,16 6,29 308

4 2,4 С/.) = 0; С<= 6,38; 0=0,34; 0 = 0,01; СГ= 94,8; С,"" =5,1; СГ =0,1 6,73 650 '

5 1,2 Сы=0; О = 2,89; С«=0,17; О =0,03; о~0 С""= 93,5;С"= 5,5; С," =1,0 3,09 613

6 0,6 См = 0;О = 0,93; О = 0,20; Ск~ 0 С" = 82,3; С"" = 17,7 1,13 487

7 0,3 С ¡.б =0; С,= !,61; О =0,05 О" =97,0; О"" =3,0 1,66 1289

8 0,1 С/.7=0; 0= 1,36 сг= юо 1,36 2987

Проведенный анализ позволил рекомендовать для условий работы установки, близких к исследованным, технологически оптимальный диапазон размеров угольных частиц, находящихся в шлаковой ванне. Размеры частиц угля в шлаке должны быть больше внутреннего масштаба турбулентности, характерного для системы, но меньше размера, при котором угольная частица практически не замешивается в объем шлака. Для печи РОМЕЛТ оптимальный диапазон размеров угольных частиц, находящихся в шлаке составляет 1 - 7 мм. Рекомендовано содержание частиц угля данного диапазона в загружаемом в печь угле более 50% (масс.). Для оптимального использования других типов угля в процессе РОМЕЛТ необходимо проведение соответствующих исследований по изложенной методике.

Удельную скорость расходования частиц угля каждой фракции в шлаке V) (кг/м2с) оценили по формуле:

КД/пР'М^ яР/

/яО,гЛГ,100 ~ )Рс б <6)

Полученные результаты представлены на рис. 4.

Ряэмер у| алыюй частицы, мм

Рис. 4 Удельная скорость расходования в шлаке частиц угля различных фракций

Сравнение этих скоростей с данными по расходованию угля в процессах восстановления, горения и газификации показало, что мелкие угольные частицы преимущественно участвуют в процессе восстановления железа из шлака. Крупные же частицы угля участвуют как в восстановлении железа из шлака, так и во взаимодействии с газовой фазой барботажных столбов. Высокие кажущиеся значения скорости расходования угля крупных фракций обусловлены их измельчением при быстром нагреве.

Расчетные значения скорости расходования угля в шлаковой ванне, для каждой плавки, с учетом содержания в исходном угле влаги, летучих и золы, оказываются достаточно близкими к значениям реальной скорости загрузки (невязка - 10- 15%).

Каждой частице данной фракции исходного угля можно приписать

лОКиСЛ. 4С0!

характерные времена пребывания в окислительных (•; = '< +'; ) и лвосст.

восстановительной ('/ ) областях шлаковой ванны, что определяет общее время существования частицы /, в данной фракции.

Для оценки верхнего предела времени пребывания угольных частиц е окислительных условиях приняли, что как горение этих частиц е

кислородстоздушных факелах продувочных фурм и в нижней части барботажных столбов по реакции С„„ + О; = С02у так и их последующая газификация по реакции Стй + С.0> — 2СО в средней части барботажных столбов, протекают на поверхности угольных частиц, причем роль в реагировании внутренней поверхности угольных частиц (поверхности пор) не учитывается. Из этих же соображений среднюю температуру у поверхности частиц в области преимущественного горения приняли 1850 К, а в области преимущественной газификации - равной температуре шлака - 1773 К. Среднее парциальное давление кислорода приняли равным Ро,~ 0,4 атм., а диоксида углерода - Г'со,-0,3 атм.

Из баланса расходования массы угольной частицы в шлаковой ванне получили:

.^^¡.веЩМ!*!)

/6С?

^веххт. __

уОп+у«* ~У<М>(п+]) <7>

(7, -/,"»">

^ СО 2 _ .

_¿вахт

'' ~ п+1 <8>

о;-1в;кст)

~п + 1 <9>

где I""2 и Vе0- - соответственно удельные (кгС/м2с) скорости

реакций взаимодействие угольных частиц со шлаком, горения и газификации

угля; п определяется из соотношения - п С'''\ п условиях печи РОМЕЛТ я -0,5.

Результаты расчетов кажущихся времен пребывания угольных частиц средних. и мелких фракции в окислительных и восстановительных условиях приведены в таблице 7. Данные табл. 7 подтверждают, что мелкие частицы угля преимущественно участвуют в восстановлении железа из шлака, а более крупные - как в восстановлении железа, так и в процессах горения и газификации в барботажных столбах.

Полученные данные о величинах времен пребывания угольных частиц

, . ОННСЯ 1 .

средних и мелких фракции в окислительных условиях (г,- =',■ +'/ ), позволили сделать качественные выводы об интенсивности обмена угольными частицами между барботажными столбами и остальной шлаковой ванной. На рис. 5 представлена зависимость числа захватов в зоны барботажных столбов с окислительными условиями частиц угля средних и мелких фракций за время существования этих частиц в шлаковой ванне.

Таблица 7

Характерные времена пребывания угольных частиц средних н мелких фракций в зонах бар&отируемой шлакоьой ванны с преобладающими

Время

N Средний Общее В восстанови- В зоне В зоне Общее в оки-

фрак- диаметр тельных горенил газифи- слительных.

ции угольной частицы ti, условиях .восст. i tP2 кации fCO 2 Ч .окис. Í. уелов.

мм с с % от t, с с с %от и

3 5,1 118,6 103,9 3 87,6 4,89 9,78 14,67 12,4

4 2,4 133,0 126,3 95,0 2,23 4,47 6,70 5,0

5 1.2 59,5 56,08 94,3 11.4 2,28 3,42 5,7

6 0,6 19,2 17,52 91,3 С,56 1,12 1,68 8,7 '

7 0,3 36,6 35,67 97,5 0,31 0,62 0,93 2,5

8 0,1 32,0 31,68 99,0 0,11 0,21 0,32 1,0

209

Ра1««р угольной ЧАСТИЦЫ, мм

Рис. 5 Зависимость числа захватов в зоны барботажных столбов с окислительными условиями (Ъ) частиц угля средних и мелких фракций за время их существования в шлаке.

Технологически важным параметром процесса являются времена выхода на новое стпшшнзриое содержание в шлаке (времена релаксации) для каждой фракции угля при скачкообразном изменении скорости загрузки угля и/или его фракционного состава. Для оценки времен релаксации систему (1) решили численно. Пак 1.НЮ, что при любых технологически оправданных изменениях

скорости загрузки и/или фракционного состава исходного угля времена релаксации для всех фракций не превышают )2-15 минут. Стационарные содержания в шлаке разных фракций устанавливаются за разные промежутки времени.

Важным для обеспечения безопасной работы нестационарным режимом является расходование угля в шлаковой ванне при полном прекращении его подачи в печь. При условии поддержания в обычных для технологии пределах концентрации в шлаке оксидов железа и других параметров барботируемой шлаковой ванны, решение системы (1) позволяет оценить время, в течении которого в шлаковом расплаве еще будут существовать угольные частицы. В зависимости от количества накопленного в шлаке угля и его фракционного состава это время варьируется, при обычном для технологии разбросе С„ в пределах 8 - 12 минут. После выгорания угля в барботируемом шлаке диффузионное окисление слоя спокойного шлака над металлической ванной потребует некоторого времени до начала активного кипения металла и сопутствующего вспенивания шлака. Реальное время от прекращения загрузки до вскипания ванны составляло около 30 минут.

В четвертой главе "Исследование режима блокировки углем поверхности шлаковой ванны в печи РОМЕЛТ" проведен анализ поведения печи РОМЕЛТ в технологически неоптимальном режиме работы.

Опыт эксплуатации установки РОМЕЛТ на НЛМК показал, что стационарное содержание ококсованных угольных частиц в шлаковой ванне имеет некоторые оптимальные, хотя и достаточно широкие пределы. Недогрузка и перегрузка угля в печь недопустимы.

На нескольких опытных плавках переокисление шлакового расплава, приводило к его неконтролируемому вспениванию из-за недостаточной загрузки угля в печь. Поэтому в качестве меры, предупреждающей переокисление расплава в печи, уголь в печь часто подавали в количестве, превышающем расчетное. Избыточное количество угля в печи предотвращало вскипания, т.е. повышалась устойчивость процесса. Однако дальнейшие исследования показали, что избыточное, выше определенного предела, содержание угольных частиц в шлаке также может привести к нарушениям технологического режима процесса. При работе печи в этом режиме температура шлаковой ванны уменьшалась, возрастало содержание оксидов железа в шлаке, уменьшалась степень дожигания отходящих газов. Возрастало тепловыделение в котле утилизаторе.

Подача в надслоевое пространство дополнительных количеств кислорода не приводила к увеличению степени дожигания. Эти явления были объяснены следующим. Неточность в работе дозирующих устройств (избыточная загрузка угля в печь или недостаток оксидного сырья) может привести к тому, что начиная с некоторого содержания угля в ванне, на поверхности шлака образуется сплошной слой плавающего угля. При этом подавляется образование брызг и

наплесков шлака па стены. Это приводит к ухудшению теплопередачи из зоны дожигания к шлаковой ванне, так как она преимущественно осуществляется за счет прихода в ванну тепла с каплями шла.;а н стекающей по стенам в зоне дожигания шлаковой пленкой. Подаваемый на дожигание кислород реагирует с плавающим углем. Это приводит к образованию дополнительною количества СО и соответственно к уменьшению степени дожигания отходящих газов.

Критерием перехода ог нормального режима работы печи г< режим с избыточным содержанием угольных частиц в шлаке является одновременное увеличение концентрации оксидов желе 1а в шлаке, снижение температуры ванны и уменьшение степени дожигания отходящих газов.

Если ванна уже содержит избыточное количество угольных частиц, доя вывода печи в нормальное состояние рекомендованы следующие действия: уменьшить загрузку в печь угля и сырья, увеличить расход кислорода пг, продувку. Однако наиболее простым решением является временное уменьшении подачи угля □ печь, поскольку процесс выжигания избыточного уп-.я из шлаковой ванны протекает достаточно быстро. Контроль за ходом згого процесса осуществляют по составу газов н температуре ь печи, которая б>дсг расти при улучшении теплопередачи от факела дожигания.

Наступление режима блокировки углем поверхности шлаковой панны зависит не только ог количества накопленного в шлаге угля и его фракционного состава, но и от интенсивности турбулентной циркуляции шлака, которая определяет эффективность замешипашк; угл;; в объем шлакового рг.спла:>а.

На основе современной методики оценки мощности перемешивания жидкостей, учитывающей принципиально необратимый неравновесный характер процесса перемешивания провели, энергетический анализ инеиматического перемешивания шлаковой ванны в печи РОМЕЛТ.

Обычно используемая оценка величины общей но всем ванне мощности перемешивания в случае печи РОМЕЛТ не применима, поскольку не учитывает зональное строение ванны, а применение такого подхода, например, при расчете максимального, разрешенного уровнем развития турбулентности в системе, размера капель - некорректно. Для анализа основных взаимодействий в г.ечи РОМЕЛТ необходимо изучение ноля локальной мощности диссипации кинетической энергии. В качестве первого приближения провели оценку мощностей перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны. Приредем пример. При переработке шлама (20 т/час, влажность 8%) с подачей угля - 17 т/час (летучие 16%, влажность 8%) и дутья на 1 нижнюю фурму 625 нм'/чае (70% О2) общая мощность перемешивания барбо тируемого шлакового расплава в печи составляла ~ 877,1 кВт (41,4 кВт/м'). В области поверхностного слоя выделялось 117,4 кПт/м' (37,6% 01 Упг1,). При этом мощность перемешивания барботажным дутьем составляла 252.2 кВт (90,1 кВг/м1; 34,0 Нт/к| шлака), а газами, обрлтощимпся пне зон компактною выхода барботажного дун.я - 77,6 кВт. В осноыюч барботажном слое выделялось 36,5 кВг/м' (53,8% от /V,,,,).

Мощность перемешивания барботирующим газом составляла 401,6 кВт (30,1 кВт/м3; 11,4 Вт/кг), а продуктами химического реагирования вне барботажных столбов - 70 кВт. В области фурменного пояса (учитывали только кинетическую энергию струн) выделялось 75,7 кВт (5,3 Вт/кг) или 13,9 кВт/м' (8,6% от /V,,,,,).

На основе проведенного анализа энергетики перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны качественно оценили величину критического содержания накопленного в шлаке угля, при котором (при заданном в примере режиме продувки) наступает плавание угля сплошным слоем, блокирующим теплообмен ванны с зоной дожигания. Предположили, что при этом в каждый данный момент времени плавающий на поверхности ванны слой угля представляет собой динамический угольный «каркас», способный к сопротивлению внешнему воздействию как единое целое. Рассмотрели предельный случай полной диссипации кинетической энергии Мб„г6., генерируемой поднимающимся в барботажных столбах газом, в плавающем слое угля (гипотетический случай полного подавления движения шлака в угольном слое). Объемное содержание угля в слое оценили из энергетического баланса слоя:

^крит.

Nбарб. = £слояКл.(^ ~ <Р ~ ,ЛП )

1ии. (,0)

где ° слоя - мощность диссипации энергии ламинарного движения шлака в межчастичном пространстве угольного каркаса при его случайных колебаниях как "единого целого"; / - характерный путь смешения, порядка среднего размера

угольных частиц в слое; ^ - характерная максимальная относительная скорость движения шлака в межчастичных промежутках внутри угольного «каркаса»; <Р -газосодержание в флотирующем угольном слое (доли единицы); У^, - объем слоя. В условиях рассмотренного примера работы печи получили = 27,2% (масс.). Таким образом, при массовых содержаниях угля в поверхностном слое шлаковой ванны печи РОМЕЛТ ~ 20 - 30% можно ожидать перехода технологического процесса на неблагоприятный режим блокировки углем теплопередачи к ванне из зоны дожигания.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненного исследования поведения угля в шлаковой ванне печи РОМЕЛТ, получены следующие основные результаты:

1. Проведен сравнительный анализ конструктивных, технических и технологических особенностей современных процессов бескоксового производства жидкого чугуна (железоуглеродистого полупродукта).

2. Показано, что для оптимального протекания основных процессов в реакторе жидкофазного восстановления принципиальное значение имеет поддержание необходимых параметров шлакоугольной суспензии.

3. Экспериментально определены содержания, фракционный состав и удельные поверхности капель металла и угольных частиц в шлаковой ванне.

Установлено, что основная масса угля сосредоточена в поверхностном слое шлаковой ванны. В выпускаемом шлаке угол! отсутствует. В поверхностном слое барботируемого шлакового расплава и в подфурменной зоне спокойного шлака отмечаются более высокие концентрации капель металла. Оценены эффективные скорости движения и времена прохождения соответствующих зон шлакового расплава потоком осаждающихся капель металла.

2. Проведен кинетический анализ вкладов основных восстанавливающих агентов в интегральную скорость восстановления железа в печи РОМЕЛТ. Установлена преобладающая роль в восстановлении железа частиц угля, непосредственно контактирующих со шлаком. Существенно меньший вклад дает восстановление через газовую фазу. К нему близка доля восстановления углеродом, растворенным в металлических каплях. Науглероживание капель в барботируемом шлаке опережает их обезуглероживание. Незначительна роль в общем восстановлении пузырей, свободных от угля и/или капель металла и ванны чугуна, накапливаемой на подине. Большая часть производительности печи обеспечивается восстановлением железа в поверхностном слое шлаковой ванны. В газовом восстановлении в печи значительна роль водорода.

3. Разработана математическая модель расходования угольных частиц различных фракций в условиях процесса РОМЕЛТ. По экспериментальным данным определены значения основных параметров модели. Модель позволяет оценивать содержание и фракционный состав угля, замешанного в шлаке, при различных фракционном составе загружаемого в печь угля и скорости его подачи.

4. Теоретически оценены характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости их реагирования со средой. Показано, что частицы угля крупных и средних фракций участвуют как в восстановлении железа, так и в процессах горения и газификации в барботажных столбах, а мелкие частицы угля слабо взаимодействуют с дутьем барботажных фурм, и преимущественно участвуют в восстановлении железа из шлака. Рекомендован оптимальный диапазон размеров угольных частиц, находящихся в шлаковой ванне. Оценена интенсивность обмена угольными частицами между барботажными столбами и остальной шлаковой ванной. Оценено время, в течении которого происходит выгорание угля из шлака при остановках загрузки в печь угля.

5. Проведен энергетический анализ пневматического перемешивания шлаковой ванны. Рассчитана мощность перемешивания в характерных зонах барботируемой ванны.

6. Изучено поведение печи РОМЕЛТ в технологически неоптималыюм режиме - при блокировке углем поверхности шлаковой ванны. Сформулирован критерий наступления этого режима.

7. На основе разработанной модели диссипации кинетической энергии жидкости в насыщенной суспензии определены условия перехода к режиму блокировки углем поверхности шлаковой ванны.

8. Даны рекомендации для безопасного возвращения печи из режима блокирввки углем поверхности шлаковой ванны к нормальному ходу технологического процесса.

Основные положения диссертации изложены в следующих работах:

1. Восстановление железа в процессе РОМЕЛТ // Материалы Всероссийской научно-практической конференции "Металлургия на пороге XXI века - достижения и прогнозы". Новокузнецк. - 2000. с. 103-105 (в соавторстве).

2. Управление процессом жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ.. // Черные металлы. 2000. -N8. -с. 10-14 (в соавторстве).

3. Поведение угля в шлаковой ванне печи РОМЕЛТ // Изв. вузов. Черная металлургия. -1999. -N7. -с. 12-17 (в соавторстве).

4. Исследование системы «шлак-уголь-металл» в печи РОМЕЛТ. // Изв. вузов. Черная металлургия. -1997.-№11. -с. 6-9 (в соавторстве).

5. О составе барботирующего газа // Изв. вузов. Черная металлургия. -1990. -NI 1. -с. 103 (в соавторстве).

6. Формирование барботирующего газа в ванне печи ПЖВ // Тезисы докладов Всесоюзной научно-технической конференции "Непрерывные металлургические процессы "руда-лом-металлопрокат". Свердловск. -1989. -с. 42-43. (в соавторстве).

7. Структура системы «шлак-металл-уголь» в барботируемой шлаковой ванне печи ПЖВ // Тезисы докладов Всесоюзной научно-технической конференции "Непрерывные металлургические процессы "руда-лом-металлопрокат". Свердловск. -1989. -с.36-37 (в соавторстве).

* 8. Поведение угля в ванне печи ПЖВ // Тезисы докладов Всесоюзной научно-технической конференции "Непрерывные металлургические процессы "руда-лом-металлопрокат". Свердловск. -1989. -с. 44-45 (в соавторстве).

9. The behaviour of coal in the smelting réduction installation // Ironmaking and Steelmaking. (в соавторстве), (принято к печати).

10. Восстановление железа в процессе РОМЕЛТ // Черные металлы, (в соавторстве), (принято к печати).

11. Заявка на изобретение N2000112150 «Способ управления процессом РОМЕЛТ». Подана 18 мая 2000 г.

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ, ПЕРСПЕКТИВЫ И ПРОБЛЕМЫ РАЗВИТИЯ НОВЫХ ПРОЦЕССОВ БЕСКОКСОВОГО ПРОИЗВОДСТВА ЧУГУНА.

1.1. Процессы с предварительным восстановлением железа в твердой фазе и довосстановлением в жидкой фазе.

1.2. Процессы преимущественно жидкофазного восстановления железа.

1.3. Процессы полностью жидкофазного восстановления железа.

1.4. Качество металла, получаемого в современных установках жидкофазного восстановления.

1.5. Гидродинамический режим ванны реактора жидкофазного восстановления.

1.6. Задачи настоящего исследования.

ГЛАВА 2. ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМЫ «ШЛАК-УГОЛЬ-МЕТАЛЛ» И КИНЕТИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗА В ШЛАКОВОЙ ВАННЕ ПЕЧИ РОМЕЛТ.

2. 1. Экспериментальное исследование системы «шлак-угольметалл» в печи РОМЕЛТ.

2.1.1. Методика отбора проб шлака.

2.1.2 Структура шлакометаллической эмульсии в печи РОМЕЛТ.

2.1.3. Структура шлакоугольной суспензии в печи РОМЕЛТ.

2.2. Восстановление железа в процессе РОМЕЛТ.

2.2.1. Основные восстанавливающие агенты в печи РОМЕЛТ.

2.2.2. Оценка площадей межфазных поверхностей в шлаковой ванне печи РОМЕЛТ.

2.2.3. Допущения, принятые при кинетическом анализе восстановления в печи РОМЕЛТ.

2.2.4. Оценка скорости восстановления железа из шлака с участием угольных частиц.

2.2.5. Оценка скорости восстановления железа из шлака углеродом капель металла.

2.2.6. Анализ роли основных восстановителей железа в процессе РОМЕЛТ.

ВЫВОДЫ К ГЛАВЕ 2.

ГЛАВА 3. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ РАСХОДОВАНИЯ

УГЛЯ РАЗЛИЧНЫХ ФРАКЦИЙ В ПЕЧИ РОМЕЛТ.

ВЫВОДЫ К ГЛАВЕ 3.

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖИМА БЛОКИРОВКИ УГЛЕМ

ПОВЕРХНОСТИ ШЛАКОВОЙ ВАННЫ ПЕЧИ РОМЕЛТ.

4.1. Основные процессы в печи при относительно высоком содержании угля в шлаке.

4.2. Определение условий перехода к режиму блокировки углем поверхности шлака на основе энергетического анализа перемешивания шлаковой ванны.

4.2.1. Роль перемешивания шлаковой ванны в печи РОМЕЛТ.

4.2.2. Теоретическое определение мощности пневматического перемешивания жидкости.

4.2.3. Мощность перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны печи РОМЕЛТ.

4.2.4. Энергетический анализ условий перехода к режиму блокировки углем поверхности шлаковой ванны.

ВЫВОДЫ К ГЛАВЕ 4.

Современная металлургия полного цикла является одной из наиболее капитало- и энергоемких отраслей и работает в условиях сужающихся запасов коксующихся углей и качественного сырья, ухудшения экологической обстановки. Для повышения эффективности производства чугуна и вовлечения в переработку железосодержащих металлургических отходов в последние два десятилетия разработаны принципиально новые бескоксовые процессы получения металла, исключающие схему доменного передела.

Существуют три основных направления внедоменного получения металла: твердофазное, жидкофазное и различные варианты их комбинирования. Твердофазное восстановление железорудного сырья с использованием природного газа получило ограниченное распространение из-за высокой стоимости газа-восстановителя. Поэтому процессы с той или иной долей жидкофазного восстановления, использующие в качестве восстановителя и топлива дешевые некоксующиеся угли более предпочтительны.

Внедренный в промышленное производство процесс COREX имеет стадию предварительного твердофазного восстановления окускованного сырья, после которой губчатое железо плавится, довосстанавливается и науглероживается в продуваемом кислородом слое угля в реакторе-газификаторе. Получаемый восстановительный газ передается в шахту предварительного восстановления.

Процессы DIOS и Hlsmelt прошли успешные испытания на установках промышленного масштаба. Эти процессы реализуются также в две стадии, но доля твердофазного восстановления неокускованного сырья в них не превышает 30%. Плавление и окончательное восстановление оксидов железа ведут в реакторах жидкофазного восстановления в шлаковой (DIOS) и в металлической ванне (Hlsmelt), куда вместе с сырьем подают также уголь и флюс. Главная особенность плавки - частичное дожигание отходящих из ванны газов (СО/Нг) для обеспечения процесса теплом. Отходящие из реактора газы имеют достаточно высокий восстановительный потенциал, который используется на стадии твердофазного восстановления.

В процессах полностью жидкофазного восстановления Auslron и POMEJIT неподготовленное сырье восстанавливается в одну стадию в реакторе жидкофазного восстановления. При этом стремятся к максимально полному дожиганию над ванной печных газов. Процессы DIOS и Hlsmelt также могут быть реализованы в одну стадию.

Процесс POMEJIT, разработанный под руководством акад. РАЕН, профессора В. А. Роменца в Московском институте стали и сплавов, прошел комплексные испытания на установке промышленного масштаба на Новолипецком металлургическом комбинате. Основной объем исследований осуществили по заданию правительства страны (Постановление Совета Министров СССР N751 от 07.07. 1987 г.). Получено более 40 тыс. т чугуна, успешно освоены технологии переработки всех основных видов железосодержащего сырья и отходов. В настоящее время это наиболее технологически освоенный одностадийный процесс полностью жидкофазного восстановления железа, полностью готовый к промышленной реализации. В 1999-2000 гг. разрабатывается техническая документация на сооружение установки POMEJIT на 320 тыс. т чугуна в год в Индии.

В последнее время нарастает международная конкуренция между разработчиками нового поколения технологий бескоксового производства чугуна. Решающее влияние на принятие решения о выборе того или иного процесса принадлежит показателям экономической эффективности и экологической чистоте технологии.

Эти показатели в свою очередь определяются уровнем конструктивных и технологических решений, которые совершенствуются при исследовании сложных взаимообусловленных процессов, протекающих в реакторе жидкофазного восстановления.

Гидродинамический режим современных реакторов жидкофазного восстановления железа является важнейшим фактором, определяющим эффективность новых технологий. Для оптимального протекания основных процессов в реакторе жидкофазного восстановления принципиально важно поддержание необходимых параметров угольной суспензии. Это особенно актуально для печи РОМЕЛТ, где в барботируемом шлаковом расплаве одновременно протекают как процессы восстановления оксидов железа углем из шлака, так и горение угля в кислороде барботажных фурм.

Целью настоящего исследования является изучение особенностей поведения угля в шлаковой ванне печи РОМЕЛТ.

Для достижения поставленной цели решаются следующие задачи:

- экспериментальное изучение вертикальной зональности строения барботируемой шлакоугольной суспензии и шлакометаллической эмульсии;

- исследование на основе полученных экспериментальных данных роли угля в восстановлении железа в печи РОМЕЛТ;

- исследование поведения угля шлаковой ванне (особенностей его замешивания в шлак, расходования в зонах ванны с преобладающими восстановительными и окислительными условиями).

- исследование энергетики перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны;

- исследование работы установки РОМЕЛТ при блокировке углем поверхности шлаковой ванны.

Научная новизна работы заключается в следующем:

- впервые экспериментально определены содержания, фракционный состав и удельные поверхности капель металла и угольных частиц в печи РОМЕЛТ;

- проведен кинетический анализ вкладов основных восстановителей в интегральную скорость образования металлического железа в печи РОМЕЛТ; показана преобладающая роль в жидкофазном восстановлении железа частиц угля, непосредственно контактирующих со шлаком;

- разработана математическая модель расходования угольных частиц в условиях процесса РОМЕЛТ. Модель позволяет оценивать содержание и фракционный состав угля, замешанного в шлаке, при различных фракционном составе загружаемого в печь угля и скорости его подачи. Определены характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости их реагирования со средой. Показано, что частицы угля крупных и средних фракций участвуют как в восстановлении железа, так и в процессах горения и газификации в барботажных столбах, а мелкие частицы угля преимущественно участвуют в восстановлении железа из шлака. Определен диапазон оптимальных размеров угольных частиц, находящихся в шлаковой ванне. Рассчитаны характерные времена пребывания угольных частиц различных фракций в зонах ванны с преобладающими окислительными и восстановительными условиями; определена интенсивность обмена угольными частицами между этими зонами. Оценено время в течение которого происходит выгорание угля из шлака при остановках загрузки в печь угля;

- впервые показано, что избыточное накопление угля в шлаковой ванне приводит к нарушению нормального технологического процесса;

- на основе энергетического анализа перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны разработана математическая модель, позволяющая определить условия перехода к режиму блокировки углём поверхности шлаковой ванны;

- сформулирован критерий наступления режима блокировки углем поверхности шлаковой ванны; даны рекомендации по выводу печи из этого режима на режим нормальной работы установки.

Практическая значимость. Полученные результаты использованы при разработке технологии для промышленной установки в РОМЕЛТ (320 тыс. т чугуна в год) в Индии. Разработанная методика теоретической оценки содержания и фракционного состава угля, замешанного в шлаке, может быть применена для исследования поведения угля в любых установках жидкофазного восстановления железа. Практически полезны выработанные рекомендации по рациональному фракционному составу угля, количественным ограничениям содержания угля в шлаковой ванне, по управлению плавкой в режиме избыточного накопления угля в ванне.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на Всероссийской научно-практической конференции "Металлургия на пороге XXI века - достижения и прогнозы" (Новокузнецк, 2000) и на Всесоюзной научно-технической конференции

10

Непрерывные металлургические процессы "руда-лом-металлопрокат" (Свердловск, 1989).

Публикации. По результатам работы опубликовано 8 статей; 2 статьи приняты к печати, подана заявка на изобретение.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения и изложена на 169 стр., в том числе 17 рис., 13 таблиц. Список литературы включает 119 наименований.

ВЫВОДЫ К ГЛАВЕ 4

1. При сохранении неизменными в течение определенного времени неоптимальных параметров ведения плавки, приводящих к перегрузке угля в печь РОМЕЛТ, может наступить режим плавания угля сплошным слоем на поверхности шлаковой ванны.

2. При режиме плавания угля резко уменьшается брызго- и волнообразование на поверхности шлаковой ванны, что резко уменьшает (блокирует) перенос тепла из зоны дожигания к ванне.

3. Критерием наступления режима технологически избыточного накопления угля в ванне печи РОМЕЛТ является одновременное увеличение концентрации оксидов железа в шлаке, снижение температуры ванны и уменьшение степени дожигания отходящих газов.

4. На основе энергетического анализа перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны определены условия перехода к режиму блокировки углем поверхности шлаковой ванны в печи РОМЕЛТ.

5. Для безопасного возвращения печи из режима блокировки углем поверхности шлака к нормальному ходу технологического процесса необходимо уменьшить загрузку в печь угля и сырья, а также увеличить расход кислорода на продувку. Наиболее простым решением является временное уменьшение подачи угля в печь.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненного исследования поведения угля в шлаковой ванне печи РОМЕЛТ, получены следующие основные результаты:

1. Проведен сравнительный анализ конструктивных, технических и технологических особенностей современных процессов бескоксового производства жидкого чугуна (железоуглеродистого полупродукта),

2. Показано, что для оптимального протекания основных процессов в реакторе жидкофазного восстановления принципиальное значение имеет поддержание необходимых параметров шлакоугольной суспензии.

3. Экспериментально определены содержания, фракционный состав и удельные поверхности капель металла и угольных частиц в шлаковой ванне.

Установлено, что основная масса угля сосредоточена в поверхностном слое шлаковой ванны. В выпускаемом шлаке уголь отсутствует. В поверхностном слое барботируемого шлакового расплава и в подфурменной зоне спокойного шлака отмечаются более высокие концентрации капель металла. Оценены эффективные скорости движения и времена прохождения соответствующих зон шлакового расплава потоком осаждающихся капель металла.

4. Проведен кинетический анализ вкладов основных восстанавливающих агентов в интегральную скорость восстановления железа в печи РОМЕЛТ. Установлена преобладающая роль в восстановлении железа частиц угля, непосредственно контактирующих со шлаком. Существенно меньший вклад дает восстановление через газовую фазу. К нему близка доля восстановления углеродом, растворенным в металлических каплях. Науглероживание капель в барботируемом шлаке опережает их обезуглероживание. Незначительна роль в общем восстановлении пузырей, свободных от угля и/или капель металла и ванны чугуна, накапливаемой на подине. Большая часть производительности печи обеспечивается восстановлением железа в поверхностном слое шлаковой ванны. В газовом восстановлении в печи значительна роль водорода.

5. Разработана математическая модель расходования угольных частиц различных фракций в условиях процесса РОМЕЛТ. По экспериментальным данным определены значения основных параметров модели. Модель позволяет оценивать содержание и фракционный состав угля, замешанного в шлаке, при различных фракционном составе загружаемого в печь угля и скорости его подачи.

6. Теоретически оценены характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости их реагирования со средой. Показано, что частицы угля крупных и средних фракций участвуют как в восстановлении железа, так и в процессах горения и газификации в барботажных столбах, а мелкие частицы угля слабо взаимодействуют с дутьем барботажных фурм, и преимущественно участвуют в восстановлении железа из шлака. Рекомендован оптимальный диапазон размеров угольных частиц, находящихся в шлаковой ванне. Оценены времена пребывания угольных частиц различных фракций в зонах ванны с преобладающими окислительными и восстановительными условиями, а также интенсивность обмена угольными частицами между этими зонами.

155

Оценено время, в течение которого происходит выгорание угля из шлака при остановках загрузки в печь угля.

7. Проведен энергетический анализ пневматического перемешивания шлаковой ванны. Рассчитана мощность перемешивания в характерных зонах барботируемой ванны.

8. Изучено поведение печи POMEJIT в технологически неоптимальном режиме - при блокировке углем поверхности шлаковой ванны. Сформулирован критерий наступления этого режима.

9. На основе разработанной модели диссипации кинетической энергии жидкости в насыщенной суспензии определены условия перехода к режиму блокировки углем поверхности шлаковой ванны.

10. Даны рекомендации для безопасного возвращения печи из режима блокировки углем поверхности шлаковой ванны к нормальному ходу технологического процесса.

1. Bohm С., Eberle A., Gauld L. et al. The COREX revolution - new concepts for low cost iron and steelmaking // SEA1.I Quarterly. -1996. January. -Nl. - p. 59 - 65.

2. Leonard G. Bertling R. Latest commissioning ond operational results of COREX C-2000 plants // ICSTI/ 58th Ironmaking Conf. Proceedings, Chicago, Illinois, USA. -1999. -v. 58. -p. 355-360.

3. Бем К., Эберле А., Айхбергер Э., Шиффер В., Вурм И. Результаты двухлетней эксплуатации установки COREX в Южной Корее // Черные металлы. 1998. Ноябрь - декабрь. - с. 20 - 26.

4. Lee S., Yoon J. A numerical analysis of the transport phenomena in COREX melter-gasifier // ICSTI/Ironnmaking Conf. Proceedings, Toronto, Ontario, Canada. -1998. -v.57. -p. 1803 1813.

5. Shin K., Joo S., Lee I. 0. Computational models applying for COREX C-2000 operations in POSCO // ICSTMronnmaking Conf. Proceedings, Toronto, Ontario, Canada. -1998. -v.57. -p. 1815 1820.

6. Joo S., Shin M. K., Cho M. et al. Direct use of fine ore in the COREX process // ICSTI/Ironmaking Conf. Proceedings, Toronto, Ontario, Canada. 1998. -p. 1223 1228.

7. В. Пиркбауэр, P. Симм Процесс COREX для производства высококачественных сталей на мини-заводах // Металлург. -2000. -N1. с. 52- 53.

8. Aumayr Е., Bohm С., Freydorfer Н. et al. The COREX process update 2000 // International Conf. «Commercializing new hot metal processes beyond the blast furnace". Atlanta, Georgia, USA. -2000. June 57. -p. 1 12.

9. Люнген Г. Б., Штеффен Р. Сравнительная оценка стоимости производства чугуна и губчатого железа // Черные металлы. 1998. -N9 -10. -с. 18-24.

10. Cho М., Choi N., Lee S. et al. Influence of raw materials properties in COREX processing operation // ICSTI/ Ironmaking Conf. Proceedings. Toronto, Ontario, Canada. 1998. - v. 57. - p. 1211 - 1216.

11. Iron and steel conf. («Scrap Alternatives») report. Production and use of scrap substitutes / /Steel Times, -1999. June. -p. 228 232.

12. Schenk J. L., Kepplinger W. L., Walner F. et. al. Development and future potential of the FINEX process // ICSTI/ Ironmaking Conf. Proceedings. Toronto, Ontario, Canada. 1998. -v. 57.-p. 1549 - 1557.

13. Aukrust E. Results of the AISI direct steelmaking program // Proc. Savard/Lee Intern. Symposium on bath smelting. Montreal, Canada. Minerals, Metals and Mater. Soc. -1992. -8 22 Oct., - p. 591 - 610.

14. DIOS Process Direct Iron Ore Smelting Reduction Process // Product Information, Center for Coal Utilisation, The Japan Iron and Steel Federation, Japan, 1994.

15. Iwasaki K., Kawakami M., Kitagawa А. Результаты эксплуатации полупромышленной установки DIOS // Дзайре то пуросэсу. -1996. -v. 9. -N4. -р. 670.

16. Fukusima X., Saito Т., Baba М. et. al. Сводные результаты экспериментов на полупромышленной установке DIOS // Дзайре то пуросэсу. -1996. -v. 9. N4. -р. 669.

17. Kitagawa Т. 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.

18. Technical innovations. DIOS use proven systems for new ironmaking option. // Metalproducing. -1999. -v. 9. -p. 32.

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

20. 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.

21. 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.

22. Clean power from integrated coal/ore reduction (CPICOR) // Web site of Los-Alamos National Laboratory: lanl.gov/projects/tctc, 24.11.1999.

23. Media-release Rio-Tinto. HIsmelt moves closer to commercialisation // Web site of HIsmelt corporation: hismelt.com, 11.05.2000.

24. Meijer K. A., van Laar J., van der Knoop W. CCF new smelting reduction process // 3rd European Ironmaking Conf., Glent, Belgium, -1996. -September, -p. 23-24.

25. Бернард Й., Терхейс К., Мейер X. Способ производства чугуна из соединений железа и устройство для производства чугуна // Патент РФ RU N2143005 Cl. 6 С21 В 11/00.

26. Демонстрационная установка для нового процесса выплавки передельного чугуна // Черные металлы. -1997. -май. -с. 10-11.

27. Fogarty J., Hamilton К., Goldin J. Auslron a new direct reduction technology for pig iron production // Skillings Mining Review. -1998.-May 23.-N5.,-p. 4-8.

28. Роменец В. A. POMEJIT полностью жидкофазный процесс получения металла // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1999. -N И.-с. 13-23.

29. Роменец В. А. Процесс жидкофазного восстановления железа: разработка и реализация // Сталь. -1990. -N8. -с. 20 27.

30. Роменец В. А. Процесс POMEJIT производство металла внедоменным и бескоксовым способом в черной металлургии // в сб. РАЕН «Фундаментальные проблемы российской металлургии на пороге XXI века». -М. -1998. -т 1. -с. 308 - 350.

31. Нечипоренко А. И., Баласанов А. В., Усачев А. Б. Статические характеристики жидкофазного восстановления железа // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1990. -N9. -с. 104-105.

32. Кудрин В. А., Филиппова О. Н. О технико-экономической целесообразности перехода на использование низкокремнистого и маломарганцовистого чугуна // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -2000. -N3. -с. 24-26.

33. Gou H., Irons G., Lu W. A multiphase fluid mechanics approach to gas holdup in bath smelting processes // Metallurgical and Materials Transactions B. -1996. -v. 27B. -p. 195 201.

34. Пенный режим и пенные аппараты // п/ред. Мухленова И. П. и Тарата Э. Я. -М.: -«Химия». -1977. -с. 304.

35. 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. February, -v. 3 IB. -p. 43 54.

36. Строителев И. А., Ванюков А. В., Грицай В. П. и др. О степени однородности расплава в печи ПЖВ // Комплексное использование минерального сырья. -1984.- N2. -с. 27-30.

37. Роменец В. А., Валавин В. С., Зайцев А. К. и др. Морфология шлака и формирование капель первичного чугуна при жидкофазном восстановлении железа в процессе РОМЕЛТ // Сталь.-1997. N9. - с. 72 - 76.

38. Зайцев а. К., Криволапов Н. В., Похвиснев Ю. В. и др. Морфология капель первичного чугуна в шлаках процесса РОМЕЛТ // Сталь.-2000. N4. - с. 76-79.

39. Спесивцев А. В. Исследование взаимодействия неассимилируемой газовой струи с некоторыми расплавами цветной металлургии: Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд. техн. наук. М. -1973. -21 с.

40. Мотт Р. А., Уилер Р. В. Качество кокса. Пер. с англ.- М.: «Металлургиздат». -1947. 552 с.

41. Усачев А. Б., Баласанов А. В., Чургель В. О., Вильданов С. К. Исследование физических свойств шлаков процесса жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1997. -N1. -с. 27 30.

42. Усачев А. Б. , Гребенников В. Р., Лехерзак В. Е. О составе барботирующего газа // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1990. -N11.-с. 103.

43. Металлургическая теплотехника. В 2-х томах. Т. 1. Теоретические основы: Учебник для вузов, п/ред. В. А. Кривандина. М.: "Металлургия". -1986. -424 с.

44. Валавин В. С., Похвиснев Ю. В., Вандарьев С. В. и др. Расчет материального и теплового балансов процесса жидкофазного восстановления РОМЕЛТ // Сталь.-1996. N7. - с. 59 - 63.

45. Теплофизические свойства топлив и шихтовых материалов черной металлургии: (Справочник) / В. М. Бабошин, Е. А. Кричевцов, В. М. Абзанов и др. М.: "Металлургия". -1982. - 152 с.

46. Казмина В. В., Никитина Т. Е. Тепловые процессы коксования. М.: "Металлургия". -1987. 184 с.

47. Фазлеев М. П., Ермаков Е. А., Чехов О. С. Среднеобъемное газосодержание двухфазного слоя газ-расплав K2O-V2O5 и пенообразование в нем в цикле реакция-регенерация // Журнал прикладной химии. -1985. -N1. -с. 36-41.

48. Reily I., Scott D., Bruijn Т. et al. The role of gas phase momentum in determining gas holdup and hydrodynamic flow regimes in bubble column operations // Canadian Journal of Chemical Engineering -1994.-v.72.-p. 3.

49. Krishna R., Ellenberger J. Gas holdup in bubble column reactions operating in the churn-turbulent flow regime // AIChE Journal. -1996. September, -v.42. -N9. -p. 2627-2634.

50. Кафаров В. В. Основы массопередачи.- М.: «Высшая школа». -1979.-439 с.

51. Krishna R., Swart J., Ellenberger J. Gas holdup in slurry bubble columns: effects, of column diameter and slurry concentrations // AIChE Journal. -1997. -v.43. -N2. -p. 311-316.

52. Sano M., Mori K. Size of bubbles in energetic gas ingection into liquid metal // Trans. ISIJ -1980. -v. 20. -p. 675 681.

53. Lin Z. Guthrie R. A model for slag foaming for the in-bath smelting process // Trans. ISS. -1995. -May. -p. 67-73.

54. Zhang Y., Fruehan R. Effect of the bubble size and chemical reaction on slag foaming // Metallurgical and Materials Transactions. B. -1995.-v. 26B. -p. 813-819.

55. Левич В. Г. Физико-химическая гидродинамика. М.: «Физматгиз». -1959. -699 с.

56. Gestrich W., Krauss W. Die spezifiche phasen-grenzlachein blasenchichten // Chem. Ind. Techn. -1975. -N29. -p. 360-367.

57. Panjkovic V., Truelove J., Ostrovski О. Numerucal modeling of gas-phase phenomena and fuel efficiency in iron-bath reactors // ICSTI/ 58th Ironmaking Conf. Proceedings. Chicago, Illinois, USA. -1999. -v. 58. -p. 431-442.

58. Охотский В. Б. Физико-химическая механика сталеплавильных процессов. -М.: «Металлургия». -1993. —151 с.

59. Казачков Е. А. Расчеты по теории металлургических процессов. М.: «Металлургия». -1988. -288 с.

60. Рыбалкин Е.М., Шакиров К. М., Попель С.И. Скорость взаимодействия железо-углеродистых расплавов с окислительными шлаками // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1975. -N6. -с. 11 -16.

61. Fuva Т. Reduction of liquid iron oxide // Trans. Jap. Inst. Metals. -1988. -v. 29. -N5. -p. 353 364.

62. Mroz J. Redukja tlenkow zelaza z fazy cieklej // Hutnik. -1989. -v. 56. -N2. -p. 67 75.

63. 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.

64. 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. -N7. -с. 812 -819.

65. 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. -N17. -p. 1391 1395.

66. Lloyd G., Young D., Baker L. Reaction of iron oxide with iron-carbon melts // Ironmaking and Steelmaking. -1975. -v. 2. -p. 49.

67. 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.-N12.-p. 1019- 1028.

68. Fine H., Meyer D., Janke D., Engell J. Kinetics of reduction of iron oxide in molten slag by CO at 1873 КI I Ironmaking and Steelmaking. -1985.-v. 12.-p. 157-162.

69. Tsukihashi F., Kato К., Otsuka К et al. Reduction of molten iron oxide in CO gas conveyed system // Transactions of ISIJ. -1982. -v. 22. -p. 688 695.

70. Хара С., Огино К. Восстановление жидкого шлака на основе оксида железа твердым графитом // Тэцу то хаганэ. -1990. -т. 76. -N3. -с. 360-367.

71. Хаяши LLL, Игучи Й. Hydrogen reduction of liquid iron oxide fines in gas-conveyed systems. // Тэцу то хаганэ. -1991. -т. 77. -N 5. -с. 32-47.

72. Байдов В. В., Крашенинников М. Г., Филиппов С. И. Закономерности восстановления железа из рудных расплавов водородом. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1964. -N1. -с. 13 -19.

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

74. Krishna Murthy G., Sawada Y., Elliott J. Reduction of FeO dissolvd in CaO-SiCb-AbOi slags by Fe-C droplets // Ironmaking and Steelmaking. -1993. -v. 20. -N3. -p. 179 190.

75. Sarma В., Cramb A., Fruehan R. Reduction of smelting slags by solid carbon: experimental results // Metallurgical and Materials Transactions. B. -1996. -v. 27B. -N10. -p. 717 -730.

76. Шурыгин П. M., Бороненков В. H., Крюк В. И. и др. Кинетика прямого восстановления окислов железа из расплавов // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1965. -N2. -с. 23 27.

77. Бороненков В. Н., Есин О. А., Шурыгин П. М. и др. Исследование . кинетики прямого восстановления железа из расплавленных оксидов методом поляризационных кривых // Электрохимия. -1965. -вып. 10. -с. 1245 1252.

78. Кухтин Б. А., Смирнов В. М. Механизм реакции восстановления железа из шлаковых расплавов монооксидом углерода // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1990. -N12. -с. 1-4.

79. Кухтин Б. А., Смирнов В. М. Кинетический анализ восстановления железа из силикатного расплава оксидом углерода // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1987. -N2 -с. 3-7.

80. Hong L., Hirasawa М., Yamada S. et al. Reduction of iron oxide in sulfur bearing slag by graphite // ISIJ International. -1996. -N10. -p. 1237-1244.

81. Ban-ya S., Iguchi Y., Nagasaka T. Rate of reduction of wustite with hydrogen // Тэцу то хаганэ. -1984. -т. 70. -N14. -с. 1689 1696.

82. Сасабе М., Тате М., Кобаяши Я. Effects of volatile matter in coal on reduction rate of molten iron oxide // Тэцу то хаганэ. -1994. -т. 80. -N3.-c. 1-6.

83. Kosaka М., Minowa S. On the rate of dissolution of carbon into molten Fe-C alloy // Transaction of ISIJ. -1968. -v. 8. p. 392 - 400.

84. Переворочаев H. M., Ионов А. В. О влиянии состава окислительного шлака на обезуглероживание капель металла // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1991. -N7. -с. 17-20.

85. Min D., Fruehan R. Rate of reduction of FeO in slag by Fe-C drops // Metallurgical and Materials Transactions. B. -1992. -v. 23B. -N2. -p. 29-37.

86. Алеев P. А., Григорян В. А. Влияние изменения межфазного натяжения на кинетику обезуглероживания в системе металл-шлак // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1971. -N1. -с. 64 67.

87. Плышевский А. А., Белогуров В. Я., Михайлец В. Н. Кинетика восстановления окислов железа и кремния из шлаковуглеродом // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1982. -N8. -с. 3 -7.

88. Одзава М. и др. Раскисление (FeO) твердым углеродом в жидком шлаке // Дэнки сэйко. -1985. -т. 56. -N1. -с. 53 62.

89. Усачев А. Б. Физико-химические закономерности восстановления железа в процессе POMEJIT // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1998.-N8.-C.3 6.

90. Виленский Е. В., Хзмалян Д. М. Динамика горения пылевидного топлива. -М.: «Энергия». -1978. -246 с.

91. Усачев А. Б., Георгиевский С. А., Баласанов А. В. и др. Тепломассообмен в зоне дожигания печи POMEJIT (роль динамического гарнисажа) // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1998.-N5.-с. 14-20.

92. Lehrer L. Gas agitation of liquids // I&EC process design and development. 1968. - v.7.- N2.- p. 226 - 239.

93. Сано M., Мори К. Модель циркуляционного течения в расплавленном металле для специального случая барботажа ванны и ее применение к процессам инжектирования газа. // Инжекционная металлургия 83: Труды конференции. - М.: «Металлургия». -1986. -с.124- 134.

94. Haida О., Brimacombe J. Physical-model study of the effect of gas kinetic energy in ingection refining processes // Trans. ISIJ. 1985. - v. 25.-p. 14-20.

95. Кочо В. С. Кипение жидкого металла в ванне сталеплавильной печи // Сталь. 1945. - N2-3. - с. 55 - 60.

96. Bhavaraju S., Russell Т., Blanch Н. Mixing phenomena in a gas stirred liquid bath // AIChE Journal. 1978. - v. 24. - p. 454 - 466.

97. Sinha U., McNallan M. Physical modelling of gas stirred ladle systems I I Metallurgical and Materials Transactions. 1985. - v. 16B. - p. 850-858.

98. Stapulewicz Т., Themelis N. Mixing characteristics in gas agitated vessels // Canadian Metall. Quarterly. 1987. - v. 26. - p. 123 -131.

99. Mazumdar D., Guthrie R. Mixing models for gas stirred metallurgical reactors // Metallurgical and Materials Transactions 1986. -V.17B.-p. 725-733.

100. Nakanishi K., Fujii Т., Szekely J. Possible relationship between energy dissipation and agitation in steel processing operations // Ironmaking and Steelmaking. 1975. -N3. - p. 193 - 197.

101. Engh Т., Lindskog N. A fluid mechanical model of inclusion removal // Scand. J. Metal. 1975. - v. 4. - N2. - p. 49 - 58.

102. Asai S., Okamoto T. et al. Mixing time of refining vessels stirred by gas injection // Transaction of ISIJ. 1983. - v. 23. - p. 43 - 50.

103. Koria S., Pal S. Model study on mixing condition in combined blown steelmaking bath // Ironmaking and Steelmaking. 1990. - v. 17. -N5.-p. 325-332.

104. Schwarz M. Buoyansy and expansion power in gas-agitated baths // ISIJ Int. 1991. - v. 31. - N9. - p. 947 - 951.

105. Sano M., Mori К. Циркуляционные потоки и время усреднения ванны жидкого металла при вдувании инертного газа // Тэцу то хаганэ. 1982. - v. 68. - N16. - р. 2451 - 2460.

106. Mori К., Sano М. Кинетика процессов инжекционной металлургии // Тэцу то хаганэ. 1981. - v. 67. -N6. - р. 672 - 695.

107. Варенцов А. А., Капустин Е. А. О термодинамическом анализе процессов перемешивания расплава // Известия АН СССР. Металлы. -1983.-N6. с. 23 - 32.

108. Брагинский Л. Н., Белевицкая М. А. О дроблении капель при механическом перемешивании в отсутствие коалесценции // Теоретические основы химической технологии 1990. - т. 24. - N4. -с. 509-516.

109. Васкевич А. Д., Ванюков А. В. и др. Эмульгирование фаз в штейно-шлаковых расплавах // В сб. «Теория и практика процессов получения тяжелых цветных и благородных металлов». М.: МИСиС. - 1978.-N111.-с. 118-123.

110. Шкловский Б. И., Эфрос А. Л. Электронные свойства легированных полупроводников М.: «Наука». - 1979. - 416 с.

111. Griffith P., Wallis G. Two-phase slug flow // Trans. ASME (Journal of Heat Transfer). -1961. -p. 307.

112. Davidson J., Harrison D. The behaviour of a continuously bubbling fluidised bed // Chemical Engineering Science. -1966. v. 21. -p. 737.

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

114. Теория турбулентных струй / Под. ред. Г. Н. Абрамовича. -М.: «Наука».-1984.-717 с.

115. Комков А. А., Васкевич А. Д. Модель двухфазного газожидкостного потока // Известия АН СССР. Металлы. -1989. N6. -с. 24 29.

116. Варенцов А. А. Развитие энергетического метода анализа процессов перемешивания и его использование при169совершенствовании производства стали / Кандидатская диссертация. Мариуполь.: «ММИ». 1989. - 261 с.