автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Разработка теоретических и технологических основ производства чугуна процессом жидкофазного восстановления РОМЕЛТ

На правах рукописи

УСАЧЕВ АЛЕКСАНДР БОРИСОВИЧ

I

РАЗРАБОТКА ТЕОРЕТИЧЕСКИХ И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОСНОВ ПРОИЗВОДСТВА ЧУГУНА ПРОЦЕССОМ ЖИДКОФАЗНОГО ВОССТАНОВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗА РОМЕЛТ

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

АВТОРЕФЕРАТ диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2003

Работа выполнена в Московском государственном институте стали и сплавов (технологическом университете) и Институте тепловых металлургических агрегатов и технологий «Стальпроект» им. В. Е. Грум-Гржимайло

Ведущая организация: ФГУП ЦНИИЧермет им. И. П. Бардина

Защита состоится 26 июня 2003 г. в 10-00 на заседании диссертационного совета Д.212.132.02 при Московском государственном институте стали и сплавов (технологическом университете) по адресу:

119049, Москва, В-49, ГСШ, Ленинский пр., д. 4, ауд. 436

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

Автореферат разослан 24 мая 2003 г.

Ученый секретарь

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Кудрин В. А. доктор технических наук, профессор Лисиенко В. Г. доктор технических наук, профессор Пашков Н. Ф.

диссертационного совета доктор технических наук, профессор

Семин А. Е.

ЛИ9С

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы: На протяжении нескольких десятилетий металлурги промышленно развитых стран параллельно с совершенствованием доменной плавки ведут работы по созданию новых бескоксовых процессов переработки железорудного сырья. Актуальность этих работ обусловлена сокращением запасов коксующихся углей, целесообразностью перехода на более дешевые энергоресурсы, экологической опасностью агломерационного и коксохимического производств, высокими капитальными затратами на их реновацию, стремлением вовлечь в переработку новые виды железосодержащего сырья и отходов, доменный передел которых нецелесообразен.

> Интерес к новым процессам связан также с возможностью создания на

их основе маломасштабного производства при ограниченности инвестиционных ресурсов и потребности в металлопрокате в конкретных регионах.

, Разрабатываемые процессы часто называют «альтернативными», хотя

на ближайшую перспективу они должны рассматриваться как дополняющие традиционную аглококсодоменную схему

Процессы прямого получения железа, продуктом которых является твердое губчатое железо, получили ограниченное распространение в основном из-за высокой стоимости природного газа и применения для выплавки стали электросталеплавильного передела.

Разработка класса плавильно-восстановительных технологий, соединяющих хорошо освоенное твердофазное восстановление с плавлением губчатого железа при одновременной газификации угля, явилась новым этапом создания бескоксовой металлургии. Один из этих процессов - СХЖЕХ - уже освоен в промышленном масштабе. Однако широкое внедрение процессов данного класса сдерживается из-за их сложности, использования богатого железорудного сырья, а в некоторых случаях неполного исключения кокса.

Альтернативным направлением являются процессы полностью жидко-фазного восстановления железа, которые позволяют преодолеть трудности, обусловленные стадией предварительного восстановления. Попытки создания таких процессов делались металлургами неоднократно (Вогес!, ЕкеИгр-Уа11ак, процесс Ремина). Предложенный профессорами МИСиС В.А. Роменцом и АВ. Ванюковым процесс жидкофазного восстановления, получивший впоследствии название РОМЕЛТ, открыл новую страницу в бескоксовой металлургии. Процесс организован на новых принципах, не применявшихся ранее в черной металлургии.

С учетом перспектив, открываемых новым процессом, Советом Министров СССР было принято постановление 1Ч1579-Р от 7.07.1980, предусматривавшие создание пилотной установки и проведение на ней всесторонних исследований процесса для определения его возможностей и подготовки промышленного внедрения.

' В этой связи целью настоящей работы являлось создание теоретиче-

ских н технологических основ плавки, совершенствование технологии и конструкции печи РОМЕЛТ на базе прямых экспериментов на п новке промышленного масштаба, а также теоретических и лаб

1С.П*тег«т

следований физико-химических я теплофизических процессов и свойств материалов.

Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:

- проведен детальный анализ существующих способов внедоменного получения чугуна и развита концепция одностадийной восстановительной плавки железорудного сырья;

- создана пилотная установка и проведены опытно-промышленные испытания, в ходе которых разработана и освоена технология и доработана конструкция установки до уровня помыишенного использования.

- изучены термодинамические и кинетические особенности теплом ассобмен-ных процессов, протекающих в металлической, шлаковой и газовой фазах при плавке железорудного сырья в агрегате РОМЕЛТ;

- разработаны методы расчета и модели процесса;

- разработаны способы контроля и управления плавкой.

Научная новизна работы заключается в разработке теоретических основ процесса жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ. Наиболее существенные научные результаты:

- обоснована концепция одностадийного процесса жидкофазного восстановления железа;

- получены новые сведения о фазовом составе, комплексе физических и физико-химических свойств (вязкость, теплопроводность, электропроводность, плотность и т. д.) шлаковых расплавов жидкофазного восстановления. Определен рабочий диапазон вязкости и интервал кристаллизации шлаков;

- экспериментально установлены механизмы и кинетические характеристики плавления руды и металлнзованных окатышей в барботируемом кислородсодержащим дутьем шлаке; с использованием адаптированной по экспериментальным данным модели плавления и погружения сырья определены требования к фракционному составу руды;

- впервые получены данные о структуре ванны, зональном строении и характеристиках шлакоугольной суспензии и шлакометаллнческой эмульсии;

- разработана модель формирования фракционного состава угля, замешанного в шлаке; определены характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости нх реагирования со средой;

• установлено, что окисленность шлака в реакционной зоне выше, чем в доменной печи; соотношение Ре1+/Ре3+ составляет 0,75-0,95 при плавке руды и около 1,0 при плавке конвертерного шлама;

- предложена зональная схема протекания физико-химических превращений в рабочем пространстве печи;

- оценена роль основных восстанавливающих агентов в процессе плавки; показано, что до 90% железа восстанавливается с участием угольных частиц, причем около 60% от общей производительности обеспечивается восстановлением в поверхностном слое ванны;

• разработана методика зонального расчета материального и теплового балансов плавки и статическая модель для расчета параметров плавки; определено влияние параметров процесса и свойств сырья на показатели плавки;

- разработаны комплексная (четырехзонная) динамическая и статистическая модели процесса;

- экспериментально обнаружен и теоретически обоснован режим блокировки поверхности ванны углем; определено допустимое содержание угля; даны рекомендации по выводу печи из этого режима на нормальный ход процесса;

- установлены особенности и механизм распределения серы между шлаком, металлом и газопылевой фазой; дано математическое описание поведения серы в процессе жидкофазного восстановления железорудного сырья;

• впервые показаны наличие и роль динамического гарнисажа в виде пленки жидкого шлака; разработана методика и получены характеристики тепломассообмена между ванной и зоной дожигания при образовании на стенах печи ' динамического гарнисажа.

Практическая значимость и реализация результатов работы: > Введена в эксплуатацию и доведена до уровня промышленного исполь-

зования пилотная печь РОМЕЯТ промышленного масштаба объемом 140 м3 на которой в ходе опытных кампаний переработано около 80000 т железосодержащего сырья и отходов.

По результатам опытно-промышленных плавок усовершенствованы элементы конструкции печи и вспомогательные системы установки: кессоны, футеровка, отстойники чугуна и шлака, летки, фурмы, системы очистки газов и улавливания пыли, подачи шихтовых материалов.

Обобщение накопленных данных позволило разработать основы конструирования и проектирования печей РОМЕЛТ.

Техническая новизна и оригинальность выполненных разработок подтверждена патентами и авторскими свидетельствами, отмечена медалями Международных салонов изобретений в Женеве и Брюсселе.

Проданы лицензии на способ плавки и печь в Японию, США и Индию.

Показана эффективность получения в промышленных масштабах углеродистого полупродукта методом жидкофазного восстановления РОМЕЛТ с использованием энергетических углей.

Полученные результаты использованы при разработке технических проектов промышленных установок РОМЕЛТ для утилизации железосодержащих отходов КМК (200 тыс. чугуна в год), НЛМК (340 тыс. т чугуна в год) и для переработки хвостов обогащения железных руд (300 тыс. т чугуна в год) фирмы ЫМОС (Индия).

Апробация работы: Материалы диссертации доложены и обсуждены на IV Всесоюзной конференции по тепло- и массообменным процессам в ваннах сталеплавильных агрегатов (Жданов, 1986), IV Всесоюзной научно-технической конференции «Физико-химия процессов восстановления метал' лов» (Днепропетровск, 1988 г.), V Всесоюзной конференции молодых ученых и специалистов «Пути повышения эффективности использования углей, процессов и подуктов их переработки» (Свердловск, 1988), Всесоюзном научно-техническом совещании «Интенсификация тепловых, массообменных и физико-химических процессов в металлургических агрегатах» (Свердловск,

1989), Всесоюзной научно-технической конференции «Непрерывные металлургические процессы «руда, лом - металлопрокат» {Свердловск, 1989), VI Рижской конференции по теплоэнергетике «Повышение эффективности использования топлива в народном хозяйстве» (Рига, 1990), Совместном заседании секций сталеплавильного производства и качественных сталей НТС Минмета СССР (Москва 1989), Национальной научно-технической конференции с международным участием «Новые и усовершенствованные технологии для окускования сырья и производства чугуна и ферросплавов» (Болгария, Варна, 1990), Заседании НТС ПЕСНТ СССР «Новые процессы в черной металлургии» (Москва 1989), II Европейском симпозиуме "Восток-Запад" по материалам и процессам (Финляндия, Хельсинки, 1991), Международной конференции "Черная металлургия России и СНГ в XXI веке» (Москва, 1994), i П и III Конгрессах сталеплавильщиков (Липецк, 1994, Москва, 1995), I Балканской конференции по металлургии «Развитие металлургии на Балканах в начале 21 века» (Болгария, Варна, 1996), Международном конгрессе «Экологические проблемы больших городов: инженерные решения» (Москва, 1996), Международном симпозиуме по технологии РОМЕЛТ - "ROMELT-97", (Индия, Нью Дели, 1997), П1 Всероссийской научно-практической конференции с международным участием "Новое в экологии и безопасности жизнедеятельности" (Санкт-Петербург, 1998) V Международном конгрессе доменщиков «Производство чугуна на рубеже столетий» (Днепропетровск -Кривой Рог, 1999), Всероссийской научно-практической конференции "Металлургия на пороге XXI века - достижения и прогнозы" (Новокузнецк, 2000).

Публикации

По теме диссертации опубликовано более 70 научных работ. По результатам работы в соавторстве получено более 40 авторских свидетельств СССР и Российской Федерации на изобретения и патенты, а также 13 зарубежных патентов.

Структура и объем работы;

Диссертация состоит из 9 разделов, заключения, списка литературы (150 наименований) и приложения; изложена ка стр. печатного текста, содержит рис. и таблиц.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. Современное состояние бескоксовых способов плавки железосодержащего сырья Обобщены опубликование данные по разрабатываемым в последние годы плавильно-восстаяовительным процессам бескоксовой металлургии (табл. 1). По способу восстановления эти процессы подразделили на три направления:

- с преимущественным восстановлением железа в твердой фазе и довос-становпением в жидкой фазе (СОКЕХ, Р1ЫЕХ);

- с преимущественным жидкофазным восстановлением (DIOS, CCF);

- с полностью жидкофазным восстановлением (РОМЕЛТ, HIsmeIt и Ausl-ron).

В процессе COREX твердофазное восстановление осуществляется в шахтной печи продуктами газификации угля, протекающей в плавильном реакторе. Это позволило уйти от использования кокса. Однако необходимость использования богатого легковосстановимого окускованного сырья сохранилась и следовательно остались все экологические и другие проблемы, связанные с окусковая нем.

Трехстадкйный процесс FINEX имеет такую же, как и процесс COREX, плавильную камеру-газификатор и за счет замены шахтной печи на реакторы

* кипящего слоя может перерабатывать мелкую руду. Процесс находится в стадии разработки и в настоящее время его перспективы неясны.

В целом для процессов первого направления характерна большая кон-( структивная сложность, трудность согласования работы технологических стадий и большой выход товарного газа.

Процессы второго направления - с преимущественным жидкофазным восстановлением железа - появились как результат попыток лучше сбалансировать энерго-химическую работу двух стадий восстановления: твердофазной и жидкофазной. Перенос большей части восстановительной работы во вторую - жидкофазную - стадию требует подвода большего количества тепла в ванну в плавильном реакторе. Это достигается за счет частичного дожигания газов в шлаке или над расплавом, а в некоторых процессах и за счет дополнительного ввода энергии от внешних источников.

Процессы преимущественно жидкофазного восстановления железа ориентированы на переработку неподготовленной мелкой руды или пылеватых железосодержащих отходов. Они имеют 2-3 стадии и осуществляются под давлением. Аппаратурное оформление и технология этих процессов весьма сложны.

Процессы третьего направления не развивались длительное время из-за неудач в их освоении в 40-60-е годы, связанных с невозможностью обеспечения устойчивости процесса восстановления, стойкости футеровки, науглероживания металла и др. Новый этап в развитии этого направления открыл процесс РОМЕЛТ. Анализ большого предшествующего и последующего опыта позволил сформулировать концепцию одностадийного полностью жидкофазного процесса восстановления. Условиями успешной реализации процесса являются:

- восстановление из шлакового расплава при низком содержании окси-

♦ дов железа для обеспечения устойчивости процесса и достаточного уровня извлечения железа;

~ дожигание СО от восстановления железа углеродом непосредственно в восстановительном реакторе с высокой степенью использования выделяющегося тепла;

- ванна металла должна находиться в спокойном состоянии (не кипеть);

- по крайней мере в реакционной зоне должен быть исключен контакт шлакового расплава с огнеупорной футеровкой.

Таблица 1

Характеристики современных технологий бескоксового получения чугуна

Пр4Ц№ х 6 1 £ Е II' 2 в« 1Г р «- 5 ¿И III || 4 я | & С а 1 & 1 _ я С И1 ! ^ ч и и £ 1 и ч 6 г О I I1 Тешкрпура (°С) к сое™ металла н а шш (%>

и 5 % § 2 С- Т га ¡3.] [51 (Мг) РЧ

СОКЕХ 1 ГТУ.95 к 90-95 5-10 0 Нет 9501050 530360 14501550 4,4-4,8 0,6-0,5 0,01-0,03 0,2-0,5 0,10-0,15 <0,4

П1ЧЕХ I 0у,0,63 м,п 80-90 5 0 Нет 930 550 14501550 4,0-5,0 0,2-0,8 0,01-0,05 - 0,10-0,15 <0,4

РОМЕЛТ 3 ДУ.М м,п 0 70-95 65-75 О, 6501100 7001000 13501500 3,5-4,8 0,05-0,30 0,025-0,080 0,1 АЗ 0,05-0,10 1.5-3,5

Аи(1г»п з ОУ, 2 М,п 0 - - 40-70% О1 - 13501500 1,7-4,0 0,06-0,18 0,001-0,28 - 0,01-0,10 3,0-13,0

ССР 2 ОУ М.П 20-25 25 - О1 775 540 14001550 2,0-1,0 0.05 0,25 - 0,05-0,10 -

ОТОЗ г ДУ, 20,8 м.п 20-23 40-45 80-85 780950 680 до 1500 3,0-4,0 <0,05 0,15-0^25 0,1 0,05-0,10 3,0-4,0

НЬюеК э ДУ. 6-9 М.П 25 50 80-90 -30% сь, 1200 "С 880 8501350 |Лут 1480 3.5Н.5 0,001 0,1-0,15 0,02-0,06 0,01-0,05 2,3-4,6

Условные обтначдния: Тип технологии: 1 - преимущественно твердофазного восстановления; 2 • преимущественно жидкофаэиого восстановления; 3 - полностью жидкофазиого восстановления. Установки: 1ГУ - промышленная установка; ОУ - опытная установка; ДУ -демонстрационная установка. Сырье: К - окускованное, М - мелкая руда; П - пыль

Выполнение этих условий предопределяет непрерывный характер процесса в большом объеме шлакового расплава, разделенного по вертикали на верхнюю реакционную и нижнюю спокойную зоны, интенсивное перемешивание в реакционной зоне для обеспечения развитого контакта шлака с углем, высоких скоростей тепломассообмена в ванне и ванны с зоной дожигания, непрерывный отвод из реакционной зоны металлического и шлакового расплавов. Таким образом, процесс должен проводиться в проточном реакторе, кессонированном в реакционной зоне.

Эта концепция фактически впервые реализована в процесе POMEJTT. Позже появились процессы DIOS, Auslron н др., которые в значительной мере отвечают изложенной концепции. В процессе развития и отработки этих процессов в опытно-промышленном варианте они видоизменялись с использованием элементов, впервые отработанных на установке РОМЕЛТ (раздельный сифонный выпуск металла и шлака из печи; подача кислородного дутья в объем шлаковой ванны, где идет восстановление железа углем; ведение процесса под небольшим разрежением; применение водоохлаждаемого ограждения в зонах барботируемого шлака и в зоне дожигания и др.).

2. Создание и совершенствование опытной установки, разработка н освоение технологии процесса РОМЕЛТ

Для реализации процесса РОМЕЛТ были использованы идеи и конструктивные решения барботажной печи для окислительной плавки сульфидных медно-никелевых руд (плавка Ванюкова), которая по сути является открытым (проточным) химическим реактором.

Принципиально иные химизм, технологические параметры и свойства расплавов потребовали внесения существенных изменений в конструкцию.

Были разработаны более эффективные кессоны из медных труб со сверленными каналами для охлаждающей воды вместо литых, для повышения надежности в условиях более высоких температур. Печь снабжена сплошным кожухом для обеспечения взрывобезопасости и предотвращения выделения оксида углерода на рабочие площадки. Печь выполнена с расширением для увеличения объема надслоевого пространства, где происходит дожигание. Уровни выпускных отверстий изменены с учетом плотностей расплавов и увеличения высоты слоя шлака над барботажными фурмами. Разработана новая конструкция барботажных фурм для обеспечения надежности и безопасности в условиях применения для продувки 100% технологического кислорода. Разработана конструкция петлевых многосопловых фурм для дожигания, устанавливаемых с возможностью продольного перемещения и изменения угла наклона.

В относительно сжатые сроки было осуществлено проектирование институтами «Стальпроект» и Гипромез и строительство на Новолипецком металлургическом комбинате опытно-промышленной установки под авторским надзором МИСиС, Схема установки РОМЕЛТ приведена на рис. 1.

При разработке проекта установки было поставлено условие минимизации затрат с учетом решения на установке одной задачи - подтверждения осуществимости заявленного процесса.

Поэтому установка была размещена в действующем миксерном отделении ККЦ-2 НЛМК с использованием цеховых коммуникаций и систем в период остановки одного из конвертеров на перефутеровку. Установка должна была работать короткими кампаниями до 5 суток и имела недостаточную мощность системы охлаждения печи и охладителя печных газов, выполненных в одном контуре с применением аппаратов воздушного охлаждения.

Это наложило определенные ограничения на производительность печи. Подача шихтовых материалов осуществлялась от тракта сыпучих ККЦ-2 и автотранспортом в расходные бункера, снабженные весовыми дозаторами. Материалы из бункеров выгружались на сборный конвейер, с которого подавались непосредственно в печь.

Установка очистки газов мокрого типа. Разрежение в печи обеспечивалось двумя дымососами, один из которых - резервный.

На рис. 2 показан общий вид печи (продольный разрез). Рабочее пространство печи в зоне продувки имело площадь 20 м2 (8x2,5), высота рабочего пространства 6,5 м, общий объем печи 140 м\ С торцов к плавильной камере примыкают отстойники для сифонного выпуска

металла и шлака, соединенные с рабочим пространством перетоками на уровне подины. Нижняя часть стен плавильной камеры, подина и стены отстойников выполнены из огнеупорного кирпича. Верхняя часть стен, свод плавильной камеры и дымоотводящий патрубок водоохлаждаемые.

Отверстия для непрерывного выпуска металла и шлака выполнены в стенах отстойников на разных уровнях и снабжены желобами.

В декабре 1984 г. был завершен монтаж установки, проведены холодные испытания, подготовлены инструкции по эксплуатации оборудования, технологические, технике безопасности и др., проведено обучение персонала.

В 1985 г. на установке начаты опытные кампании, краткая хронология которых приведена в табл. 2. Впервые металл получили при проведении 4-й кампании в мае-июне 1985 г. и таким образом была доказана возможность восстановления железа в барботируемой кислородсодержащим дутьем шлаковой ванне и работоспособность технологии POMEJ1T. Фактически, уже после 12-й кампании в конце 1987 г. все основные задачи, которые были поставлены при строительстве пилотной установки POMEJ1T, были выполнены. Была доказана возможность производства металла одностадийным процессом жидкофазного восстановления и достигнуты приемлемые для опытной установки расходы топлива и энергоносителей (уголь - 1100-1500 кг/т металла, кислород - 1000-1300 hmVt металла). Получены необходимые данные для проектирования промышленной установки.

На основании полученных результатов Советом Министров было принято решение (Постановление N751 от 7 июля 1987 г.) о разработке проекта строительства установки производительностью 200 тыс. тонн чугуна в год

для переработки шламов КМК и ЗСМК. Дальнейшее снижение удельных расходов топлива и кислорода на производство чугуна процессом РОМЕЛТ было возможно, в основном, за счет увеличения степени дожигания газов в печи выше достигнутых в опытах значений 0,5-0,6. Однако на существующей установке эту задачу решить было невозможно из-за ограничений, связанных с конструкцией вспомогательных систем. Поэтому последующие кампании были направлены в основном на расширение спектра перерабатываемых шихтовых материалов: отсева металлизованных окатышей; марганцевого сырья, окалины УНРС, стружки, шламов производства феррованадия.

Таблица 2.

_ОСНОВНЫЕ ЭТАПЫ ОСВОЕНИЯ ПРОЦЕССА_

Номера каипанкй и период Цели I основные результаты кампааи8

1-3 2-4 85 - горячая обкатка оборудования • отработка технологии сушки и разогрева печи - отработка технологии запуска и плавки шлака

4 5 .6.85 • впервые получен металл • опробование восстановительной плавки

5-7 10.»5-3 86 - восстановительная плавка аглоруды, Освоение основных технологических приемов плавки и управления процессом.

8-11,15,16 4-11.<6 - восстановительная плавка шламов конвертерного и доменного производств. Отработка технологии.

11 10-11.86 - работа бе} использования природного газа - достигнута производительность 18,4 т/ч металла. 'Установка в зоне дожигания стальных панелей вместо медных.

12-М 3.-6.87 - опробование плавки восстановленных материалов - плавка отсева металлизованных окатышей • снижение содержания кислорода в дутье до %. Применены новые желоба для непрерывного выпуска.

16 9-10.87 - опробование длительной работы в восстановительном режиме. Максимальная длительность кампании 14 суток (338 часов).

17-20 4-12.88 - исследование плавки марганецсодержащего сырья с получением высокомарганцовистого шлака.

1В. 21 -22 2-4.89 - плавха алюруды, окалины, стальной стружки при производительности до 31 т/ч металла - снижение основности шлака до 0,65 •снижение содержания кислорода в дутье до 51 % • отработка режима газогенератора

23 7.89 • плавка шламов производства феррованадия - снижение содержания кислорода в дутье до 41 работа отдельных фурм на воздушном дутье.

К концу 1989 г. экспериментальный период был завершен. В дальнейшем на установке был проведен еще ряд кампаний вплоть до 1998 г., в основном для демонстрации процесса потенциальным покупателям технологии.

Эксплуатация опытной установки РОМЕЛТ впервые доказала возможность устойчивой управляемой длительной работы агрегата жидкофазного восстановления с совмещением в одном технологическом объеме восстановительных (восстановление железа и других элементов из расплава) и окислительных (горение угля в кислороде дутья) процессов. Была решена задача

эффективного замешивания угля в шлак и обеспечения высокой теплопередачи к расплаву из зоны дожигания.

Проведенные испытания показали, что процессом РОМЕЛТ принципиально возможна переработка различных железосодержащих материалов, как содержащих относительно небольшое количество железа (шламы производства феррованадия -29% железа), так и содержащих в основном металлическое железо (стальная стружка, металл изованные окатыши),

В процессе разработки и освоения процесса и установки РОМЕЛТ были получены авторские свидетельства и патенты на технологические решения по способу плавки и его совершенствованию (А. с. NN1695778, 1706216, 1648090, 1338399, 1340154, 1385617, 1387455, 1394713, 1394714, 1396611, 1420949, 1436502, 1446934, 1494518, 1535030, 1538519, 2086660, 2089618) и конструкции печи и вариантам ее усовершенствования (А. с. NN1381998, 1436501, 1637338, 1773068, 1669192, 1494518, 1446934, 1637475, 1637337, 1637476, 1340154, 2086660) и способам и средствам контроля (№№ 2117265, 1515069, 2131465, 2182603, 2117050), способу использования шлака (№ 1836438).

Одновременно с отработкой технологических приемов управления процессом и совершенствованием конструкции печи провели значительный объем исследований, которые позволили развить теоретические основы процесса.

3. Шлаковый режим: роль и свойства шлака, структура ванны

В процессе РОМЕЛТ основные химические и физические превращения протекают в шлаковой ванне. Оксидный расплав является реакционной средой, в которой происходит плавление и растворение руды и флюса, горение угля, восстановление и науглероживание железа и др.

Шлаковый расплав служит теплоносителем при передаче тепла в ванну из зон горения угля и дожигания газов. Шлак выполняет роль теплоизолирующего материала, образуя гарнисаж на водоохлаждаемых стенах. Спокойный неперемешиваемый шлак над ванной металла играет роль буфера, предотвращающего обезуглероживание металла.

В процессе РОМЕЛТ шлак непрерывно формируется из пустой породы сырья, флюса и золы угля и должен непрерывно выводиться из печи.

По составу шлаки РОМЕЛТ отличаются от хорошо изученных доменных шлаков, что потребовало их дополнительного исследования:

Содержание, % (Ре) (8) (Р) (К+1Ч») {СяО)/(5Ю2)

РОМЕЛТ 1,5-3,5 0,01-0,2 0,1 - 0,8 0,2-0,3 0,6-1,5

Доменный 0,6-1,5 0,3-2,0 0,ФЬ0,05 ~ 1,0 0,9*1,2

Исследование физсвойств реальных расплавов (рис. 3 (а-в)), взятых с опытных кампаний показало, что минимальные значения вязкости соответствуют шлакам с основностью 0,9-1,2. Для обеспечения непрерывного выпуска через сифонное устройство шлак должен иметь вязкость не более 1 Па* с. С учетом возможной величины перегрева над температурой ликвидус 200-250°С на рис. 3(6) определена область рабочих температур процесса РОМЕЛТ. Для обеспечения высокотемпературного (горячего) хода процесса

необходимо работать на шлаках с большей температурой плавления и вязкостью, т. е. при низких (0,6-0,8) - для сырья с кислой пустой породой, или высоких (1,3-1,5) - для сырья с основной пустой породой • основностях. Это обеспечит в обоих случаях оптимальную вязкость при температуре ванны 1450-1550 °С, а минимизация расхода флюса обеспечит улучшение расходных показателей процесса. Нижняя граница вязкости шлака составляет 0,1 Па*с и определяется переходом продувки ванны в режим пробоя, недостаточным брызго- и волнообразованием и высокой скоростью етекания шлака по боковым стенкам печи в зоне дожигания.

а) б) в)

Рис. 3 Зависимость вязкости (а), температурного интервала затвердевания (б) и электропроводности (в) реальных шлаков процесса РОМЕЛТ от основности. 1 - температура соля дус; 2 • температура ликвидус, 3 - область рабочих температур. Состав исследованных шлаков, % (масс.): БГОг - 28,9-47,3; МпО - 0,7-2,6; Ре,««, -1,6-3,9; СаО - 25,6-57,8; МвО - 2,76,4; АЬОз - 9,0-15,0.

Представленную на рис. 3(в) зависимость электропроводности шлаков (К, Ом'^м"1) от их основности и температуры использовали при разработке способа контроля окисленности шлаковой ванны.

В табл. 3 приведены результаты исследований теплофизических свойств реальных шлаков в интервале основностей от 0,5 до 1,4, которые показывают, что при при увеличении основности уменьшаются температуропроводность и теплопроводность шлаков. При работе на кислых шлаках гар-нисаж будет иметь большую толщину, то есть быть более устойчивым при колебаниях температуры.

Таблица 3

_ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ШЛАКОВ__

с»о/ БЮ, Температуропроводность, а, м2/еМ<Г* Изобарное удельны тешю-«■кость, Ср, Як/кг* К Теплопровшиккть, )цВт/м*К

1000*С ноос 1200°С 1000 С 1100 С 1200 С 1000°С 1 юодс 1200"С

0,55 1,12 из 1.19 1215 1320 1440 3.4 3,7 3,9

0,6 Ш 1.50 1,47 1230 1360 1470 4,0 4,8

0,65 1.1» 1.16 1,13 1100 1195 1280 3.1 3,3 3,4

0,7 1,27 и® из 1210 1400 1510 4,0 4.6 4,8

0,8 1,05 1.04 0,99 1050 1310 1270 2.6 3.0 3.0

0.91 0,94 0,94 0,93 1170 1300 1430 2.6 2,9 3,2

0,97 0,92 0,8» 0,86 1180 1290 1450 2.7 2.9 3,1

1.33 0,87 0,87 0,86 1070 1160 1240 2.4 2.6 2,7

1,37 0,88 0,86 0,85 1120 1200 1320 2,3 „У 2,6

Проведенные на печи опыты показали, что из шлаха РОМЕЛТ может быть произведено пневматическим распылением супертонкое пластичное минеральное волокно высшего класса А.

Жидкие шлаки можно использовать дня десульфурации чугуна РОМЕЛТ путем его обработки шлаком после выпуска вне печи. Шлаки также можно использовать для быстрого шлакообразования в кислородных конверторах путем заливки вместе с чугуном.

Строение системы «шлак-уголь-металл» в печи РОМЕЛТ исследовали экспериментально. По вертикали (рис. 4) шлаковую ванну можно условно разделить на подфурменную зону слабоперемешиваемого шлака (I), фурменную область (К) и зону барбо-тируемого шлака (III), которая, в свою очередь разделена на три зоны (а, б, в).

Для исследования структуры шлаковой ванны применяли пробоотборник, позволяющий отбирать одновременно по 5 проб с различных горизонтов ванны. На основе полученных данных о содержании и фракционном составе определяли величины удельных поверхностей частиц угля и капель металла на разных уровнях шлаковой ванны.

Характерные фракционные составы капель и угля в нижней и верхней части барботируемого шлака представлены на рис. 3.

В нижней части печи количество крупных капель существенно больше. Наибольшее количество капель металла содержится в зоне спокойного шлака и в поверхностном слое барботируемого шлака (табл. 4).

Таблица 4

ХАРАКТЕРИСТИКИ ШЛАКОМСТАЛЛИЧЕСКОЙ ЭМУЛЬСИИ И ШЛАКОУГОЛЫЮЙ СУСПЕЕМП t

Зона Сод ержание, % от массы шлю • мне Улелъви поверхность Площадь ш N «ерююсти. Mac KJ <я,

уто№ капли уголь | капли уголь | кашш уголь капли уголь капля

^ шлака м/кг дисперсн. фазы

] 0,1-0,3 2,5-3,8 30-100 10-30 3,0-15,0 0,12-0^5 8Ю-2950 110-30 30-90 740-1125

И 0,2-0,4 1,9-3.6 15-40 0.25-0,60 80-220 30-60 270-520

1" (») 0,3-0,8 0,9-1,8 10-20 0.30-0,70 70-140 5J-I45 160-325

111(6) 0,4-1,0 0,9-2,0 15-30 0,35-0,70 90-1 SO 65-165 I45-32S

га« 1,0-12,0 L,0-3,6 200-1500 15-40 2,5-g.O 0,30-0,80 560-4200 40-110 75-900 75-270

51?*

О, ♦•«10}*

Рис, 4 Зональное строение шлаковой ванны

: и

:. * • *

—1

*А в,* 1,1 1Л II 7 Рззилр аплпь, ты

х о

)0М1 Я(1)

17,*

1.7 —1

'/>.] в.1 1.1

• —1—р—р= —1

чв&пиц утя. ни

Зон* ГО Г»)

43

* »

«5

'» ' 4

' Л* Г.» 1.« 3.1 7

НМ«М, МЫ

Зон* ММ

Й И1 «.1

£ з и. 31,3

а г9. 1 0,1 1.1 1 1.1 с в

«.I 0,4 0,* I,» V 7,0 >» 14

Рис. 5 X ар актовые фракционные составы капель металла н частиц угля в барботн-руемом шпаке (шлам - 16 т/ч, уголь - 15 т/ч)

Кажущиеся скорость и время прохождения каплями различных зон шлаковой ванны составили соответственно:

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. Общее кажущееся время пребывания капель в шлаке около 13 мин. Еще более неоднородно распределение угольных частиц в печи. Как видно из табл. 4, наибольшее содержание угля наблюдается в поверхностном слое. Ниже оно скачкообразно снижается до примерно 0,5 % масс, и в нижней части ванны содержится около 0,2 % масс. угля. Средняя и нижняя части слоя спокойного шлака, из которых он выводится в отстойник при выпуске, практически не содержат частиц угля. Поверхностный слой содержал до двух третей всего угля, поверхность угля в этом слое составляла 40-60% от всей поверхности.

Была разработана математическая модель, описывающая поведение угольных частиц в шлаковой ванне. Расходование частиц угля в шлаке может быть описано как их взаимодействие со средой по обобщенной гетерогенной реакции, эффективные константы скорости которой различны для различных размеров угольных частиц. Изменение содержания частиц угля каждой фракции в поверхностном слое описывается системой формально-кинетических уравнений (1).

dC,

f/^jj^Vc, -/sDjATJCJ

(1)

Ш

ВД-i - fnD}K,C,

где Cj, С," - соответственно, содержания частот i-ott фракции в поверхностном слое шлаковой ванны и в исходном угле (%, масс.); Р • скорость загрузки угля в печь (кг/с); где Dt - средний диаметр частицы i -ой фракции;/- коэффициент формы частицы;

рс и - соответственно, плотность частиц ококсоваяного н исходного угля; Мт - масса шлака в поверхностном слое; К, - кажущиеся константы скорости перехода частиц угля i-ofl фракции в более мелкую (1+1)-к> в поверхностном слое (на величину К, влияет н обмен с нижней частью шлаковой ванны, где находятся окислительные зоны).

Принимая левые части уравнений равными нулю, т.е. в стационарных условиях, получаем константу скорости расходования частиц каждой фракции (К,):

' F

(2)

К ~ D> — А' /яС, £ D)

Исходя из полученных экспериментальных данных средние значения К, составили (м'2с'): К,=63; К2=28; К3=74; К,=290; К5=2600; К«=32170; Кт=74500;К«-79б200.

Используя полученные значения К; оценили времена С/ перехода частиц упм из данной фракции в меньшую:

iM^K&jUJf ' KJxDÎ

(3)

I 4 б 8 ю

Размер угольной частицы, мм

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

На рис. 6 представлена зависимость времени существования в шлаке частиц исходного угля различных фракций.

Полученные значения эффективных констант скоростей реакций позволяют для близких к исследованным режимам процесса, прогнозировать фракционный состав и содержание угольных частиц в шлаке при изменении

4 6 8 10 Размер у голы) ой частицы, мм

Рис, 7 Удельная скорость расходования в шлаке частиц угля различных фракций

скорости загрузки угля в печь и изменении его фракционного состава. Стационарные содержания фракций угля в шлаковой ванне рассчитываются по формуле:

I

— — (4)

, р, ^

мс, Ьъ)

оценить по формуле (5):

Удельную скорость расходования в шлаке частиц угля различных фракций (рис. 7) можно

К-

жО? о

/*£)>,100 ■' ' 6 ф

Каждой частице данной фракции можно приписать характерные времена пребывания в окислительных и восстановительных областях шлаковой ванны. Их сумма и будет временем существования частицы угля в этой фракции. Из баланса расходования угольной частицы получили выражения для кажущихся времен пребывания угольных частиц в окислительных и восстановительных условиях.

О, -<Г">» я+1

с

и+1

Результаты расчетов представлены в табл. 5.

Таблица 5

Характерные времена пребывания угольных частиц средних и мелких фракций в зовах барботируемой шлаковой ванны с преобладающими окислительными в вое-

N фракция Средний дмметр частицы Время

Общее Ч В восстановительных У 9СССЖ УСЛОВИЯ! '1 В мне горения ? В зоне газификации Общее в окислительных условна! ^ скисл 11

мм с С Кот/, с с с

3 5,1 113,6 103,93 87.6 4,89 9,7! 14,67 12.4

4 3,4 133,0 126,30 95,0 2,23 4,47 6,70 5,0

5 1,2 59,5 56,08 94,3 1,14 2,28 3,42 5,7

6 0.6 19,2 17,52 91.3 0,56 1,12 1,68 8,7

7 0.3 36,6 35,67 97,5 0.31 0.62 0,93 2,5

в 0,1 32,0 31,6« 99,0 0,11 0,21 0,32 1.0

о *б

•V

46

Как видно, все частицы угля большую часть времени находятся в восстановительных условиях. Однако, если относительно крупные частицы находятся в них около 85% всего времени, самые мелкие частицы практически не попадают в окислительные зоны и 99% времени находятся в объеме шлаке.

Исследовали фазовое распределение железа по высоте расплава. Методом мессбауэровской спектроскопии установили, что поступающее с шихтой железо распределяется между фазами магнетита, гематита, парамагнитных алюмокальциевых силикатов, а также металлического железа. Концентрация маг-высоте нетита и гематита уменьшается по линейному закону (рис. 8) от верхних горизонтов ванны к нижним. Мельчайшие капли восстановленного металла (диаметром около 1 микрона) практически равномерно распределяются в шлаке, а их содержание составляют —0,5 масс.%.

Анализ данных по содержанию 2-х и 3-х валентного железа (табл. 6) показывает, что на всех горизонтах ванны в шлаке содержится значительное количество трехвалентного железа. Соотношение Ре*7Рен составляет 0,750,95. Таким образом, трехвалентный катион является довольно устойчивой формой существования железа в шлаке.

Таблица б

в 1Й 24 Ь, мм (400)

Рис. 8, Распределение оксидов железа по шлаковой ванны

Зовя Ре —-Г11— ¿е.«. ¥е*/Ре*

I 0,63 0,66 0,4 1,69 0,95

1Ш*> 0,72 0,96 0,3 1,98 0,75

Ш(6) 0,79 0,89 037 2,05 0,89

0,85 1,03 0,4 2,28 0,83

При переработке конвертерных шламов соотношение Ре1+/Те3+ в шлаке также близко к 1,0. Величина этого соотношения определяется интегральным восстановительным потенциалом в шлаковой ванне и химическим составом формирующегося шлака.

4. Телломассообменные процессы в печи РОМЕЛТ

» В данном разделе рассмотрены особенности перемешивания шлаковой

ванны, ее температурный режим, закономерности плавления в шлаке шихтовых материалов, динамика тепломассообмена между динамическим гарниса-жем на стенах печи в зоне дожигания и шлаковой ванной и особенности пы-леобразовання.

Как показано выше, распределение оксидов железа по высоте шлаковой ванны неравномерно. В то же время, сканирование химического состава шлака в ванне, как по длине, так и по высоте печи показало высокую степень го-

могеяшации расплава по остальным компонентам шлака. В связи с этим оценили степень приближения ванны барботируемого шлака к режиму реактора идеального смешения.

Эффективность перемешивания в системе изучали путем введения в шлак порций марганцевой руды по изменению концентрации оксида марганца в шлаке во времени (в условиях экспериментов свыше 90% оксида марганца переходило в шлак). Решение соответствующего уравнения для реактора идеального смешения имеет вид:

(7)

где С(1) - текущая концентрация (МпО) (%, масс.); Со - начальная концентрация (МпО) (отвечает моменту окончания загрузки порции марганцевой руды), ад - концентрация (МпО) в загружаемой пустой породе (вновь возникающем шпаке); ти - скорость загрузки пустой породы (скорость образования шлака), тАг, го^ - скорость образования металла, т/ч; [Мп] - концентрация марганца в металле; С^ = 71[Л/п]/55 = 1,29[.МЬ]- эквивалентная концентрация (МпО) в металле; Мщ, • масса барботируемого шлакового расплава в реакторе, т; < - время, ч; к ■ 1 + I, где £=£и®.с - коэффициент распреде-

С (Мп)

лення марганца между металлом я шлаком.

Как видно из рис, 9 экспериментальные данные, представленные в координатах 1п (С(г)-аД) — I, достаточно хорошо апроксимируются прямой линией. Это свидетельствует близости барботируемой ванны к режиму идеального смешения.

Интенсивность массо-обмена между шлако-вой ванной и барботажны-ми столбами исследовали по скорости выгорания се-ры из шлака в период запуска, непосредственно после заливки доменного шлака в печь, когда загрузка в шлак серосодержащей шихты отсутствует. Уравнение для режима идеального смешения имеет вид:

с(/) = с;ехр(-£) (8)

где Т = Мщ^т, Т - постоянная времени; Т=32 мин.; т -присоединенная масса - 1

т/мин.

Из рис. 10 видно, что экспериментальные точки достаточно хорошо укладываются на прямую, соответствующую режиму идеального смешения. Таким образом, как ввод индикатора в ванну сверху, так и вывод через фурменную зону протекают в режиме, близком к идеальному смешению.

Времцчас

Рис. 9 Зависимость концентрации (МпО) как функция времена (а) и результаты обработки нисходящей ветви кривой поз. (а) в координатах 1п (СЭД-а^к) • время (б)

Время, мин Рис. 10 Зависимость логарифма концентрации серы в шлаке от времени продувки шлака

Технология процесса РОМЕЛТ требует, чтобы плавление шихтовых материалов полностью завершалось при их движении в интенсивно перемешиваемом расплаве. Исследование процессов плавления частиц руды и ые-таллизованных окатышей провели на математической модели и экспериментально, при плавлении образцов в струе шлака, стекающего по шлаковому желобу.

Химический состав и физические свойства руды н металлизоваиных окатышей Ff*,, FeO F*„ SiO, CaO ТГТЛ*С р.кт/и1 Руда железная 56,1 1,0 - 15,0 0,1 1310...1410 3600

Окатыши метил. Sí,6 (0,0 82,15 5,5 0,15 1325... 1425 2J30 Химический состав и физические свойства шлака

FeO CaO SiOj Al,О, MgO MoO Ts, *С TL,*C p, кг/и1

1,5 39,0 38,0 11,0 9,5 1,0 1150 1250 2650

Металлографическое исследование шлифов из отобранных проб позволило выявить стадии процесса:

СТАДИИ ПЛАВЛЕНИЯ РУДЫ И ОКАТЫШЕЙ

Стадия Руда жеизная Окатыш

плавления гематитомя металлюованный

1 Намораживание шлака на поверхности образца (образован»« шлаковой корочки)

2 Плавление шлаковой корочки

3 Прогрев образна

4 Диссоциация гематита эо магнетита при температуре образца выше 1200 "С 3Fej03=2F«04+l/20i Окисление углерода S3 образца остаточными оксидами железа при температуре образца свыше 800 "С. С to +FeOn«COr+Fe„

5 Плавление образца:

без сохранения рудного с сохранением метаяяичес-_расплава на поверхности_кого расплава на поверхности

Математически процесс плавления описывается уравнением:

= (9)

где £ - энтальпия; /(Г) - мощность тепловых источников; т - время; ГГ(Т') = А(Т)*дГ/& • тепловой поток; г - радиус растворяющейся частицы; п = 2 - для шара, Л(7) -эффективный коэффициент теплопроводности.

Энтальпия определяется выражением:

*<Т)=\с1р1<ГГ+1*рЖТ-Т*)

(Ю)

где с„ р, - соответственно теплоемкость н плотность фаз, Ь* - теплота фазового превращения, Т*=(Г1-Т^/2; т)(т— Т*) - единичная функция Хевисайда, равная

1;Т*Т*

дТ

Граничные условия имеют вид:

0;Т<Т*

= 0; Т = Т

(П)

где А - расстояние от центра плавящейся частицы до точки расплава, в которой температура шлака не изменится при вводе частицы в расплав. Численный эксперимент показал, что А"2Яа где - начальный радиус частицы.

Начальные условия задавали следующим образом Т3^ г<Яс~, Т^Туи, Н„<г<2К<„ где Го-начальная температура частицы; Тшя -температура шлака.

Математическую модель идентифицировали по экспериментальным данным. Некоторые результаты моделирования представлены на рис. 10-13.

Удельная производительность печи по проплаву рудных материалов (рис. 12) может быть очень высокой и существенно превышает планируемую на промышленной установке РОМЕЛТ производительность в 1,5-2,0 т/(ч*м2).

Сопоставление времен плавления рудных частиц и эффективного осаждения ансамбля этих частиц через шлак позволило определить предельные размеры частиц, которые успевают расплавиться, не достигая зоны спокойного шлака. Из рис. 13 видно, что, например, при температуре шлака 1500 сС и его вязкости 0,5 Па* с, в слое барботируемого шлака толщиной 1 м успеют расплавиться все частицы с диаметром менее 18 мм.

Образование шлакового гарнисажа на водоохлаждаемых стенах печи как в зоне дожигания, так и в зоне барботируемого шлака играет ключевую роль в процессе с точки зрения снижения тепловых потерь. Наличие твердого гарнисажа снижает тепловой поток на стену более чем в 3 раза.

Передача тепла из зоны дожигания осуществляется как излучением и конвекцией от высокотемпературного факела к поверхности шлака, так и с возвращаемыми в ванну, прогретыми каплями шлака.

Ряс. 10 Кинетика плавления железной рулы (а) и меташшзоваиных окатышей (б): точки - эксперимент; кривые - расчет

щя ияч ят юе ни т ятъч

4ЧМ) *

( ЯТЧЩ1

г

$ -я

л X

** и

№

Г \

\ \ \\ №

им ш ш ¡т IV г*

Г

га',*

Рис. И Время плавления частиц руды и металлизованных окатышей в зависимости от размеров частиц и температуры шлака: 1,3- руда; 2,4 - окатыши

\

л

■«•¡я»

а *

Рис. 12 Зависимость удельной производительности печи по проплаву материалов от температуры шлака и размеров частиц руды и окатышей: 1,3- руда; 2, 4 - окатыши

Рис. 13 Время плавления частиц руда при температуре шлака: 1 -1650 С, 2 - 1600 С, 3 -1550 С, 4 - 1500 С Время погружения частиц руды через барботнруемый шлак высотой 1 м при вязкости шлака: 5 - 0,25 Па*с, 6 -0,5 Па*с, 7-0,75 Па*с

г-к^я

На поверхности стен в зоне дожигания из капель и наплесков шлака образуется пленка стекающего в ванну расплава, которая защищает охлаждаемые панели и переносит тепло из зоны дожигания в шлаковую ванну, что впервые было установлено автором.

Для исследования теплообмена в шлаковой пленке на поверхности стен печи, которая по существу является «динамическим гарннсажем», была решена задача течения пленки и теплообмена в ней. Выражение для коэффициента теплоотдачи имеет вид:

где 2» (Вт/м1) • платность теплового потока, падающего на пленку из зоны дожигания, в - плотность орошения шлаком стены (кг/(с*м2)), О, = в/р (м/с)

Из результатов моделирования (рис. 14, 15) следует, что посредством нагрева шлака «динамического гарнисажа» в ванну передается значительное количество необходимого тепла. При обеспечении нормального наплеска шлака на стены печи при увеличении степени дожигания газов тепловые потери через стены растут незначительно, а степень передачи тепла из зоны дожигания в ванну увеличивается.

Оценка показала, что через «динамический гарнисаж» в ванну может передаваться тепловой поток 0,5 - 0,8 МВт/м2. Таким образом, непрерывно стекающая по поверхности стен пленка шлака, с одной стороны, защищает водоохлаждаемые стены от воздействия высокотемпературного факела зоны дожигания, с другой - эффективно передает тепло шлаковой ванне.

......1и,-цо»*с

15 25 « 49 в (*гЦтЗ"е))

Рис. 14 Зависимость количества тепла, переданного пленкой в ванну в теплопотерь через стены от плотности орошения и теплового потока из зоны дожигания.

Тепловой поток нз зовы дожи-гання: 1 - & -200 kBtV, 2 - О, -300 кВт/м1,3 - Q, -400 кВт/м

. .<3®!f?í

Рис. 15 Зависимость количества тепла, переданного пленкой в ванну н теплопотерь через стены печи от основности шлака (030 кг/(ы2*с), С)з = 200 кВтЛ*2, Тшк=1500 "С

Результаты исследования дисперсного состава и количества пылевыно-са с отходящими газами представлены в табл. 7 и 8.

Таблица 7

ПЫЛЕВЫНОС ПРИ ПЛАВКЕ РАЗНЫХ ТИПОВ СЫРЬЯ

Сырье Запыленность газов, г/м3 Пыле вынос

т/ч •Лот шихты

Шлам газоочисток 12-15 0,9-U 2,5-3,0

Аглоруд» 6-7 0,5-0,55 1,3-1,4

Окалина 5-6 0,4-0,5 1,0-и

Оке* окатышей 5-6 0.4-04 1,0-и

Таблица 8

ДИСПЕРСНЫЙ СОСТАВ ПЫЛИ_

Сырье Содержание, %, частиц размером, мкм

<1 1-10 10-50 50-100 100-200 >200

Шлам газоочисток 25 18 13 12 15 17

Аглоруда 10 23 И 17 17 22

Окалина 8 22 17 14 11 28

Отсев окатышей 12 20 19 16 12 21

Уголь без сырья 10 25 17 15 13 20

Наиболее существенную долю в пылевом потоке составляет унос шихтовых материалов. Капельный унос составляет ~10%, масс., он существенно влияет на работу котла и должен учитываться при его расчете. Изменение запыленности газов при увеличении расхода шихтовых материалов и при изменении их дисперсности приведены на рис. 16 и 17.

В пыли содержится значительное количество возгонов восстановившихся в ванне и имеющих высокую упругость пара металлов. При работе на

шламах конвертерного и доменного производств тонкодисперсная фракция пыли содержала (в виде соединений) цинка - до 25-30%, свинца - до 8-10%. 1«

12 1 .

"Угол 14 т* : /

ТТ1 , . . 1

2

Время,*

к »

12 { 1 м

' Í N 1

-1 4

0 9

Рис. 16 Дкяамнка изменения запыленности отходящих газов при ступенчатом изменении расхода шлама

14(1

Рис. 17 Изменение запыленности отходящих газов при изменении типа сырья

5. Восстановление железа

В шлаковой ванне присутствуют несколько типов восстановителей. Восстановление оксидов железа из шлака может осуществляться непосредственно твердым углеродом; СО и Нг, содержащимися в пузырях с угольными частицами; углеродом, растворенным в каплях металла и пузырями газа, не содержащими угольные частицы:

на поверхности угля (РеО) + См = Ршж + {СО}

на поверхности пузырей с углем

(РеО) + {СО} = Реж + {СО}, {СО]}+ Ст = 2{СО} (РеО) + Ш - Реж + {Н&}

нл поверхности пузыря с каплей металла (РеО) + (СО) - Рех + {СО,} {С02}+ [С] - 2{СО} (РеО) + /Щ - Рех + {Н,О}

[С] = {со} + т

на поверхности г1ушм

(РеО) + {СО} - Реж + {С02} (РеО) + {Нг} = Реж + {Н30}

на поверхности металла

(РеО) + [С] - Рех + {СО} С„=[С)

Восстановление газовыми пузырями, не содержащими угольных частиц, в условиях процесса РОМЕЛТ термодинамически затруднено.

Для кинетического анализа восстановления экспериментально определили площади реакционных поверхностей угольных частиц и капель металла, а также поверхность пузырей и капель шлака в различных зонах печи (табл. 9). Оценка межфазной поверхности газ-шлак была сделана по максимуму, т.е. в сторону завышения.

Для расчета скоростей восстановления железа по всем механизмам были использованы литературные данные, в которых опыты с каждым типом восстановителя проводились в условиях, близких к условиям процесса РОМЕЛТ. Скорость науглероживания капель металла выше скорости их обезуглероживания. Провели формальный анализ возможных массовых скоростей образования железа при различных условиях.

Так как экспериментально сложно определить, какая доля поверхности угольных частиц угля в каждый момент времени находится в непосредственном контакте со шлаком, эту долю (£) в расчетах варьировали от 0,1 до 1,0.

Таблица 9

ПЛОЩАДИ РЕАКЦИОННЫХ ПОВЕРХНОСТЕЙ В ШЛАКОВОЙ ВАННЕ (переработка шлама,

Зона Площадь поверхности угольных частиц, lAS, Площадь поверхности капель металла, и3 Sm Площадь поверхности пузырей, м1 St! St Площадь поверхности всплесков и брызг шлака, м14

Брызг, слой • - 970

ш<») 1615 50 1280 +{1615}*

Ц-Ш(а,ф 1255 260 4735 -

I 330 290 - -

Вся ваава 3200 $00+ 7630 970

* - площадь поверхности «газ-шлак» Sf в зонах барботажных столбов с преобладающими восстановительными условиями

Доля поверхности пузырей, содержащих угольные частицы точно не определена. Поэтому в расчетах скорости восстановления через газовую фазу долю поверхности таких пузырей (/в) также варьировали от 0,1 до 1,0.

Расчеты вели по схеме: Близкие к реальной

производительности печи (Р/-4=9,14 т железа в час) значения интегральной скорости процесса получаются только при следующих вариантах расчета (в тоннах железа в час):

PFt - 5,54<к,-ед + 2,41^,4 + 1,08- 9,03;

PFt - 6,44Й,Ч>,7)+(] ,55..,2,05)(r.-e,J..AS) +1,08 =■ 9,07.. .9,57;

Pft = 7,38й-ад + 0,86 <fr6,i) + 1,08 = 9,32

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

Результаты расчетов приведены в табл. 10.

Таблица 10

ВОЗМОЖНЫЕ ВКЛАДЫ ОСНОВНЫХ ВОССТАНАВЛИВАЮЩИХ АГЕНТОВ В ИНТЕГРАЛЬНУЮ _СКОРОСТЬ ПОЛУЧЕНИЯ ЖЕЛЕЗА _

ПРЯМОЕ ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА УГЛЕМ

0,1 0.2 04 0.4 0,6 0.7 0,1 0.9 1,0

РЛА) <Т/Ч\ 0,91 1,84 2,16 3.69 4,61 5,54 6,44 7.3« 8Д9 922

ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕ/ ТЕЗА ЧЕРЕЗ ГАЗОВУЮ ФАЗУ

ft, ОЛ 0.Э 0,4 0,5 0,4 0,7 0.8 0,9 1,0

Л.™ (т/ч) 036 1,04 1,19 1,37 1,55 1,73 1.91 2,05 2,23 2,41

ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА УГЛЕРОДОМ КАПЕЛЬ

Л,~(тЛ) 1,0«

Из представленных результатов видно, что реальная производительность печи могла быть обеспечена только в случае, если доля поверхности угольных частиц непосредственно контактирующих со шлаком составляла 0,6-0,8, а доля поверхности пузырей, приходящихся на пузыря содержащие угольные частицы составляла 0,5-0,8.

Можно сделать вывод о величине вкладов в суммарную скорость восстановления каждого из возможных механизмов: непосредственно углеродом угля - 60-80 %, углеродом капель металла - 10-15 %,

углеродом через газовую фазу -10-25 %,

пузырями газа без угольных частиц - до 2 %.

Около 60% от общей производительности обеспечивалось восстановлением в поверхностном слое шлаковой ванны и брызговом слое.

Вклад водорода в восстановление через газовую фазу может составлять около 50%.

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

В период опытов печь работала на невысоких производительностях. 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 рам. Таким образом, реально могут быть получены скорости восстановления, обеспечивающие производительность процесса в 1,5-2 т/ч*м2.

б. Поведение серы и других сопутствующих элементов

Для изучения особенностей поведения серы провели комплекс исследований. Установили, что примерно 90% от прихода серы в печь удаляется с газовой фазой. В шлак переходит -7% и в металл - 3% серы.

Прямой отбор газа из фурменной зоны (рис. 18), анализ содержания серы в шлаке и в металлических каплях разного размера (рис. 19) позволили сформулировать основные закономерности распределения серы между продуктами плавки (рис. 20).

^Дг! —' | ' | "1-71 Рис. 18 Схема отбора проб

газа из фурменной зоны (а) и изменение парциального давления ЭО} в газе при продувке (б) 1 - зона продувки; 2 - отборник проб, 3 - анализируемый газ; 4 -водоохла-ждаемая стенка, 5 - водо-охлаждэемое сопло фурмы; 6-дутье

Рис. 19 Зависимость содержания серы в каплях металла от их радиуса 1 - расчетное содержание серы в каплях свежевос-становленвого железа, 2 -содержание серы в слое металла

14.1

ПыкШх _

—*--------1 I

9т

(Шка)

]

Сырье

тиЛт \

^ Ркакртг {ж&тё^

Ш шнп

Г Яиршз 1

^Г—

I

( РцтреШм \lttM ври ироф:

г

ишак* ¿ГокештеХ^ йтеФмшк

Нт ¡¡гем

С*

X

дон» штт

шстШнщ

Л

1кМШ№№Я №Ш

Сера, содержащаяся в железорудном сырье и флюсе полностью переходит в шлаковую ванну при их растворении (плавлении). Органическая сера угля выделяется из него при пиролизе н удаляется вместе с печными газами. Примерно половина серы, содержащейся в сгорающих на нижних фурмах ококсованных угольных частицах, также удаляется с печными газами; другая половина переходит в шлак. Установили, что сера, содержащаяся в той части угля, которая идет на восстановление оксидов железа из шлака, практически полностью переходит в образующиеся капли металла. В процессе роста капель металла происходит их рафинирование от серы. Параллельно происходит десульфурация шлаковой ванны дутьем, подаваемым на нижние фурмы.

Пользуясь уравнениями формальной кинетики, получили общее дифференциальное уравнение баланса серы в шлаковой ванне.

м = РсЗс + [5Ц1 - ехр^К, ~ К А (5) - />ш (5) (13)

Пыгыик!

Вт

ГтШ щн

тЫ |

Рис. 20 Схема распределения серы между продуктами плавки

где Рс - приход серы с сырьем; Р - производительность печи по металлу; Р», - производительность печи по шлаку: Р, - расход кислорода на продувку (кг/с); Рг - удельная производительность печи (кг/ьг*с); Ь - высота барботируемого шлака; - удельная поверхность капель (м2/кг); С( - содержание капель в шлаке (кг/м3);

Кажущиеся константы скоростей процессов десульфурацин капель металла шлаком К( и перехода серы из шлака в газовую фазу К2 определили экспериментально по результатам балансовых испытаний:

л:, ^гхь^ъхж-гыт! кт) (14)

Кг =35560ехр(-120680//гГ) (15)

Зависимость констант скоростей этих процессов от температуры представлена на рнс. 21. Модель адекватна экспериментальным данным (рис. 22).

Проанализировали влияние ряда факторов на содержание серы в металле. Оно определяется концентрацией серы в коксовом остатке и кинетикой перехода серы в шлак. Температура влияет на содержание серы как в металле, так н в шлаке. Понижение температуры приводит к росту концентрации серы в обеих фазах и к замедлению процесса десульфурации. В процессе отсутствует необходимость удержания серы в шлаке и следовательно повышения его основности. Процесс РОМЕЛТ позволяет получить содержание серы в металле на уровне 0,030-0,070 % при температурах выше 1500 вяэкостях 0,4-0,5 Па*с и интенсивностях продувки, обеспечивающих концентрацию серы в шлаке около 0,1 % при содержании пиритной серы в угле на уровне 0,3 %.

я и // и 1/710* Рис. 21 Зависимость констант скоростей процессов десульфурации капель (а) и перехода серы из шлака в газовую фазу от температуры (б)

в № т авв

Рис. 22 Сравнение экспериментальных и расчетных значений содержания серы в шлаке (а) н в металле (б)

Поведение других сопутствующих элементов, определяется сравнительно низким восстановительным потенциалом в шлаковой ванне процесса РОМЕЛТ и зависит от содержания в шлаке оксидов железа. При обычных условиях плавки содержание кремния, марганца, фосфора в чугуне РОМЕЛТ существенно меньше, чем в доменном чугуне.

Содержание фосфора в получаемом металле удовлетворяет требованиям к передельному чугуну. Большая часть фосфора переходит в шлак (6585%), в металл переходит 5-25%, а в пылегазовую фазу -10%. Фактическое распределение фосфора между шлаком и конечным металлом также близко к равновесному при данном Р«.

Поведение хрома, ванадия и титана исследовали при плавке смеси шламов производства феррованадия НПО "Тулачермет" (Ре0еш.=44-47%, (масс.); СаО= 3,9 - 12Д; $Юг= 11,6 - 13,5; Мп^щ = 1,7 - 4,0; 503 = 4,1 - 5,3; У205=1,15-2,75; Т1О1 =2.1-3.8; СпО, =0,7-1,4; М§0-1,3-1,6; А1203 =1,2-2,3%, (масс.)). При обычных для процесса РОМЕЛТ условиях, степень извлечения

ванадия и хрома в чугун также ниже, чем при доменной плавке и составляет 50-60%.

Таблица II

Содержание к| ремявя и марганца в металле (%, масс.)

N К1м- птш Вин «Мри [С| |в1| |МЩ □римечавня

4 руда 2,1 - 2,15 0,005 0,009 Т»,-1320-1370*0; О1«^)- до 6%; (Мп0)-0,41%; С»ОЙЮ^-1,05

6 руда 2,8 - 4,0 0,09 0,13 (РеО) -3%, (Мо0)-0,45%; СЮ/БЮ1-0,95-1,1

7 руда 4,2 - 4,в 0,21 -0/10 0,10-0,20 « 2,5-3^'Л; (Мп0>-0,4-0,43% ОЮ^Юг-1,06

I шлш 43-4.9 0,08 -0,31 0,15-0,43 6-3,1%; 91-0,96

9 шлам 4,4 0,10-0,20 0,10-одо Т»^1400-1450 "С; ^^2,7%, (МпО>- 1.7«; СаО/ЗК>1= 1.0»

10 шлш 4.1-4.6 0,05-0,10 0.06-0,17 (РсО). до 3^00^10,-0,9-1,1

11 шлш 4,4-4,6 0,10 0,10-0,30 Т_- 1440-1460 °С( (Ре^^.в-ЗД*/!

17 ПШВЫ+ Ми-сырь« 4,4-4,9 0,13 - 0,17 2^8-2,12 Т„- до 1350 *С; (Г»^)=2,1-3,1; ЯАи.) -24-26«; 040/510,-1.18

Получили зависимости коэффициентов распределения ванадия и хрома от температуры и (РеО):

[Сг] д 1,144-10" „„„-г (О) (РеО)*'™

л-*

(16) (17)

к 6,6410-

Г~(У) (ЛО)«"»

Анализ поведения титана показал, что в металл переходит лишь около 0,1% от его прихода в печь. Практическое отсутствие восстановления титана предотвращает образование карбидов и нитридов титана и их выделение в виде твердой фазы в шлаке.

I

Г!

— • '9

I.

0(1149 Содержамис £«0 ■ юпк, V,

««О 11« 17М 1«00 1«0 1900 К» Тсиг<р,т>рв цн^ К

<00

. 1

' 1 . а —»■ Л *

—ш Я Я Щ

1

*• 1 9

О 1 2 3 4 Ъ СожржмнеРсО * цат, мясе дот, %

, *

—Г*

»

1490 1700 17И) «ЯМ то 1в(Ю 1990 Температуря щднв, К

Рис. XI Влияние содержания оксида железа в шлаке я температуры на степень извлечения хрома я ванадия в металл

7. Методика зонального расчета материального и теплового баланса плавки н исследование влияния технологических параметров на показатели процесса

Методы расчета параметров восстановительной плавки железорудных материалов, разработанные и широко используемые для доменной плавки, не позволяют адекватно описать процесс РОМЕЛТ в силу принципиальных отличий этих процессов.

В связи с этим уже на ранней стадии работы потребовалось создать новую методику расчета материального и теплового балансов, которая совершенствовалась и адаптировалась в ходе проведения испытаний.

Впервые предложен зональный метод расчета, при котором раздельно считаются балансы ванны и зоны дожигания.

Путем решения системы линейных уравнений рассчитывается материальный баланс шлаковой ванны. Определяется расход шихтовых материалов н дутья на продувочные фурмы, химический состав и количество металла, шлака, пыли, выделяющихся из ванны газов.

Затем рассчитывается тепловой баланс ванны и определяется недостаток тепла, который должен быть компенсирован за счет дожигания газов над ванной. При этом определяется необходимый для этого расход дутья на верхние фурмы.

Рассчитывается тепловой и материальный баланс зоны дожигания, определяется количество и состав газов на выходе из печи.

На основе разработанного метода расчета создана балансовая математическая модель, которая использовалась для составления программ испытаний и режимных карт при проведении опытных кампаний №№ 1-23 на установке РОМЕЛТ на НЛМК. Модель позволяет проводить расчеты балансов для различных шихтовых материалов и условий, а также исследовать влияние параметров на показатели процесса.

В табл. 12 приведен пример расчета материального и теплового балансов плавки в печи с площадью пода 20 м1 Лебединской аглоруда с использованием Краснобродского угля марки ТМ (Ас -10%, ^^ - 8%, Со&д. - 81%) и известняка при степени дожигания газов в печи 75%, содержании 02 в дутье нижних фурм - 75%, расходе дутья на продувку ванны - 12000 нм3/ч, кислорода на дожигание - 20620 нм3/ч.

Основной приход тепла в ванну (77%) осуществляется из зоны дожигания. С охлаждающей водой уходит около 17% тепла, часть из которого может быть использована в виде вторичных энергоресурсов (БЭР). Включение верхних кессонов в контур циркуляции котла-охладителя позволяет утилизировать более половины этой энергии. Тепловой к.п.д. без учета использования энергии охлаждающей воды и газов составляет 32%, а с учетом - может достигать 70-75%,

На рисунках 23 и 24 показано влияние основных параметров на расходные показатели процесса.

Расход кислорода, угля и производительность процесса определяет степень дожигания газов в печи. При увеличении степени дожигания газов с

Материальный и теплотой бяляпсы процесс» Таблица 12

Мятерняльвый баланс плавки

ПрНХОД КТ1Щ % Расхед и/ч %

Руд» 54000 29,6 Дммоаы* газы (66115 ям*) 93675 662

Уголь ш«о 11.4 Чугун 29590 29,9

Известняк »42« 6,6 Шлак 16730 11,8

Дуты шока« №10 11,7 Пыль 1570 1.1

Кислород на дожигание 29275 30.7

итого 141565 100 ИТОГО 14156 5 100

Тепловой (алане шлаковой ваяны

Прнюд ГДжГч % Расход ГДж/ч

Гйрмлм углерод! на мин. фтрми 88,7 21,3 Хнмнч, реакции 1М,4 45,1

Теплосодержание сырья и дутья Х9 0,7 Теплосод-е. чугуна 39,7

Другое 0.2 0.1 Теплосдд^ шли» "г3

Приход ю этны дожнгяния зотз 77,0 Теплосод-е гвзоа 135,7 33,9

В систему ОХ.1ХЖ-дсяяя ■ потери 16Д 4Л

итого 4003 100 ИТОГО 4003 100

Тепловой баланс зоны дожигания

Проход ГДж/ч % Расход ПЬк/ч %

Теплмод-е газов ю ванны 138,« 23,6 Физическое тепло гязов 196,3 32,0

Тепло от дожнгя вия 469,3 76,6 Теплосодержание пыл» 1,» 0,3

Горение углерод! 0,9 0,1 Теплелотеря черо верх-лне меемн 105,» 17,3

Окиимм (грямесей 3.7 0,7 Теплопередача к яаям 308,5 50,4

ИТОГО «113 10* ИТОГО 6124 100

Тепловой баланс плавки

Приход ГДм/ч % Расход ГДж/ч %

Теплотворная способвот угля 75М 99,« Фншческое тепло гаюв 1964 И,9

Теплосодерж»-име сырья, дутья г» 0,4 Химическое тепло 1«,1 24,9

В систему охляждоня и лпцш 122 16,1

Теплосодержание металл* 39,7 V

Теплосодержание тяяк» 28,3 3,7

Теплосодеожаияе пыли 1,9 03

Химические реакции 180.4

ИТОГО Ш. 100 ИТОГО 756,7 100

0,4 (что было характерно для большинства опытных плавок) до 0,75 удельный расход угля уменьшается с 1750 до 900 кг/т, расход кислорода-с 1325 до 820 им3 на тонну чугуна, а производительность печи с площадью пода 20 м} возрастает с 12 до 39 т/час. Также с увеличением степени дожигания резко уменьшается величина удельных вторичных ресурсов (ВЭР) н потерн тепла через водоохлаждаемые элементы печи.

На рис. 23 (а) точками выделена область, соответствующая рабочим режимам на установке РОМЕЛТ на НЛМК.

Степень передачи тепла от дожигания шлаковой ванне определяется в основном интенсивностью перемешивания шлаковой ванны, свойствами шлака, температурой и др. При осуществлении плавок на установке РОМЕЛТ в нормальных условиях степень передачи тепла от дожигания шлаковой ванне составляла 65-70%, что несколько ниже заявленных 80-90% для процесса Шзшек (табл.1). Возможности интенсификации теплопередачи ванне в процессе РОМЕЛТ по-нашему мнению не исчерпаны.

£ 2000 £ 1500

О

о 1000 с

! 500

^известняк

известь

20

40

60

80

100

100

40 60 60 Степень дожигания, *

60 70 60

Степень предали теш», Ч

Рис 23. Зависимость показателей процесса от степени дожигания (а) при использовании извести/известняка и степени передачи тепла ванне (б) для углей с содержанием золы (А) 10 и 24% на сухую массу

1100 « 1000 ч

200 400 600 800 1000

600

О 200 400 600 800 1000

0 200 400 600 800 1000 Температур« сырья, С

30 40 50 60 ТО Содержание железа, %

Рис 24 Зависимость показателей процесса от температуры железорудного сырья (а) при различной степени дожигания (о) и от содержаний железа е руде <6) при различной основности (В=Са0/3)02)

Повышение зольности угля с 10 до 24% приводит к росту расхода кислорода на 6-7% и угля на 20%.

К существенному снижению расхода энергоносителей приводит предварительный нагрев железосодержащего сырья (рис. 24 а), который может производиться за счет тепла дымовых газов. Особенно резко снижаются расходы энергоносителей на начальной стадии нагрева, когда из железосодержащих материалов удаляется влага.

Увеличение содержания железа с 30 до 60% приводит к уменьшению расхода угля и кислорода почти в два раза. При этом благоприятно сказывается снижение основности, особенно для бедных руд при использовании в качестве флюса известняка.

Для обеспечения конкурентоспособности процесса РОМЕЛТ по сравнению с аглокосодоменной схемой он должен осуществляться при сырье сопоставимого качества при степени дожигания газов в печи около 75%.

8. Статистическое н динамическое моделирование процесса РОМЕЛТ Для анализа результатов плавок разработали с использованием метода группового учета аргументов статистическую модель плавки. Модель учитывает инерционность системы и отражает нестационарные свойства процесса. В общем виде модель может быть представлена уравнением: 5 = Г(Х,0 + е (18)

где- (.ь ... ^ - фактор времени; т - количество учитываемых предыдущих состояний входных потоков; ^ • настоящий момент времени, для которого определяется Б - вектор состояния процесса; Ц ч-ый предыдущий момент времени; Х={Х')} • матраца, значений входных параметров; Х^ • значение) -го входного параметра, соответствующее времени (.,; Р -векторная функция; е - случайная составляющая, обусловленная неучтенными факторами.

Математический аппарат был разработан совместно с С. А. Георгиевским В качестве векторов состояния рассматриваются выходные параметры процесса для каждого из которых построены модельные уравнения: содержание серы в металле, содержание железа в шлаке, содержание оксида углерода в газе и т.д.

Сравнение расчетных и экспериментальных данных показало удовлетворительные прогностические возможности модели. Анализ модельных данных позволяет установить взаимосвязи различных параметров процесса. Например, на рис. 25 представлены полученные зависимости содержания

ШО

Зависимость содержания серы ■ металле от расюд* кислорода на ияжмне фурмы

Зависимость содержания Ре** в шлаке от сирости мгрузкн угла

Рис. 25. Пример статистического моделирования

серы в металле от расхода кислорода яа нижние фурмы и содержания Ре^ в шлаке от скорости загрузки угля.

Модель может быть использована для решения оптимизационных задач, что позволяет включать ее в математическое обеспечение АСУТП.

Отяоишж гази

Для описания поведения печи, как в нормальном режиме восстановительной плавки, так и при переходных и нештатных режимах, возникающих при переокислении шлакового расплава, разработали динамическую модель процесса. На рис. 26 представлена блок-схема математической модели процесса в виде четырех взаимосвязанных блоков.

Для зон дожигания,

барботируемого шпака, спокойного шлака и ванны металла составили взаимно согласованные динамические балансовые уравнения, описывающие их тепловое состояние и массообмен.

Динамическая модель зоны барботируемого шлака включает в себя пять уравнений, описывающих основные параметры системы - концентрации оксидов железа, углерода, СО, СОг и температуру.

а

Пого* кислорода Блок 1-2 Эояа дожигания

Сырь«. Топливо Блок ,1Л БарботкруемаЛ

Дуле-

Капли ЖУпТ ЦХядк4, Т Газ СО

Блок 2-1 Спокойный шлак

Блок 2-2 Жсяооугяеро- Лсуп

Рис. 26 Блок-схема динамической модели

™ Нот,

d(M,Cro) , j J»co_r.сс м . ^ с w г*.С М -Ф'С

V-no

^klcC0cFtCMi +k<ccc^ -Ф]СС01

dt dQT) dt

= 0° +Ö1 +Ö4ß„ -ß'-Q3-Q* -Q^-Qcn-Q

где Мм - масса шлакового расплава, Mr- масса газа в расплаве, upto Мс рсозЦот- молярные массы (FeO), С, СОг, СО; Oic0e - поток FeO с сырьем, Фрю . Фсо5, Фсоа - соответственно потоки FeO, СО и COj при восстановлении гематита до FeO; Фщл - поток удаляемого шлака; Фме - поток удаляемого металла; к] - константа скорости восстановления FeO твердым углеродом, kj - константа скорости восстановления FeO окисью углерода,, к) - константа скорости реакции взаимодействия углерода с диоксидом углерода, Фс 0 - поток загружаемого твердого углерода; Ф0"1 - поток углерода, содержащегося в железосодержащем сырья; Фс' - поток углерода, сгорающего в кислорода дутья нижних фурм; Фс* - поток углерода, расходуемого на конверсию влага; Фг * - поток газа, выводимого в зону дожигания; Cfto» Сс, Ссо, Ссш - соответственно, массовые концентрации FeO, твердого углерода и га-

зов СО, СО: в шлаке; Сс1Ш1' - Сс^ - условно-постоянные доли углерода, удаляемого соответственно со шлаком и с металлом; Т - температура зоны барбогажа; - физическое тепло потоков сырья, угля, дутья; <3', О2,03 - тепловые эффекты реакций восстановления РеО твердым углеродом и оксидом углерода и Ре20Э оксидом углерода, <У* - тепловой эффект газификации углерода СО], О5 - тепловой эффект окисления части угля до СОз, <}6 - тепловой эффект газификации углерода в ванне до СО, (}' • затраты тепла на конверсию влаги, в - суммарное теплосодержание шлакового расплава с учетом металлических и газовых включений: е » (1 -т)+М„С™»1 + А*^; где С^, Сри, С/ - соответственно

теплоемкости шлака, металла и газа в расплаве; ш - доля металла в барботируемом шлаке ~ * р>§?, Ф -) ' соответственно, Ор, - коэффициент теплопередачи; - площадь теплообмена с кессонами в реакционной зоне; Тм« - условно-постоянная температура воды в кессонах, Qcп =а,5(Г, -Т) соответственно, а - коэффициент теплопередачи и Б - площадь теплообмена с кессонами в реакционной зоне; Т[ - температура нижнего слоя шлака, - приход тепла из зоны дожигания.

Аналогично разработано математическое описание зон дожигания, спокойного шлака и металла, которое здесь не приводится.

Модель представляет собой систему из 20 нелинейных дифференциальных уравнений, имеющую более двухсот алгебраических дополнений. Математический аппарат разрабатывался совместно с проф. И. Л. Буровым. Дня проведения параметрической идентификации использовали экспериментальные данные опытных плавок.

Идентификация параметров математической модели показала удовлетворительное совпадение расчетных и экспериментальных данных. В качестве примера на рис. 27 приведены графики изменения выходных показателей при проведении 21 кампании и соответствующие им модельные кривые.

Рис. 27. Пример имитационного моделирования (опытная плавка №21)

Разработанная модель может быть использована при автоматизации процесса РОМЕЛТ и анализе новых модификаций процессов жидкофазного восстановления.

9. Контроль и управление процессом плавки

Процесс РОМЕЛТ характеризуется большим количеством параметров и управляющих воздействий. Это непрерывный процесс, которому присущи существенная нелинейность между входными и выходными параметрами и различная инерционность отдельных параметров процесса по отношению к управляющим воздействиям.

При разработке принципов управления процессом определили, какие параметры характеризуют процесс в целом и возможно ли их прямое измерение. При невозможности прямых измерений определили достаточный перечень косвенных параметров, по изменению которых можно контролировать процесс, а также перечень возможных управляющих воздействий и их влияние на основные параметры процесса.

Одним из важнейших параметров, требующих постоянного контроля, является температура расплава в реакционной зоне. Ее прямое определение оказалось достаточно сложным. Для прямого измерения температуры в фурменной зоне разработали специальный термоэлектрический термометр, который вводили в шлак через одну из барботажкых фурм, создав дополнительный элемент фурменного прибора.

Прямые измерения температуры расплава с одновременным определением теплового потока на водосхлаждаемые стены печи (рис. 28) позволили получить зависимость, с помощью которой можно контролировать температуру шлаковой ванны в реакционной зоне печи:

б = = 273,7(гш - ]539,2), Вт/м2

0^219 >к (20)

273,7

Тепловой поток определяли на основании измерения расхода и перепада температуры воды на входе и выходе из кессона в характерной зоне ванны.

Разработан перечень контролируемых параметров, требуемая точность их измерения и перечень управляющих воздействий. В табл. 13 в качестве примера представлено влияние единичных (при неизменных других параметрах) управляющих воздействий на температуру шлаковой ванны.

я.»

л

\

Рис. 28 Изменение температуры шлаковой ванны (а) и теплосъема с кессона (б) по ходу плавки

На основании опыта эксплуатации печи РОМЕЛТ (НЛМК) сформулировали условия, при которых показатели процесса будут наилучшими.

Таблица 13

Управляющее Загрузка сырья Загрузка угля Расход О1 на нижние фурмы Расход О1 и а дожигание Разреженнее печи

Воздействие * Г 4 Г 1 1 Г А Т 1

Температура * 1 Т Ф Т Г 4- Т 4- г

♦ - "Т" увеличение, "4-" уменьшение.

Степень дожигания газов в печи должна быть максимально возможной.

Температура в печи должна обеспечивать необходимую производительность процесса и достаточную текучесть шлака. Поэтому температурный режим выбирается с учетом химического состава образующегося шлака, который, в свою очередь, зависит от используемых шихтовых материалов. На выбор температурного режима влияют и требования к качеству чугуна. Чем выше требования по содержанию серы в чугуне, тем более высокую температуру необходимо поддерживать в печи.

Содержание оксидов железа в шлаке должно составлять 2-4%, Это, с одной стороны, обеспечивает незначительные потери железа со шлаком и, с другой стороны, достаточную скорость восстановления, В некоторых случаях, например при переработке фосфористых руд, содержание железа в шлаке целесообразно повысить до 6%,

Содержание угольных частиц в верхней части шлаковой ванны должно составлять 3-10% (масс.). Такое содержание угля обеспечивает необходимую скорость восстановления н не препятствует эффективной теплопередаче из зоны дожигания к шлаковой ванне. Взаимодействие плавающих на поверхности расплава угольных частиц с кислородом, подаваемым на верхние фурмы для дожигания и с продуктами горения восстановительных газов (СО? и НгО) при этом также незначительно.

Эффективность передачи тепла из зоны дожигания к ванне зависит от величины тепловоспрннимающей поверхности ванны. Был проведен анализ работы печи в критическом режиме - при блокировке углем поверхности ванны, т. е. при перенасыщении ванны углем.

Начиная с некоторого содержания, уголь накапливается на поверхности ванны и начинает подавлять образование брызг и наплесков шлака на стены. Это блокирует теплопередачу из зоны дожигания к ванне.

Критерием перехода от нормального режима работы печи в режим блокировки теплопередачи к ванне являются одновременное увеличение концентрации оксидов железа в шлаке, снижение температуры ванны и уменьшение степени дожигания отходящих газов, вызванное реагированием кислорода верхних фурм с плавающим на поверхности шлака углем.

Наступление режима блокировки теплопередачи к ванне зависит также от интенсивности турбулентной циркуляции шлака, которая определяет эффективность замешивания угля в объем шлакового расплава. На основе современной методики оценки мощности перемешивания жидкостей, учитывающей принципиально необратимый неравновесный характер процесса пе-

ремешивания, провели оценку мощности перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны. Используя эти данные, из энергетического баланса слоя получили выражение (21) для расчета величины критического содержания

угля в поверхностном слое ванны (% масс.):

1

с- ---г (21)

У

v. - - —

' 4кр^из?:

где <р - газосодержание в поверхностном сдое, доли ед.; // - вязкость шлака. Па*с; рш - плотность шлака; Ы^ - мощность перемешивания в барботажных столбах, кВт; Кз, - объем поверхностного слоя; Ь - высота барботируемого шлака; в - площадь сечения барботажного столба; I - характерный размер угольных частиц; С^ -средний диаметр пузыря в барботажном столбе; ц, - приведенная скорость газа.

Расчет показывает, что при массовых содержаниях угля в поверхностном слое ванны 20-30% можно ожидать перехода процесса на технологически неблагоприятный режим блокировки углем теплопередачи из зоны дожигания.

Для вывода печи на нормальный режим необходимо уменьшить скорость загрузки сырья и угля и увеличить расход кислорода на продувку и/или дожигание. Также можно кратковременно прекратить загрузку угля.

Интенсивность продувки шлакового расплава должна быть не меньше 450-500 им5 дутья в час на 1 м2 сечения ванны па уровне продувочных фурм. Верхняя граница интенсивности продувки в настоящее время не установлена, но по оценкам она может быть выше в два и более раз.

Накопленный опыт управления процессом в сочетании с разработанными моделями является основой для создания системы автоматического управления процессом,

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненного исследования по разработке теоретических и технологических основ процесса жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ получены следующие основные результаты:

I, Проведен детальный сравнительный анализ конструктивных, технических и технологических особенностей современных процессов бескоксового производства жидкого чугуна, показаны преимущества концепции получения жидкого чугуна в одну стадию, впервые реализованной в процессе РОМЕЛТ,

2. Экспериментально показана возможность устойчивой управляемой работы агрегата полностью жидкофазного восстановления с совмещением в одном реакционном пространстве восстановительных (восстановление железа из ишака) н окислительных (горение угля) процессов. Решена задача эффективного замешивания угля в объем шлака. Доказана высокая степень передачи тепла от дожигания шлаковой ванне. При этом на практике:

- отработана технология жидкого старта печи;

- отработана технология восстановительной плавки с частичным дожиганием отходящих газов;

- отработана технология ведения процесса восстановления на энергетическом угле с использованием и без использования природного газа;

- отработана технология ведения процесса на кислородно-воздушном дутье с содержанием кислорода от 100% до 41%;

- показана возможность использования печи РОМЕЛТ как агрегата для плавки металлических отходов (прокатной окалины, стружки) и металлизо-ванного сырья;

- получены необходимые технологические параметры работы печн для проектирования промышленной установки по переработке пылей газоочисток металлургических производств;

- достигнута производительность по проплаву полупродукта до 18,4 т/ч при плавке окисленного сырья и до 31 т/ч при плавке частично восстановленного сырья;

- показана принципиальная возможность устойчивой длительной работы печи в режиме плавки аглоруды на шлаках с основностью -0,7, а также в режиме плавки марганцовистого шлака;

- показана возможность работы печи в режиме газогенератора с получением горячего восстановительного газа с содержанием окислителей СОз + Н20 менее 5% и температурой 1300-1400 С;

- показана возможность плавки ванадий- и хромсодержащих отходов с извлечением ванадия и хрома в металл;

• отработаны способы контроля процесса.

3. Параллельно с отработкой технологических приемов оптимизирован ряд конструктивных параметров и технических решений;

- барботажные фурмы с вспомогательными приспособлениями, включая термометр для измерения температуры ванны;

- уровни шлака и металла в печи;

- конструкцию кессонов;

- кладку печи;

- выпускные устройства;

- фурмы для дожигания;

- разводку энергоносителей.

4. Исследована гидродинамика шлаковой ванны. Показано, что печь работает как реактор полного смешения.

5. 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 шлаково! о расплава и в подфурменной зоне спокойного шлака отмечаются более высокие концентрации капель металла. Оценены эффективные скорости движения н времена прохождения соответствующих зон шлакового расплава потоком осаждающихся капель металла.

6. Разработана математическая модель расходования угольных частиц различных фракций. Оценены характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости их реагирования со средой. Показано, что мелкие частицы угля преимущественно участвуют в восстановле-

нии железа из шлака, а более крупные - как в восстановлении железа, так и в процессах горения и газификации в барботажных столбах. Специального предварительного измельчения угля не требуется,

8. Разработали методику зонального расчета материального и теплового балансов процесса: раздельно для зоны дожигания (надслоевого пространства), где протекают окислительные процессы, и для шлаковой ванны, где одновременно протекают процессы горения угля и восстановление оксидов железа, Показано, что дальнейшее улучшение технико-экономических показателей процесса требует увеличения степени дожигания газов в печи и использования тепла отходящих газов для подогрева сырья. Для обеспечения конкурентоспособности процесса РОМЕЛТ при переработке традиционного сырья необходимо вести процесс при степени дожигания около 0,75 и использовать 1 в качестве флюса известь.

9. Предложен метод расчета плавления частиц сырьевых материалов в

печи РОМЕЛТ. Показано, что необходимо использовать руду с размерами • частиц менее 18 мм.

10. Разработана методика и получены характеристики тепломассообмена между ванной и зоной дожигания при образовании на стенах динамического гарнисажа; показано, что через динамический гарнисаж в ванну может передаваться тепловой поток 0,5 - 0,8 МВт/м1,

11. Установлено, что стационарное соотношение Ре27Ре3+ в шлаке определяется интегральным восстановительным потенциалом в шлаковой ванне и химическим составом формирующегося шлака и составляет 0,75-0,95 при плавке руды и ~1,0 при плавке конвертерных шламов.

12. Определены значения вязкости, электропроводности, теплоемкости, теплопроводности, температурный интервал затвердевания реальных шлаков процесса. Рабочий интервал вязкости 0,1-1,0 Па*с. Показано, что при переработке руды и доменных шламов целесообразно работать при основности шлаков 0,6-0,8, а при переработке конвертерных шламов - 1,3-1,5.

13. 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 имеет 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 поверхност- * ном слое шлаковой ванны. В газовом восстановлении в печи значительна

роль водорода,

14. Разработана динамическая математическая модель процесса, прове- » дена ее идентификация по данным опытных плавок. Модель может быть использована при автоматизации процесса, анализе новых модификаций процессов жидкофазного восстановления.

15. На основе экспериментальных данных с использованием метода группового учета аргументов разработана статистическая модель процесса. Модель может быть использована для следующих целей:

- для анализа процесса и определения зависимостей параметров;

- для выбора технологических режимов ведения плавки;

- для решения оптимизационных задач, что позволяет включать ее в математическое обеспечение АСУТП.

16. Установлено, что в процессе жндкофазного восстановления железорудного сырья продувка кислородом шлака позволяет удалить до 90% серы в пыпегазовую фазу. Концентрация серы в металле определяется концентрацией серы в ококсованном угольном остатке и кинетикой перехода серы в шлак. Основной механизм удаления серы • из шлака через газовую фазу. Понижение температуры шлака приводит к росту концентрации серы в шлаке и в металле и к резкому замедлению процесса десульфурации.

В процессе отсутствует необходимость удержания серы в шлаке и, следовательно, в повышенных значениях основности. Процесс позволяет получать содержания серы в металле на уровне 0,03-0,07% при рабочих температурах выше 1500°С, вязкостях шлакового расплава - 0,4-0,5 Па*с и интенснв-ноетях продувки, обеспечивающих концентрацию серы в шлаке на уровне -0,1% при содержании пиритной серы в исходном угле на уровне 0,3%.

Разработана динамическая математическая модель распределения серы между продуктами плавки в печи РОМЕЛТ. Показано, что для получения низкосернистого чугуна необходимо вести процесс при высокой температуре, высоком удельном расходе кислорода на барботаж или использовать чистый по сере углеродистый восстановитель.

17. Получены данные по распределению легирующих и примесных элементов между газовой, шлаковой и металлической фазами.

18. Разработаны способы контроля и основы управления процессом. Сформулирован критерий наступления режима блокировки поверхности ванны при избытке угля и даны рекомендации по безопасному выводу печи на рабочий режим.

Основное содержание диссертации отражено в следующих работах:

1. Усачев А. Б., Боровик В.Е., Гребенников ВР. О поведении серы в процессе жндкофазного восстановления железа // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1987, № 11, с. 138-139

2. Усачев А. Б., Боровик В.Б., Гребенников В.Р. Удаление серы при пиролизе угля. // Тезисы докладов V конференции молодых ученых и специалистов «Пути повышения эффективности исследования углей, процессов и продуктов их переработки», Свердловск, март 1988, Черметинформация, 1988, с. 69

3. Усачев А. Б., Боровик В.Е Гребенников В.Р. Удаление серы в газовую фазу в процессе жндкофазного восстановления железа Н Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1988, Ла9, с. 147-148

4. Роменец В.А., Усачев А. Б., Валавин В.С. и др. Освоение процесса жндкофазного восстановления (ПЖВ) железа на НЛМК И Тезисы докладов

Всесоюзной научно-технической конференции «Непрерывные процессы «руда-лом-металлопрокат», Свердловск, 26-28 сентября 1989, с. 12-13

5. Усачев А. Б., Ничипоренко А.И., Баласанов A.B. и др. Балансовая модель и исследование статических характеристик процесса жидкофазного восстановления железа // Там же, с. 39-40

6. Усачев А, Б., Гребенников В,Р., Лехерзак В.Е. Формирование барбо-тирующего газа в ванне печн ПЖВ // Там же, с. 42-43

7. Роменец В.А., Усачев А. Б., Сниткин AM, Сидоров А.Н. Энергометаллургический комплекс на базе технологии переработки железных руд процессом жидкофазного восстановления с использованием энергетических углей // Повышение эффективности использования топлива в народном хозяйстве. Издание ФЭИ АН СССР, Рига, 1990, т.2, с. 143-148

8. Роменец В.А., Усачев А. Б,, Баласанов A3, и др. Плавление железорудных материалов в условиях жидкофазного восстановления // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1990, № 5, с. 32-35

9. Усачев А. Б., Гребенников В.Р., Баласанов A.B., Чургель В.О. Физико-химические особенности процесса жидкофазного восстановления железа И Национальная научно-техническая конференция с международным участием на тему: «Новые и усовершенствован-ные технологии для окускования сырья и производства чугуна н ферросплавов. Резюме. 12-14 июня 1990 г., Варна, HP Болгария, с. 45-46

10. Нечнлоренко A.C., Баласанов A.B., Усачев А. Б. Статические характеристики процесса жидкофазного восстановления железа // Известия ВУЗов Черная металлургия, 1990, №9, с. 104

11. Усачев А. Б., Гребенников В.Р., Лехерзак В.Е. О составе барботи-рующего газа в печи жидкофазного восстановления // Известия ВУЗов Черная металлургия, 1990, №11, с. 103.

12. Усачев А. Б., Баласанов A.B., Гребенников В .Р., Ничипоренко A.C. Распределение серы между фазами при плавке в печи ПЖВ // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1991, №3, с. 15-19

13. Вегман Е.Ф., Усачев А. Б. Исследование состава и свойств шлаков опытно-промышленной печи жидкофазного восстановления железа на НЛМК // Черная металлургия России и СНГ в XXI веке. Сборник трудов международной конференции. Москва, июнь, 6-10 1994, т.2, с. 113-116

14. Усачев А. Б,, Баласанов A.B., Чургель В.О. и др. Переработка комплексного железорудного сырья процессом жидкофазного восстановления // Бюллетень «Черные металлы», 1994, № 5-6, с. 37-40

15. Усачев А. Б., Роменец В.А., Валавин B.C. и др. Основные технологические и проектные решения по установке для переработки шламов НЛМК процессом РОМЕЛТ // Труды Второго конгресса сталеплавильщиков (Липецк, 12-15 октября 1993 г.)М. Черметинформация, 1994, с. 188-189

16. Роменец В.А., Усачев А. Б., Баласанов A.B. и др. Возможности использования процесса РОМЕЛТ при модернизации завода полного металлургического цикла // Сталь, 1995, N11,0.64-67

17. Усачев А. Б., Баласанов A.B., Чургель В.О. Измерение температуры барботируемого шлакового расплава в процессе жидкофазного восстановления РОМЕЛТ // Заводская лаборатория, 1996, №5, с. 26-27

18. Усачев А. Б., Баласанов A.B., Георгиевский C A. Статистическая модель процесса РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1996, № 7, с. 19-22

19. Усачев А. Б., Баласанов A.B., Чургель В.О., Внльданов С.К. Исследование физических свойств шлаков процесса жидкофазного восстановления РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1997, Ns I, с. 27-30

20. Усачев А. Б., Баласанов A.B., Лехерзак В.Е., Чургель В.О., Подгоро-децкая И.В. Исследование системы шлак-уголь-металл в печи РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1997, № 11, с. 6-9

21. Усачев А. Б., Гусовский В. Л., Чайкин Б, С. Новые направления в проектировании печных агрегатов для металлургии // Сталь, 1997, N10, с. 1-3

22. Усачев А. Б. Chaiacterstics features of design of the furnace for implementation of Romelt Process // Proceedings of International workshop on ROMELT Process. December 16,1997 New Delhi p. 5-6

23. Усачев А. Б., Внльданов C.K., Баласанов A.B. Исследование распределения железа по высоте шлаковой ванны и в пылях процесса РОМЕЛТ И Известия РАН, Металлы, 1998, № 1,с. 8-12

24. Усачев А. Б., Георгиевский С.А., Баласанов A.B., Чургель В.О. Тепломассообмен в зоне дожигания печи РОМЕЛТ (Роль динамического гарни-сажа)//Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1998,№5,с. 14-20

25. Усачев А. Б. Физико-химические закономерности восстановления железа в процессе РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия, № 8, 1998 г., с. 3-6

26. Усачев А. Б., Сниткин А.М..Усачев Д.А. Энергоемкость производства железоуглеродистого полупродукта для выплавки стали процессом РОМЕЛТ // Сталь, 1998, № 9, с. 65-69

27. Чайкин Б.С., Усачев А. Б., Быстров В.П. Использование процесса жидкофазного восстановления для производства чугуна на мини-заводах // Электрометаллургия, 1999, №6, с. 2-6

28. Усачев А. Б., Усачев Д.А., Петрова В.В. Сравнение эффективности производства металла в агрегатах Ромелг и доменных печах // Новости черной металлургии России и зарубежных стран. Часть I. Черная металлургия. Бюллетень НТИ, 1998, № 1-12, с. 35-38

29. Буровой И.А., Усачев А. Б. Комплексная математическая модель процесса РОМЕЛТ // Сталь, 2000 г., № 2, с. 71-76

30. Усачев А. Б., Роменец В.А., Баласанов A.B. и др. Управление процессом жидкофазного восстановления РОМЕЛТ // Черные металлы, 2000 г., №8, с. 10-14

31. Usachev А. В., Balasanov А. V., Lekherzak V. Е. and Romenets V. А. Behaviour of coal in smelting reduction installation // Iroiunaking and Steelmaking, 2000, v. 27, №6, p. 427-431

32. Усачев А. Б., Лехерзак B.E., Баласанов A.B. Восстановление железа в процессе РОМЕЛТ//Черные металлы, 2000 г., № 12, с. 14-21

33. Усачев А. Б., Георгиевский С.А., Баласанов A.B., Чургель В.О. Решение задачи течения и теплообмена шлаковой пленки печи РОМЕЛТ с учетом зависимости теплофизических свойств шлака от температуры // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 2000, №9, с, 10-15

34. Роменец В. А., Усачев А. В., Баласанов A.B., Лехерзак В.Е, Роль угля в процессе жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ // Металлург, 2001 г., № 3, с. 26-28

35. Гугля В.Г., Подолин С.А., Усачев А, Б, Анализ интенсивности перемешивания фаз в процессе жидкофазного восстановления // Известия ВУЗов, Черная металлургия, 2001 г., №7, с. 8-13

36. Гугля В.Г., Подолин С.А., Усачев А. Б. Поведение серы в процессе восстановления оксидов железа в шлаковом расплаве // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 2002, N9, с. 3-10

37. Усачев А. Б., Роменец В. А., Лехерзак В. Е., Баласанов А. В. Современные процессы бескоксового производства чугуна // Металлург, 2002, N4, с. 140-47, N5, с. 37-40

38. Усачев А. Б., Киселев А. Г., Баласанов A.B. Исследование пылеоб-разования в процессе РОМЕЛТ // Сталь, 2002, N5, с. 67-70

Авторские свидетельства н патенты:

1. Romenets V.A., Usachev A.B., Ugarov A.A. u.a. Verfahren und ofen zur Herstellung von zwischenproddukten aus Eisen-kohlenstoff für die Stahlezzeugung. Europaische №302 111 Bl, Aumeldetag 16.02.87, Veroffentlichungstag der Patentenschrift: 12.05.93.

2. Romenets V.A., Usachev A.B., Ugarov A.A. et al Method for preparing ferro-carbon intermediate product for use in steel manufacture and fumace for realization thereof. United States Patent, №4913734, Date ofPatent: Apr. 3,1990.

3. Роменец B.A., Усачев А.Б., Валавин B.C. и др. Способ непрерывной плавки окисленного сырья черных металлов в жидкой ванне. A.c. № 1338399.

4. Роменец В.А., Усачев А.Б., Валавин B.C. и др. Способ переработки окисленного сырья цветных н черных металлов плавкой в жидкой ванне. A.c. №1387455.

5. Роменец В А., Ванюков A.B., Валавин B.C., Усачев А.Б., Гребсшшков В.Р. Способ восстановительной плавки окисленного сырья черных металлов A.c. № 1316245.

6. Роменец В.А., Усачев А.Б., Валавин B.C. и др. Способ плавки железорудного сырья в жидкой шлаковой ванне. A.c. № 1394713.

7. Роменец В.А., Усачев A.B., Валавин B.C. и др. Способ плавки железорудного сырья в печи жидкой ванны. A.c. № 1394714.

8. Роменец В. А., Усачев А.Б., Валавин B.C. и др. Способ плавки железорудного сырья в печи жидкой ванны. A.c. № 1420949.

9. Роменец В. А., Усачев А.Б., Гребенников В .Р. и др. Способ выпуска продуктов плавки в жидкой ванне. A.c. № 1396611.

Ю.Роменец В.А., Ванюков A.B., Чайкин B.C., Яровский Л.В., Гловацкий А.Б. Усачев А.Б. Способ продувки ванны металлургической печи фурменное устройство для продувки ванны ниже уровня шлака. A.c. № 1340154.

П.Роменец В.А., Усачев А.Б., Валавин B.C. и др. Способ ведения непрерывной переработки окисленного сырья черных металлов в жидкой шлаковой ванне. A.c. № 1436502.

П.Роменец В.А., Ванюков A.B., Быстрое В.П., Усачев А.Б. и др. Печь для непрерывной плавки железорудного сырья в жидкой ванне. A.c. № 1381998.

П.Роменец В,А., Усачев А.Б., Валавин B.C. и др. Печь для плавки железорудных материалов в жидкой ванне, A.c. № 1436501.

14.Роменец В.А., Усачев А.Б., Гребенников В.Р. и др. Способ плавки железорудного сырья в жидкой шлаковой ванне. A.c. № 1600331.

15.Роменец В.А., Усачев А.Б., Гребенников В.Р. и др. Способ плавки железорудного сырья. A.c. № 1538519.

16.Роменец В.А., Валавин B.C., Усачев А.Б. и др. Способ измерения температуры агрессивной среды. A.c. Ks 151069,

17.Роменец В.А., Ванюков A.B., Поживанов А.М., Усачев А.Б. и др. Печь для плавки железорудных материалов в жидкой ванне. A.c. Ля 1669192.

18.Роменец В.А., Усачев А.Б., Глебов Ю.Д. и др. Способ переработки железорудного сырья. A.c. № 1695678.

19.Роменец В.А., Ванюков A.B., Усачев А.Б. и др. Способ плавки окисленного сырья черных металлов в печи с жидкой ванной. A.c. № 1706216.

20.Роменец В.А,, Глебов Ю.Д, Усачев А.Б. и др. Печь для восстановительной плавки железосодержащих материалов в шлаковой ванне. A.c. № 1637338.

21.Роменец В.А., Сборщиков Г.С., Усачев А.Б. и др. Способ пирометаллургии ческой переработки железосодержащего сырья. A.c. № 1446934.

22.Роменец В,А., Усачев А .Б., Валавин B.C. и др. Устройство для восстановительной плавки в жидкой ванне. A.c. № 1637476.

23.Роменец В.А., Усачев А.Б., Гребенников В.Р., Баласанов A.B. Барботажная печь для непрерывной плавки металла из окисленного сырья. A.c. №1773068.

24.Роменец В.А., Ванюков AB., Быстрое В.П., Поживанов А.М., Усачев А.Б. и др. Способ плавки окисленного сырья черных и цветных металлов и устройство для его осуществления. A.c. № 1637337,

25.Роменец В.А., Бородин Д.И., Усачев А.Б. и др. Способ конвертирования железоуглеродистого расплава. Патент СССР № 1836438.

26.Усачев А.Б., Вильданов С.К., Баласанов A.B. Устройство для измерения температуры агрессивных расплавов. Патент РФ № 2117265.

27.Усачев А.Б., Баласанов A.B. Способ плавки в печи с охлаждаемыми стенами. Патент РФ № 2198938.

28.Усачев А.Б., Баласанов A.B., Лехерзак В.Б. Способ плавки в печи с пневматическим перемешиванием шлакового расплава. Патент РФ № 2198936.

29.Усачев А.Б. Роменец В.А., Баласанов A.B. и др. Способ управления процессом РОМЕЛТ, Патент РФ № 2182603.

i

Отпечатано в типографии ОАО "Черметинформация" Заказ 126, тираж 150 экз.

»

РНБ Русский фонд

2006-4 37496

1 б г.:о:: ?%

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ БЕСКОКСОВЫХ СПОСОБОВ

ПЛАВКИ ЖЕЛЕЗОСОДЕРЖАЩЕГО СЫРЬЯ.

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.

2. СОЗДАНИЕ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ОПЫТНОЙ УСТАНОВКИ,

РАЗРАБОТКА И ОСВОЕНИЕ ТЕХНОЛОГИИ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ.

2.1. Конструкция и основные параметры печи и опытной установки. у 2.2.0своение и совершенствование процесса РОМЕЛТ.

2.2.1. Основные этапы освоения технологии.

2.2.2. Технология разогрева и запуска печи.

2.2.3. Дутьевой режим печи РОМЕЛТ.

2.2.4. Выпуск продуктов плавки.

2.3. Совершенствование конструкции установки РОМЕЛТ.

2.3.1. Система подачи шихтовых материалов.

2.3.2. Газоотводящий тракт.

2.3.3. Система охлаждения.

2.3.4. Система подачи энергоносителей.

2.3.5. Совершенствование печи РОМЕЛТ.

3. ШЛАКОВЫЙ РЕЖИМ: РОЛЬ И СВОЙСТВА ШЛАКА,

СТРУКТУРА ШЛАКОВОЙ ВАННЫ.

3.1. Роль шлаковой ванны. ф 3.2. Физические свойства шлаков и особенности шлакового режима.

3.3. Утилизация шлаков процесса РОМЕЛТ.

3.4. Зональная структура ванны.

3.4.1. Экспериментальное исследование системы «шлак-уголь-металл».

3.4.2. Методика отбора к анализа проб шлака.

3.4.3. Структура шлакометаллической эмульсии в печи РОМЕЛТ.

3.4.4. Структура шлакоугольной суспензии.

3.4.5. Математическая модель формирования фракционного состава угля в шлаковой ванне.

3.5. Распределение железа по высоте шлаковой ванны.

4. ТЕПЛОМАССООБМЕННЫЕ ПРОЦЕССЫ В ПЕЧИ РОМЕЛТ.

4.1. Перемешивание шлаковой ванны.

4.1.1. Роль перемешивания шлаковой ванны.

4.1.2. Теоретическое определение мощности пневматического перемешивания жидкости.

4.1.3. Мощность перемешивания в характерных зонах шлаковой ванны.

4.1.4. Исследование эффективности перемешивания шлаковой ванны.

4.2. Исследование процесса плавления сырья.

4.3. Тепломассообмен в зоне дожигания (роль динамического гарнисажа).

4.4. Исследование пылеобразования в процессе РОМЕЛТ.

5. ВОССТАНОВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗА.

5.1. Зональность физико-химических превращений.

5.2. Основные восстанавливающие агенты.

5.3. Оценка площадей межфазных поверхностей в шлаковой ванне.

5.4. Допущения, принятые при кинетическом анализе восстановления.

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

5.6 Оценка скорости восстановления железа из шлака углеродом капель металла.

5.7 Анализ роли основных восстановителей железа.

6. ПОВЕДЕНИЕ СЕРЫ И ДРУГИХ СОПУТСТВУЮЩИХ

ЭЛЕМЕНТОВ.

6.1. Поведение серы.

6.1.1. Распределение серы между фазами.

6.1.2. Удаление серы в газовую фазу.

6.1.3. Механизм сульфидирования металла.

6.1.4 Механизм десульфурации металла.

6.2. Динамическая модель распределения серы между фазами.

6.3. Поведение других сопутствующих элементов.

6.3.1. Кремний и марганец.

6.3.2. Фосфор.

6.3.3. Поведение хрома, ванадия, титана.

7. МЕТОДИКА ЗОНАЛЬНОГО РАСЧЕТА МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСА ПЛАВКИ И ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ НА

ПОКАЗАТЕЛИ ПРОЦЕССА.

8. СТАТИСТИЧЕСКОЕ И ДИНАМИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ.

8. 1. Статистическая модель процесса.

8.2. Динамическая математическая модель процесса.

8.2.1. Структурный синтез модели.

8.2.2. Общая структура процесса РОМЕЛТ.

8.2.3. Структура обощенной математической модели.

8.2.4. Параметрическая идентификация математической модели.

8.2.5. Результаты идентификации.

8.2.6. Проверка адекватности модели по равновесным режимам.

8.2.7. Идентификация параметров по динамическим режимам.

8.2.8. Иметационное моделирование технологического процесса и оценка адекватности модели по данным работы опытной установки.

9. КОНТРОЛЬ И УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ ПЛАВКИ.

Актуальность работы. На протяжении нескольких десятилетий металлурги промышленно развитых стран параллельно с совершенствованием доменной плавки ведут работы по созданию новых бескоксовых процессов переработки железорудного сырья. Актуальность этих работ обусловлена сокращением запасов коксующихся углей, целесообразностью перехода на более дешевые энергоресурсы, экологической опасностью агломерационного и коксохимического производств, высокими капитальными затратами на их реновацию, стремлением вовлечь в переработку новые виды железосодержащего сырья и отходов, доменный передел которых нецелесообразен.

Интерес к новым процессам связан также с возможностью создания на их основе маломасштабного производства при ограниченности инвестиционных ресурсов и потребности в металлопрокате в конкретных регионах.

Разрабатываемые процессы часто называют «альтернативными», хотя на ближайшую перспективу они должны рассматриваться как дополняющие традиционную аглококсодоменную схему

Процессы прямого получения железа, продуктом которых является твердое губчатое железо, получили ограниченное распространение в основном из-за высокой стоимости природного газа и применения для выплавки стали электросталеплавильного передела.

Разработка класса плавильно-восстановительных технологий, соединяющих хорошо освоенное твердофазное восстановление с плавлением губчатого железа при одновременной газификации угля, явилась новым этапом создания бескоксовой металлургии. Один из этих процессов - СОЯЕХ - уже освоен в промышленном масштабе. Однако широкое внедрение процессов данного класса сдерживается из-за их сложности, использования богатого железорудного сырья, а в некоторых случаях неполного исключения кокса.

Ф Альтернативным направлением являются процессы полностью жидкофазного восстановления железа, которые позволяют преодолеть трудности, обусловленные стадией предварительного восстановления. Попытки создания таких процессов делались металлургами неоднократно (Оогес!, ЕкеЮгр-УаИак, процесс Ремина). Предложенкый профессорами МИСиС В.А. Ромекцом и A.B. Ванюковым процесс жид-кофазного восстановления, получивший впоследствии название POMEJ1T, открыл новую страницу в бескоксовой металлургии. Процесс организован на новых принципах, не применявшихся ранее в черной металлургии.

С учетом перспектив, открываемых новым процессом, Советом Министров СССР было принято постановление N1579-P от 7.07.1980, предусматривавшие создание пилотной установки и проведение на ней всесторонних исследований процесса для определения его возможностей и подготовки промышленного внедрения.

В этой связи целью настоящей работы являлось создание теоретических и технологических основ плавки, совершенствование технологии и конструкции печи POMEJIT на базе прямых экспериментов на пилотной установке промышленного масштаба, а также теоретических и лабораторных исследований физико-химических и теплофизических процессов и свойств материалов.

Для достижения поставленной цели в работе решены следующие задачи:

- проведен детальный анализ существующих способов внедоменного получения чугуна и развита концепция одностадийной восстановительной плавки железорудного сырья;

- создана пилотная установка и проведены опытно-промышленные испытания, в ходе которых разработана и освоена технология и доработана конструкция установки до уровня помышленного использования.

- изучены термодинамические и кинетические особенности тепломассобменных процессов, протекающих в металлической, шлаковой и газовой фазах при плавке железорудного сырья в агрегате POMEJIT;

- разработаны методы расчета и модели процесса;

- разработаны способы контроля и управления плавкой.

Научная новизна работы заключается в разработке теоретических основ процесса жидкофазного восстановления железа POMEJIT. Наиболее существенные научные результаты:

- обоснована концепция одностадийного процесса жидкофазного восстановления железа;

- получены новые сведения о фазовом составе, комплексе физических и физико-химических свойств (вязкость, теплопроводность, электропроводность, плотность и т. д.) шлаковых расплавов жидкофазного восстановления. Определен рабочий диапазон вязкости и интервал кристаллизации шлаков;

- экспериментально установлены механизмы и кинетические характеристики плавления руды и металлизованных окатышей в барботируемом кислородсодержащим дутьем шлаке; с использованием адаптированной по экспериментальным данным модели плавления и погружения сырья определены требования к фракционному составу руды;

- впервые получены данные о структуре ванны, зональном строении и характеристиках шлакоугольной суспензии и шлакометаллической эмульсии;

- разработана модель формирования фракционного состава угля, замешанного в шлаке; определены характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости их реагирования со средой;

- установлено, что окисленность шлака в реакционной зоне выше, чем в доменной печи; соотношение Ре2+/Ре3+ составляет 0,75-0,95 при плавке руды и около 1,0 при плавке конвертерного шлама;

- предложена зональная схема протекания физико-химических превращений в рабочем пространстве печи;

- оценена роль основных восстанавливающих агентов в процессе плавки; показано, что до 90% железа восстанавливается с участием угольных частиц, причем около 60% от общей производительности обеспечивается восстановлением в поверхностном слое ванны;

- разработана методика зонального расчета материального и теплового балансов плавки и статическая модель для расчета параметров плавки; определено влияние параметров процесса и свойств сырья на показатели плавки;

- разработаны комплексная (четырехзонная) динамическая и статистическая модели процесса;

- экспериментально обнаружен и теоретически обоснован режим блокировки поверхности ванны углем; определено допустимое содержание угля; даны рекомендации по выводу печи из этого режима на нормальный ход процесса;

- установлены особенности и механизм распределения серы между шлаком, металлом и газопылевой фазой; дано математическое описание поведения серы в процессе жидкофазного восстановления железорудного сырья;

- впервые показаны наличие и роль динамического гарнисажа в виде пленки жидкого шлака; разработана методика и получены характеристики тепломассообмена между ванной и зоной дожигания при образовании на стенах печи динамического гарнисажа.

Практическая значимость и реализация результатов работы. Введена в эксплуатацию и доведена до уровня промышленного использования пилотная печь РОМЕЛТ промышленного масштаба объемом 140 м3 на которой в ходе опытных кампаний переработано около 80000 т железосодержащего сырья и отходов.

По результатам опытно-промышленных плавок усовершенствованы элементы конструкции печи и вспомогательные системы установки: кессоны, футеровка, отстойники чугуна и шлака, летки, фурмы, системы очистки газов и улавливания пыли, подачи шихтовых материалов.

Обобщение накопленных данных позволило разработать основы конструирования и проектирования печей РОМЕЛТ.

Техническая новизна и оригинальность выполненных разработок подтверждена патентами и авторскими свидетельствами, отмечена медалями Международных салонов изобретений в Женеве и Брюсселе.

Проданы лицензии на способ плавки и печь в Японию, США и Индию.

Показана эффективность получения в промышленных масштабах углеродистого полупродукта методом жидкофазного восстановления РОМЕЛТ с использованием энергетических углей.

Полученные результаты использованы при разработке технических проектов промышленных установок РОМЕЛТ для утилизации железосодержащих отходов КМК (200 тыс. чугуна в год), НЛМК (340 тыс. т чугуна в год) и для переработки хвостов обогащения железных руд (300 тыс. т чугуна в год) фирмы ММОС (Индия).

Автор защищает: концепцию одностадийного процесса жидкофазного восстановления железа, конструктивные и технологические решения по процессу и печи РОМЕЛТ, способы ведения плавки различных железосодержащих материалов, методы контроля и управления процессом.

Методики и результаты:

- экспериментальное исследование свойств шлаковых расплавов,

- теоретические и экспериментальные исследования механизмов и кинетические характеристики плавления материалов в шлаковой ванне,

- кинетический анализ вкладов основных восстановительных агентов в интегральную скорость образования железоуглеродистого расплава,

- экспериментальное исследование структуры ванны, зонального строения и параметров системы «шлак-металл-уголь» в печи РОМЕЛТ,

- изучение массообмена и энергетики перемешивания ванны,

- теоретическое обоснование роли динамического гарнисажа,

- определение критерия возникновения режима блокировки ванны углем,

- экспериментальное исследование особенностей и механизма распределения серы между фазами,

- теоретическая оценка содержания и фракционного состава угля в шлаковой ванне,

- расчет характерных времен существования в шлаке угольных частиц и скоростей их реагирования,

- экспериментальное исследование процесса пылеобразования

Методы расчета, модели, программные комплексы:

- зонального расчета материального и теплового баланса (балансовая модель плавки),

- расчет характеристик теплообмена между зоной дожигания и динамическим гарнисажем,

- расчет плавления частиц сырья в шлаковом расплаве,

- статистическая модель процесса на основе метода группового учета аргументов,

- комплексная четырехзонная динамическая модель.

Достоверность и обоснованность результатов работы обеспечена в первую очередь тем, что основные данные получены при проведении полномасштабных экспериментов на опытной установке промышленного масштаба, а также использованием современных методик постановки и проведения экспериментов, обработки результатов, методов физического и химического анализа, методов математического и компьютерного моделирования, согласованностью теоретических выводов с экспериментальными данными.

Личный вклад автора заключается в непосредственном участии в разработке инженерных решений опытной установки, авторском надзоре за строительством и монтажом, разработке технических инструкций и технологических регламентов, подготовке и проведении опытных кампаний на установке в качестве заместителя руководителя Комплексного научно-исследовательского коллектива МИСиС. Автор возглавлял научно-исследовательскую группу, выполнявшую теоретические и экспериментальные исследования процесса, принимал личное участие в постановке и проведении лабораторных экспериментов, теоретических исследований, разработке методов расчета и моделей.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены и обсуждены на IV Всесоюзной конференции по тепло- и массообменным процессам в ваннах сталеплавильных агрегатов (Жданов, 1986), IV Всесоюзной научно-технической конференции «Физико-химия процессов восстановления металлов» (Днепропетровск, 1988 г.), V Всесоюзной конференции молодых ученых и специалистов «Пути повышения эффективности использования углей, процессов и подуктов их переработки» (Свердловск, 1988), Всесоюзном научно-техническом совещании «Интенсификация тепловых, массообменных и физико-химических процессов в металлургических агрегатах» (Свердловск, 1989), Всесоюзной научно-технической конференции «Непрерывные металлургические процессы «руда, лом - металлопрокат» (Свердловск, 1989), VI Рижской конференции по теплоэнергетике «Повышение эффективности использования топлива в народном хозяйстве» (Рига, 1990), Совместном заседании секций сталеплавильного производства и качественных сталей НТС Минмета СССР (Москва 1989), Национальной научно-технической конференции с международным участием «Новые и усовершенствованные технологии для окускования сырья и производства чугуна и ферросплавов» (Болгария, Варна, 1990), Заседании НТС ГКНТ СССР «Новые процессы в черной металлургии» (Москва 1989), II Европейском симпозиуме "Восток-Запад" по материалам и процессам (Финляндия, Хельсинки, 1991), Международной конференции "Черная металлургия России и СНГ в XXI веке» (Москва, 1994), II и III Конгрессах сталеплавильщиков (Липецк, 1994, Москва, 1995), I Балканской конференции по металлургии «Развитие металлургии на Балканах в начале 21 века» (Болгария, Варна, 1996), Международном конгрессе «Экологические проблемы больших городов: инженерные решения» (Москва, 1996), Международном чале 21 века» (Болгария, Варна, 1996), Международном конгрессе «Экологические проблемы больших городов: инженерные решения» (Москва, 1996), Международном симпозиуме по технологии РОМЕЛТ - "ROMELT-97", (Индия, Нью Дели, 1997), III щ, Всероссийской научно-практической конференции с международным участием

Новое в экологии и безопасности жизнедеятельности" (Санкт-Петербург, 1998) V Международном конгрессе доменщиков «Производство чугуна на рубеже столетий» (Днепропетровск - Кривой Рог, 1999), Всероссийской научно-практической конференции "Металлургия на пороге XXI века - достижения и прогнозы" (Новокузнецк, 2000).

Публикации

По теме диссертации опубликовано более 70 научных работ. По результатам работы в соавторстве получено более 40 авторских свидетельств СССР и Российской Федерации на изобретения и патенты, а также 13 зарубежных патентов.

Структура и объем работы: « Диссертация состоит из 9 разделов, заключения, списка литературы (150 наименований) и приложения; изложена на 279 стр. печатного текста, содержит 99 рис. и 50 таблиц.

1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ БЕСКОКСОВЫХ СПОСОБОВ ПЛАВКИ ЖЕЛЕЗОСОДЕРЖАЩЕГО СЫРЬЯ

Уже несколько десятилетий не ослабевает интерес к развитию бескоксовых технологий получения железа. Это вызвано не разочарованием в эффективности доменного производства, а объективной необходимостью поиска экологически более приемлемых и менее капиталоемких способов массовой выплавки первичного железа, позволяющих расширить топливно-сырьевую базу черной металлургии путем вовлечения в переработку более бедных руд, комплексного сырья, железосодержащих отходов и использования энергетических углей.

В 1960-80-е годы в качестве альтернативы аглококсодоменной схеме производства первичного железа рассматривались и развивались процессы бескоксового твердофазного восстановления железных руд. Однако, по ряду причин, они не смогли заменить доменный процесс. Работа установок полностью твердофазного восстановления связана с необходимостью использования богатых кусковых руд или специально окускованного железорудного сырья с низким содержанием пустой породы и вредных примесей. В качестве восстановителя преимущественно используется реформированный природный газ (М1с1гех, НуЬ-Ш). Известные твердофазные процессы с использованием угля не получили развития из-за низкой производительности и других недостатков. При лимитировании потребления и быстром росте цен на газ это делает производство губчатого железа все менее выгодным. Для твердофазного восстановления характерна низкая скорость процесса. Технологии данной группы имеют сложное аппаратурное оформление. Применяются дорогостоящие установки реформирования природного газа или специальные газогенераторы, аппараты отмывки или вакуумного сорбционного отделения СОг, специальная сероочистка. Сложности хранения и необходимость использования электросталеплавильного передела для получения стали и ряд других проблем обусловили ограниченное распространение этих процессов в металлургии.

Стремление повысить производительность процесса и получать полупродукт в жидком виде привело к развитию комбинированных восстановительных процессов.

Несколько десятков процессов внедоменного производства чугуна прошли опробование на лабораторных и пилотных установках. Однако, лишь малая часть их была реализована в промышленном или близком к промышленному масштабе.

По способу ведения восстановительного процесса технологии бескоксового производства жидкого чугуна (железоуглеродистого полупродукта) можно разделить на три группы:

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

- процессы преимущественно жидкофазного восстановления;

- процессы полностью жидкофазного восстановления.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненного исследования по разработке теоретических и технологических основ процесса жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ, получены следующие основные результаты:

1. Проведен детальный сравнительный анализ конструктивных, технических и технологических особенностей современных процессов бескоксового производства жидкого чугуна (железоуглеродистого полупродукта), показаны преимущества концепции получения жидкого чугуна в одну стадию, впервые реализованной в процессе РОМЕЛТ.

2. Экспериментально показана возможность устойчивой управляемой работы агрегата полностью жидкофазного восстановления с совмещением в одном реакционном пространстве восстановительных (восстановление железа из шлака) и окислительных (горение угля) процессов. Решена задача эффективного замешивания угля в объем шлака. Доказана высокая степень передачи тепла от дожигания шлаковой ванне. При этом на практике:

- отработана технология жидкого старта печи;

- отработана технология восстановительной плавки с частичным дожиганием отходящих газов;

- отработана технология ведения процесса восстановления на энергетическом угле с использованием и без использования природного газа;

- отработана технология ведения процесса на кислородно-воздушном дутье с содержанием кислорода от 100% до 41%;

- показана возможность использования печи РОМЕЛТ как агрегата для плавки металлосодержащих отходов (окалины, стружки) и металлизованного сырья;

- получены необходимые технологические и конструктивные параметры работы печи для проектирования промышленных установок по переработке железосодержащих отходов металлургических производств;

- достигнута производительность по проплаву полупродукта до 18,4 т/ч при плавке окисленного сырья и до 31 т/ч при плавке частично восстановленного сырья;

- показана принципиальная возможность устойчивой длительной работы печи в режиме плавки аглоруды на шлаках с основностью -0,7, а также в режиме плавки марганцовистого шлака;

- показана возможность работы печи в режиме газогенератора с получением горячего восстановительного газа с содержанием окислителей С02 + Н20 менее 5% и температурой 1300- 1400 С;

- показана возможность плавки ванадий- и хромсодержащих отходов с извлечением ванадия и хрома в металл;

3. Параллельно с отработкой технологических приемов оптимизирован ряд конструктивных параметров и технических решений:

- барботажные фурмы с вспомогательными приспособлениями, включая термометр для измерения температуры ванны;

- уровни шлака и металла в печи;

- конструкцию кессонов;

- кладку печи;

- выпускные устройства;

- фурмы для дожигания;

- разводку энергоносителей.

4. Исследована гидродинамика шлаковой ванны. Показано, что печь работает как реактор полного смешения.

5. 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.

6. Разработана математическая модель расходования угольных частиц различных фракций. Оценены характерные времена существования в шлаке угольных частиц разных фракций и скорости их реагирования со средой. Показано, 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. Специального предварительного измельчения угля не требуется.

8. Разработали методику зонального расчета материального и теплового балансов процесса: раздельно для зоны дожигания (надслоевого пространства), где протекают окислительные процессы, и для шлаковой ванны, где одновременно протекают процессы горения угля и восстановление оксидов железа. Показано, что дальнейшее улучшение технико-экономических показателей процесса требует увеличения степени дожигания газов в печи и использования тепла отходящих газов для подогрева сырья. Для обеспечения конкурентоспособности процесса РОМЕЛТ при переработке традиционного сырья необходимо вести процесс при степени дожигания около 0,75 и использовать в качестве флюса известь.

9. Предложен метод расчета плавления частиц сырьевых материалов в печи РОМЕЛТ. Показано, что необходимо использовать руду с размерами частиц <18 мм.

10. Разработана методика и получены характеристики тепломассообмена между ванной и зоной дожигания при образовании на стенах динамического гарниса-жа; показано, что через динамический гарнисаж в ванну может передаваться тепловой поток 0,5 - 0,8 МВт/м2.

11. Установлено, что стационарное соотношение в шлаке определяется интегральным восстановительным потенциалом в шлаковой ванне и химическим составом формирующегося шлака и составляет 0,75-0,95 при плавке руды и -1,0 при плавке конвертерных шламов.

12. Определены значения вязкости, электропроводности, теплоемкости, теплопроводности, температурный интервал затвердевания реальных шлаков процесса. Рабочий интервал вязкости 0,1-1,0 Па*с. Показано, что при переработке руды и доменных шламов целесообразно работать при основности шлаков 0,6-0,8, а при переработке конвертерных шламов - 1,3-1,5.

13. 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 имеет 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.

14. Разработана динамическая математическая модель процесса, проведена ее идентификация по данным опытных плавок. Модель может быть использована при автоматизации процесса, анализе новых модификаций процессов жидкофазного восстановления.

15. На основе экспериментальных данных с использованием метода группового учета аргументов разработана статистическая модель процесса. Модель может быть использована для следующих целей:

- для анализа процесса и определения зависимостей параметров;

- для выбора технологических режимов ведения плавки;

- для решения оптимизационных задач, что позволяет включать ее в математическое обеспечение АСУТП.

16. Установлено, что в процессе жидкофазного восстановления железорудного сырья продувка кислородом шлака позволяет удалить до 90% серы в пылегазовую фазу. Концентрация серы в металле определяется концентрацией серы в ококсован-ном угольном остатке и кинетикой перехода серы в шлак. Основной механизм удаления серы - из шлака через газовую фазу. Понижение температуры шлака приводит к росту концентрации серы в шлаке и в металле и к резкому замедлению процесса де-сульфурации.

В процессе отсутствует необходимость удержания серы в шлаке и, следовательно, в повышенных значениях основности. Процесс позволяет получать содержания серы в металле на уровне 0,03-0,07% при рабочих температурах выше 1500°С, вязкостях шлакового расплава ~ 0,4-0,5 Па*с и интенсивностях продувки, обеспечивающих концентрацию серы в шлаке на уровне ~0,1 % при содержании пиритной серы в исходном угле на уровне 0,3%.

Разработана кинетическая модель распределения серы между продуктами плавки в печи РОМЕЛТ.

17. Получены данные по распределению легирующих и примесных элементов между газовой, шлаковой и металлической фазами.

18. Разработаны способы контроля и основы управления процессом. Сформулирован критерий наступления режима блокировки поверхности ванны при избытке угля и даны рекомендации по безопасному выводу печи на рабочий режим.

1. The COREX revolution - new concepts for low cost iron and steelmaking / В ohm C., Eberle A., Gauld L. et al. // SEA1.I Quarterly. -1996. -January. -№1. - 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. Результаты двухлетней эксплуатации установки COREX в Южной Корее / Бем К., Эберле А., Айхбергер Э. и др. // 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. O. Computational models applying for COREX C-2000 operations in POSCO // ICSTI/Ironnmaking Conf. Proceedings, Toronto, Ontario, Canada. -1998.-V.57.-P. 1815- 1820.

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

7. Пиркбауэр В., Симм P. Процесс COREX для производства высококачественных сталей на мини-заводах // Металлург. -2000. -№1. С. 52 53.

8. The COREX process update 2000 / Aumayr E., Bohm C., Freydorfer H. et al. // International Conf. «Commercializing new hot metal processes beyond the blast furnace». Atlanta, Georgia, USA. -2000. -June 5-7. -P. 1-12.

9. Люнген Г. Б., Штеффен Р. Сравнительная оценка стоимости производства чугуна и губчатого железа // Черные металлы. -1998. -№9 10. -С. 18 - 24.

10. Influence of raw materials properties in COREX processing operation / Cho M., Choi N., Lee S. et al. // 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. Development and future potential of the FINEX process / Schenk J. L., Kepplinger W. L., Walner F. et. al. // 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. Ивасаки К., Каваками M., Китагава Т. Результаты эксплуатации полупромышленной установки DIOS // Дзайре то пуросэсу. —1996. -V. 9. -№4. -Р. 670.

16. Сводные результаты экспериментов на полупромышленной установке DIOS / Фукусима X., Сайто Т., Баба М. и др. // Дзайре то пуросэсу. -1996. -V. 9. №4. -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. Meijer K. A., van Laar J., van der Knoop W. // 3rd European Ironmaking Conf., Glent, Belgium. -1996. -September. -P. 23-24.

20. Патент РФ №2143005. Способ производства чугуна из соединении железа и устройство для производства чугуна / Бернард И., Терхейс К., Мейер X.

21. International Application PCT/AU99/00884, Int. Publication number WO 00/22176, C21B 1/00. A process and an apparatus for producing metals and metal alloys / Dry R. J.

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

23. 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.

24. 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.

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

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

27. Media-release Rio-Tinto. Commercial-scale HIsmelt plant to be built in Western Australia// Web site of HIsmelt corporation: hismelt.com. -24.04.2002.

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

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

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

31. Свойства жидких доменных шлаков / В. Г. Воскобойников, Н. Е. Дунаев, А. Г. Михалевич и др. М.: Металлургия, 1975. - 182 с.

32. Патент РФ 2131465 С1. Способ контроля окисленности шлаковой ванны процесса жидкофазного восстановления POMEJIT.

33. О степени однородности расплава в печи ПЖВ / И. А. Строителев, А. В. Ванюков, В. П. Грицай и др. // Комплексное использование минерального сырья. — 1984.-№2.-С. 27-30.

34. Морфология шлака и формирование капель первичного чугуна при жидкофазном восстановлении железа в процессе POMEJIT / В.А. Роменец, B.C. Валавин, А.К. Зайцев и др. // Сталь.-1997. -№9. -С. 72 76.

35. Морфология капель первичного чугуна в шлаках процесса POMEJIT / А.К. Зайцев, Н.В. Криволапов, Ю.В. Похвиснев и др. // Сталь.-2000. №4. - С. 76-79.

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

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

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

39. Lehrer L. Gas agitation of liquids // I&EC process design and development. -1968. V.7.-№2.-P. 226 - 239.

40. 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.

41. 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.

42. Кочо В. С. Кипение жидкого металла в ванне сталеплавильной печи // Сталь. 1945. - №2-3. - С. 55 - 60.

43. Bhavaraju S., Russell Т., Blanch H. Mixing phenomena in a gas stirred liquid bath // AIChE Journal. 1978. -V. 24. -P. 454 - 466.

44. Sinha U., McNallan M. Physical modelling of gas stirred ladle systems // Metallurgical and Materials Transactions. 1985. - V. 16B. - P. 850 - 858.

45. Stapulewicz T., Themelis N. Mixing characteristics in gas agitated vessels // Canadian Metall. Quarterly. 1987. -V. 26. - P. 123 - 131.

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

47. Nakanishi К., Fujii Т., Szekely J. Possible relationship between energy dissipation and agitation in steel processing operations // Ironmaking and Steelmaking. -1975. -№3.- P. 193-197

48. Engh Т., Lindskog N. A fluid mechanical model of inclusion removal // Scand. J. Metal. 1975.-V. 4.-№2. - P. 49 - 58.

49. Asai S., Okamoto T. Mixing time of refining vessels stirred by gas injection // Transaction of ISIJ. 1983. - V. 23. -P. 43 - 50.

50. Koria S., Pal S. Model study on mixing condition in combined blown steelmaking bath // Ironmaking and Steelmaking. 1990. -V. 17. -№5. -P. 325 - 332.

51. Schwarz M. Buoyansy and expansion power in gas-agitated baths // ISIJ Int. -1991.-V. 31. -№9. P. 947-951.

52. Sano M., Mori К. Циркуляционные потоки и время усреднения ванны жидкого металла при вдувании инертного газа // Тэцу то хаганэ. 1982. - V. 68. — №16.-Р. 2451 -2460.

53. Mori К., Sano М. Кинетика процессов инжекционной металлургии // Тэцу то хаганэ. -1981. -V. 67. -№6. Р. 672 - 695.

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

55. Брагинский JI. Н., Белевицкая М. А. О дроблении капель при механическом перемешивании в отсутствие коалесценции // Теоретические основы химической технологии. 1990.-т. 24.-№4.-С. 509-516.

56. Эмульгирование фаз в штейно-шлаковых расплавах / А. Д. Васкевич, А.В. Ванюков и др.// В сб. «Теория и практика процессов получения тяжелых цветных и благородных металлов». М.: МИСиС. - 1978. - №111. - С. 118 - 123.

57. Эмануэль Н.М., Кнорре Д.Г. Курс химической кинетики. М.: Высшая школа, 1962. - 414 с.

58. Баптизманский В.И., Меджибожский М.Я., Охотский В. Б. Конвертерные процессы производства стали: теория, технология, конструкция агрегатов. Киев -Донецк: Вища школа, 1984 - 343 с.

59. Кубашевский О., Олкокк С. Б. Пирометаллургическая термохимия.- М.: Металлургия, 1982. 390 с.

60. Sadrnezhaad К., Elliot J. F. 11 Iron and Steel International. -1980. -December. -P. 327-339.

61. Самарский А. А., Моисеенко Б. Д. // Журнал Вычислительной математики и математической физики. -1965. -Т. 5. -№5. С. 816 827.

62. Теплофизические свойства топлив и шихтовых материалов черной металлургии / В.М. Бобошин, Е.А. Кричевцев, В.М. Абзалов и др. М.: Металлургия, 1982.- 152 с.

63. Братчиков С. Г., Статников Б. Ш., Амдур А. М. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1979. -№7. -С. 24 26.

64. Амдур. А. М., Статников Б. Ш., Братчиков С. Г. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1982. -№4. -С. 17 19.

65. Козин В. Е., Макуров А. В., Мелентьев И. В. // Известия АН СССР. Металлы. -1976. -№2. -С.36 40.

66. Аэров М. Э., Тодес О. М. Гидравлические и тепловые основы работы агрегатов со стационарным и кипящим зернистым слоем. JL: Химия, 1958. -512 с.

67. Кружилин Г.Н. Уточнение нуссельтовской теории теплообмена при конденсации // Журнал технической физики. -1937. -том 7. -вып. 20-21.-С. 2011-2017.

68. Нигматулин Б.И., Горюнова М.З., Васильев Ю.В. К обобщению опытных данных по теплоотдаче при течении жидких пленок вдоль твердых поверхностей. // TBT.-1981.-t. 19, №5.-С. 991-1001.

69. Баттерворс Д., Хьюитт Г. Теплоотдача в двухфазном потоке. -М. : Энергия, 1977. -240 с.

70. Воскресенский К.Д. Расчет теплообмена при пленочной конденсации с учетом зависимости физических свойств конденсата от температуры // Изв. АН СССР. ОТН. -1948, №7, -С. 1023-1028.

71. Глинков М.А. Тепловая работа сталеплавильных ванн. -М.: Металлургия, 1970. -408 с.

72. 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.

73. Металлургическая теплотехника. В 2-х томах. T. 1. Теоретические основы: Учебник для вузов. Под ред. В. А. Кривандина. М.: Металлургия, 1986. -424 с.

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

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

76. Пенный режим и пенные аппараты // Под ред. И.П. Мухленова и Э.Я. Тарата. -М.гХимия, -1977. 304 с.

77. Фазлеев М. П., Ермаков Е. А., Чехов О. С. Среднеобъемное газосодержание двухфазного слоя газ-расплав K20-V205 и ценообразование в нем в цикле реакция-регенерация // Журнал прикладной химии. -1985. -№1. -С. 36-41.

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

79. Krishna R., Ellenberger J. Gas holdup in bubble column reactions operating in the churn-turbulent flow regime // AIChE Journal. -1996. -September. -V.42. -№9. -P. 2627 -2634.

80. Кафаров В. В. Основы массопередачи. М.:Высшая школа, 1979. - 439 с.

81. Krishna R., Swart J., Ellenberger J. Gas holdup in slurry bubble columns: effects of column diameter and slurry concentrations // AIChE Journal. -1997. -V.43. -№2. -P. 311316.

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

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

84. 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.

85. Левич В. Г. Физико-химическая гидродинамика. -М.:Физматгиз, 1959.699 с.

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

87. Panjkovic V., Truelove J., Ostrovski O. 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.

88. Охотский В. Б. Физико-химическая механика сталеплавильных процессов. -М.:Металлургия, 1993.-151 с.

89. Казачков Е. А. Расчеты по теории металлургических процессов. М.: Металлургия, 1988. -288 с.

90. Рыбалкин Е.М., Шакиров К. М., Попель С.И. Скорость взаимодействия железо-углеродистых расплавов с окислительными шлаками // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1975. -№6. -С. 11 16.

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

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

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

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

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

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

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

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

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

100. Хаяши LLL, Игучи Й. Hydrogen reduction of liquid iron oxide fmes in gas-conveyed systems // Тэцу то хаганэ. -1991. -т. 77. -№ 5. -С. 32 47.

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

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

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

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

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

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

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

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

109. Reduction of iron oxide in sulfur bearing slag by graphite / Hong L., Hirasawa M., Yamada S. et al. // ISIJ International. -1996. -№10. -P. 1237 1244.

110. Ban-ya S., Iguchi Y., Nagasaka T. Rate of reduction of wustite with hydrogen // Тэцу то хаганэ. -1984. -т. 70. -№14. -С. 1689 1696.

111. 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.

112. Переворочаев H. M., Ионов А. В. О влиянии состава окислительного шлака на обезуглероживание капель металла // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1991.-№7.-С. 17-20.

113. Min D., Fruehan R. Rate of réduction of FeO in slag by Fe-C drops // Metallurgical and Materials Transactions. B. -1992. -V. 23B. -№2. -P. 29 37.

114. Алеев P. A., Григорян В. A. Влияние изменения межфазного натяжения на кинетику обезуглероживания в системе металл-шлак // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1971. -№1. -С. 64 67.

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

116. Поведение угля и особенности жидкофазного восстановления железа в процессе POMEJIT / Зайцев А. К., Роменец В. А., Вапавин В. С.и др. //Сталь. -1997. -№12. -С.56 -62.

117. Начальные стадии восстановления железа из шлака а процессе POMEJIT / Зайцев А. К., Криволапое Н. В., Валавин В. С. и др. // Сталь. -2000. -№6. -с. 75 81.

118. Морфология, структура и свойства вспененного шлака печи РОМЕЛТ / Зайцев А. К., Криволапое Н. В., Валавин В. С. и др. // Сталь. 2001. №11. -С. 71 - 76.

119. Особенности восстановления железа каменноугольными и углеграфитовыми материалами из маложелезистого шлака / Зайцев А. К., Криволапое Н. В., Валавин В. С. и др. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -2002. -№3. -С. 615.

120. Криволапое Н. В. Исследование физико-химических процессов при жидкофазном восстановлении железа // Автореферат кандидатской диссертации. -М.: МИСиС, 2002. -26 с.

121. Раскисление (FeO) твердым углеродом в жидком шлаке / Одзава М. и др. // Дэнки сэйко. -1985. -т. 56. -№1. -С. 53 62.

122. Нестеренко Л. Л., Бирюков Ю. В., Лебедев В. А. Основы химии и физики горючих ископаемых. -Киев: Вища школа, 1987. -359с.

123. Аронов С. Т., Нестеренко Л. Л. Химия твёрдых горючих ископаемых. -Харьков: Изд-воХГУ, 1960. -371 с.

124. Лейбович Р. Е., Яковлева Е. И., Филатов А. В. Технология коксохимического производства. -М.Металлургия, 1982. -340 с.

125. Noda R., Naruse I., Ohtake К. // Journal of Chemical Engineering of Japan. -1996. -V. 29. №12. -p. 235-241.

126. Tournant R., Boyer A. Revue de Metallurgie. -1962. Juillet-Aout. -P. 583-601.

127. Шпирт M. Я., Клер В. P., Перциков И. 3. Неорганические компоненты твёрдых топлив. -М.: Химия, 1990. -240с.

128. Классен В.И. Флотация углей. М.: ГОНТИ, 1963. -380с.

129. Degre G., Philbrook W. О., Goldman К. M. // Journal of metals, Transactions AIME.-V. 188.-September.-1950. -P. 1111-1119.

130. Куликов И.С. Десульфурация чугуна. -M.: ГНТИ черной и цветной металлургии, 1962. -306с.

131. Healy G. W. //Journal of Iron and Steel Institute. -1970. -№7. -P. 664-668.

132. Верман Е.Ф., Чургель B.O. Теоретические проблемы производства чугуна. -М.: Машиностроение, 2000. -348 с.

133. Юсфин Ю.С., Черноусов П.И., Степин Г.М., О возможности ресурсосбережения в агрегатах жидкофазного восстановления (на примере ПЖВ) // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1996. -№ 9. -С. 8-14.

134. Валавин B.C. К вопросу о методике расчета расхода угля на процесс жидкофазного восстановления Ромелт // Сталь. -№ 12. -С. 62-64.

135. Справочник по типовым программам моделирования. Под ред. А.Г. Ивахненко // Киев.: Техника, 1980. -184 с.

136. Современные численные методы решения обыкновенных дифференциальных уравнений / Батгер Д., Лемберт Д., Протеро А. и др. М.: Мир, 1979. -312 с.

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

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

139. Davidson J., Harrison D. The behaviour of a continuously bubbling fluidised bed // Chemical Engineering Science. -1966. -V. 21. -P. 737.

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

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

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

143. Сурин В. А. Массо- и теплообмен, гидрогазодинамика металлургической ванны. -М.: Металлургия, 1993. -414 с.

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

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

146. Варенцов А. А. Развитие энергетического метода анализа процессов перемешивания и его использование при совершенствовании производства стали -Кандидатская диссертация. -Мариуполь.: ММИ, 1989. 261 с.