автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Развитие методов расчета процесса РОМЕЛТ и его моделирование с целью совершенствования технологии

На правах рукописи

БАБКИН ДМИТРИЙ ГЕННАДЬЕВИЧ

РАЗВИТИЕ МЕТОДОВ РАСЧЕТА ПРОЦЕССА РОМЕЛТ И ЕГО МОДЕЛИРОВАНИЕ С ЦЕЛЬЮ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИИ

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

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2004

Работа выполнена

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

Научный руководитель:

доктор технических наук Усачев А.Б.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Курунов И.Ф. кандидат технических наук Гребенников В.Р.

Ведущая организация:

ОАО «Гипромез», г. Москва

Защита состоится 28 октября 2004 г. в 1000 на заседании диссертационного совета Д.212.132.02 при Московском государственном институте стали и сплавов (технологическом университете) по адресу: 119049, г. Москва, В-49, ГСП-1, Ленинский проспект, д.б, ауд. А-305.

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

Автореферат разослан 27 сентября 2004 г.

Справки по телефонам: (095) 230-44-27,230-45-27,959-98-67 (факс)

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук, профессор

¿О0£Ч г*/с?оз

3

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Московским государственным институтом стали и сплавов с участием ряда организаций отрасли разработан и испытан на опытно-промышленной установке (ОПУ) процесс жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ для производства чугуна из неокускованного железосодержащего сырья с использованием в качестве восстановителя и топлива некоксующихся углей. Интерес к процессу РОМЕЛТ в условиях увеличения стоимости кокса и природного газа, снижения запасов коксующихся углей и богатых железных руд, ужесточения требований к экологической безопасности производства постоянно растет.

Для проектирования и эксплуатации установок РОМЕЛТ необходима методика расчета технологических параметров процесса для различных условий использования, а также как основа автоматизированных систем управления и учебных тренажеров.

Имеющиеся методы расчета основаны на методе А.Н. Рамма и зональном методе, созданном в ходе освоения процесса. Последний является предпочтительным, однако используемые методики имеют ряд недостатков, в частности, отсутствует научно-обоснованный учет поведения влаги и летучих компонентов угля, не учтены результаты последних исследований, программное обеспечение не соответствует современному уровню развития вычислительной техники.

Таким образом, актуальность работы определяется перспективностью внедрения процесса РОМЕЛТ, необходимостью развития его аналитического аппарата и совершенствования технологии.

Целью работы является развитие балансовых методов расчета процесса РОМЕЛТ, создание нового аналитического инструмента и совершенствование технологии процесса.

Для достижения указанной цели автором поставлены задачи: анализа существующих методов расчета процесса РОМЕЛТ и определения направлений их совершенствования; проведения экспериментов для научно-обоснованного выбора настроечных коэффициентов математической модели; усовершенствования методики зонального расчета материального и теплового балансов; разработки математической модели и программного продукта; исследования на модели влияния технологических параметров на показатели процесса.

Объект исследования: процесс РОМЕЛТ, в частности, поведение влаги и летучих, зональная методика расчета материального и теплового балансов, математическая модель и программный продукт.

Предмет исследования: математические зависимости, используемые в методике зонального расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ; зависимости, характеризующие взаимодействие влаги с углеродом и летучих угля с оксидами железа при скоростном нагреве угля; зависимости расходных показателей процесса, определяющих его экономическую эффективность, от технологических параметров и

РОС НАЦИОНАЛЬНАЯ БИБЛИОТЕКА

Автором выносятся на защиту:

- методики и результаты экспериментов по исследованию поведения влаги при скоростном нагреве углеродсодержащих материалов и определению роли летучих компонентов угля;

- методика расчета состава газа, выделяющегося при скоростном пиролизе угля;

- усовершенствованная методика зонального расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ и математическая модель на ее основе;

- результаты моделирования процесса РОМЕЛТ на математической модели и разработанные технологические рекомендации.

Научная новизна работы заключается в следующем:

- определена зависимость доли влаги, взаимодействующей с углеродом частицы при ее скоростном нагреве в шлаковом расплаве, от влажности и свойств углеродсодержащего материала;

- определена роль газообразных восстановителей, образующихся при выходе летучих из угля; получена зависимость доли пиролитического углерода, образующегося при термическом разложении углеводородных соединений летучих угля, участвующей в окислительно-восстановительных процессах в шлаковой ванне, от содержания закиси железа в шлаке и температуры;

- разработана методика расчета состава газа, выделяющегося при скоростном пиролизе угля в шлаковом расплаве;

- предложена усовершенствованная методика зонального расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ с учетом поведения влаги и летучих угля в процессе восстановления, на основе которой создана новая многофункциональная математическая модель процесса РОМЕЛТ.

Практическая значимость. Создан новый программный продукт (свидетельство ФИПС №2004611505 от 18.07.2004 г.), который применяется для расчетов различных технологических режимов процесса РОМЕЛТ при проектировании печей, обучении персонала, а также управлении процессом в составе АСУ ТИ Результаты работы и разработанные рекомендации по совершенствованию технологии могут использоваться при разработке технологической документации для промышленных агрегатов РОМЕЛТ.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены и обсуждены на 13-й и 14-й Международных конференциях «Экологические проблемы промышленных регионов» (г. Екатеринбург, 2003, 2004 гг.), на научном семинаре лаборатории «Плавки железорудного сырья» (ПЖС) и кафедры «Экономики и менеджмента» (МИСиС, 2003 г.), на Международной конференции «Environmental Protection-2003» в Georgia State University (г. Атланта, Джорджия, США, 2003 г.).

Публикации. Результаты диссертации опубликованы в 4-х статьях и тезисах 5-ти докладов.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, списка литературы (110 наименований), приложения и изложена на 120 страницах машинописного текста, содержит 59 рисунков и 42 таблицы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во Введении показаны перспективы внедрения процесса РОМЕЛТ, сформулирована актуальность, предпосылки и задачи работы.

В первой главе «Анализ методов расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ и определение путей их совершенствования»

проведен сравнительный анализ опубликованных методов расчета процесса РОМЕЛТ по 43-м характеристикам. Некоторые из них приведены в табл.1.

Из анализируемых методов два - I и II - основаны на модифицированном с учетом особенностей процесса РОМЕЛТ методе А.Н. Рамма, разработанном для доменной плавки. Более чем оптимистичные расчетные показатели процесса РОМЕЛТ, полученные при использовании методики I, объясняются отсутствием в ней учета ряда расходных статей фиксированного углерода и переоценкой роли летучих угля. Методика II предложена для расчета теоретического расхода угля. Ряд неточностей (завышение теплопотерь через кессоны и энтальпии отходящих газов, занижение теплового эффекта горения углерода и др.) в составлении уравнения теплового баланса, связанных с отсутствием у авторов достаточной информации о работе ОПУ РОМЕЛТ, привел к значительному завышению расчетного расхода угля. Методику II (с поправками) можно применять для оценочных расчетов расхода угля на процесс, хотя ее использование ограничено из-за невозможности расчета других технологических показателей: производительности, расхода кислорода и т.д.

Более предпочтительными являются методики III и IV, которые совершенствовались и адаптировались в ходе проведения промышленных плавок на ОПУ. Они основаны на зональном расчете балансов процесса: отдельно для зоны дожигания и шлаковой ванны. Целесообразность раздельного расчета связана с наличием двух зон тепловыделения от окисления углерода последовательно сначала в ванне и окончательно над ванной и наличием тепломассообмена между этими зонами. Раздельный счет ванны и зоны дожигания позволяет учитывать влияние различных факторов, определяющих тепловое состояние процесса. В зональных методиках расчета учитываются такие побочные процессы, как окисление углерода до СО2 в ванне, взаимодействие углерода с кислородом в зоне дожигания, капельный унос шлака (III), подсос воздуха в печь (IV) взаимодействие углерода с Н2О и СО2 в ванне, пылевынос материалов (III и IV), которые существенно влияют на показатели плавки. Преимуществами зональных методик являются также возможность расчета температуры отходящих газов (III), учет реальной температуры реакций (IV), приведение состава газа после дожигания к равновесию, учет подогрева шихты, расчет степени дожигания (III и IV), расширяющие и уточняющие получаемую информацию о процессе.

Вследствие различия дополнений и преимуществ методик III и IV целесообразно их синтезировать. Однако это не решает задачи создания более совершенного метода расчета, так как в обеих методиках отсутствует научно-обоснованный выбор значений ряда технологических параметров процесса, в частности, доли влаги, взаимодействующей с углеродом; доли пиролитичес-

Таблица 1 - Сравнительная характеристика опубликованных методов расчета

материального и теплового ба ансов проце сса РОМЕЛТ

Метод расчета I П III IV

Год публикации и источник 1992 [30] 1995 [341 1989 [41] 1996 [39]

Алгоритм расчета в целом по печи по зонам печи

Основа метода три УМиТБ одно УТБ четыре УМБ три УМБ

Учет окисления углерода до С02 в ванне нет нет да нет

Учет взаимодействия углерода с СОг летучих (карбонатов) в ванне нет (нет) нет (нет) нет (да) да (да)

Учет взаимодействия углерода с Н20 в ванне нет нет да да

Учет взаимодействия углерода с кислородом в зоне дожигания нет нет да нет

Учет пылевьшоса шихты нет нет да да

Учет капельного уноса шлака нет нет да нет

Содержание БеО в шлаке Р НИ 3 3

Учет расхода О2 на окисление серы да нет нет нет

Производительность печи НР НР Р 3

Расход угля (руды) Р(Р) Р(НР) Р(3) Р(Р)

Расход дутья на нижние (верхние) фурмы Р(Р) 3(НИ) 3(Р) 3(Р)

Температура шлаковой ванны НИ НИ 3 3

Температура отходящих газов 3 3 Р 3

Учет влаги в дутье нижних (верхних) фурм да (нет) нет (нет) нет (нет) нет (нет)

Учет нагрева дутья нижних (верхних) фурм да (нет) да (нет) нет (нет) да (да)

Приведение состава газа после дожигания к равновесию нет нет да да

Учет подсосов воздуха в печь нет нет нет да

Степень дожигания 3 3 Р Р

Расчет химсостава соединений в летучих угля по их элементному составу нет нет нет да

Учет подачи в ванну природного газа нет нет нет нет

Учет реакций с участием пироли-тического углерода нет нет нет Да

Учет реальной температуры реакций нет нет нет да

Внешние потери теплоты 3 3 Р 3

Учет окисления возгоняющихся элементов нет нет нет да

Учет подогрева шихты нет нет да да

Расчет дожигания газа в котле нет нет нет нет

Учет геометрии печи нет нет нет нет

Программный продукт нет нет МБ БОБ МвООБ

3 - задается, Р - рассчитывается; HP - не рассчитывается; НИ - не используется; УТБ - уравнение теплового баланса; УМБ -уравнение материального баланса; УМиТБ -уравнение материального и теплового балансов.

кого углерода летучих угля, принимающей участие в химических процессах в шлаковом расплаве. Имеющиеся в литературе данные по двум последним вопросам недостаточны и они требуют экспериментального исследования.

В методику также необходимо внести дополнения, которые позволят при расчете балансов процесса учитывать геометрические размеры печи, рассчитывать дожигание выходящих из печи газов и утилизацию их тепла, учитывать подачу в ванну природного газа и т.д. Обработка большого массива эмпирических данных, полученных на ОПУ РОМЕЛТ, позволяет уточнить уже имеющиеся в методиках III и IV зависимости распределения элементов между металлом и шлаком от температуры и содержания FeO в шлаке, теплопотерь через нижние кессоны от температуры шлаковой ванны и др. Усовершенствование методики требует создания новой математической модели и программного продукта, который, в отличие от предыдущих, будет реализован не в среде MS DOS, а в среде Windows на более современном уровне. Наличие нового более совершенного аналитического инструмента позволит уточнить технологические рекомендации и определить направления развития процесса.

Во второй главе «Поведение влаги в процессе РОМЕЛТ и ее влияние на показатели процесса» описаны результаты лабораторных исследований взаимодействия влаги с углеродом при нагреве углеродсодержащего материала (УМ) и проведена теоретическая оценка газификации ококсованного угля Н2О в газовых пузырях, барботирующих расплав.

Были проведены эксперименты с угольными частицами, отобранными с различных горизонтов шлаковой ванны на ОПУ (кампания №21). Опыты показали, что содержание летучих в образцах, извлеченных с уровня продувочных фурм, существенно меньше (0,6-0,7% масс), чем в образцах из поверхностного слоя шлакового расплава (8-11% масс). Содержание летучих в исходном угле составляло 14%. Это позволило предполагать, что летучие компоненты выделяются преимущественно в верхней части шлаковой ванны и попадают в более глубокие слои только после завершения газовыделения. Температура начала выделения летучих компонентов (~300°С) существенно превышает температуру испарения влаги. Это позволяет сделать вывод, что влага выделяется из угля в верхней зоне шлакового расплава.

Взаимодействие Н2О и углерода внутри угольной частицы при ее нагреве может протекать в слое угля, температура которого превышает температуру начала реакции (Го), а время взаимодействия ограничено временем достижения центром частицы температуры окончания испарения влаги. Степень развития этого взаимодействия зависит от движения температурных фронтов внутри частицы. При высокой теплопроводности угля и небольшом градиенте температур взаимодействие может быть незначительным. Наименьшее взаимодействие Н2О с углеродом внутри угольных частиц будет у антрацита, так как он имеет наибольший коэффициент теплопроводности. В процессе РОМЕЛТ предпочтительнее использовать уголь мелких фракций, так как в частице большего диаметра влага будет дольше находиться при температурах превышаю-щихТо.

Для исследования взаимодействия влаги частицы с углеродом внутри УМ были проведены эксперименты с УМ с различной реакционной способностью: высокой - активированный уголь (АУ), средней - древесный уголь (ДУ), низкой - кокс. Предварительно частицы УМ высушивались и взвешивались. Три частицы увлажнялись путем их обработки паром или горячей (~95°С) водой. Четвертая частица оставалась сухой и по изменению ее массы при скоростном нагреве определяли количество летучих компонентов УМ (без влаги). Скорости нагрева частиц УМ в газовой среде и шлаке одинаковы (по данным Р. Фруехана и др.), поэтому для контроля массы частиц опыты проводили в атмосфере аргона в печи Таммана. В разогретое до 1400°С пространство печи одновременно помещали и выдерживали в течение 5 мин четыре тигля, в каждом из которых содержалось по частице УМ размером около 15 мм. Затем образцы охлаждали вместе с печью. Взвешивая частицы после скоростного нагрева и сравнивая изменение их массы с изменением массы сухой частицы,

¿¿г0)%

49 Г,%

Рис.1.Зависимость доли влаги УМ, прореагировавшей с углеродом от влажности ((V) и типа УМ

определяли количество влаги, которое провзаимодействовало с углеродом. Результаты экспериментов представлены на рис.1. Зависимости описываются экспоненциальными уравнениями, достоверность аппроксимации 0,79-0,97. Из полученных данных видно, что при увеличении реакционной способности УМ увеличивается количество влаги, взаимодействующее с углеродом. При увеличении влажности частиц УМ доля влаги, взаимодействующая с углеродом, уменьшается. Используемые в процессе РОМЕЛТ угли по реакционной способности находятся между ДУ и коксом (заштрихованная область). Как правило, естественная влажность углей, которые используются в процессе РОМЕЛТ, составляет 6-8 %, из которых 0,35-0,96% (абс.) может взаимодействовать с углеродом угля при его нагреве в шлаке.

Для заштрихованной на рис.1 области получено усредненное уравнение зависимости величины от влажности угля:

= 8 3209-(Г0-0381 г

к1 ■

(1)

Уравнение (1) используется при расчете материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ.

Для каждого образца УМ определили долю твердого углерода (Сфикс), прореагировавшую с влагой (рис.2). Зависимости описываются показательными функциями, достоверность аппроксимации 0,779-0,974. Чем выше влажность УМ и его реакционная способность, тем больше доля углерода, прореагировавшая с Н2О. Для углей процесса РОМЕЛТ около 0,3-0,5% (масс.) фиксированного углерода взаимодействует с собственной влагой.

Испаряющаяся из угля, флюса и железорудного материала влага попадает в газовый пузырь барботаж-ного газа. Проведенная теоретическая оценка степени взаимодействия влаги с углеродом угольной частицы в газовом пузыре в объеме шлакового расплава показала, что эта величина пренебрежительно мала и при обычном режиме работы агрегата составляет <0,05% (масс).

В третьей главе «Определение роли летучих компонентов угля в окислительно-восстановительных процессах в шлаковой ванне при жид-кофазном восстановлении железа» предложен метод расчета состава летучих угля и экспериментально определена роль выделяющихся из угля при пиролизе соединений в восстановлении железа из шлакового расплава.

Для расчета процесса РОМЕЛТ необходимо знать состав газов, выделяющихся при нагреве угля. Стандартные данные содержат лишь элементный состав горючей массы угля. В настоящей работе разработана методика расчета состава газов, образующихся при скоростном пиролизе. Принято, что азот летучих выделяется в виде молекулярного азота - а сера - в виде элементарной серы. Тогда расчет химсостава летучих сводится к определению соединений трех элементов: С, О и Н. Схема выделения летучих при высоком содержании углерода представлена на рис.3 (а), кислорода - на рис.3 (б).

Рис.3. Схемы выделения летучих компонентов из угля: а - при высоком содержании углерода; б - при высоком содержании кислорода

В табл.2 приведены результаты расчета химического состава газов, выде ляющихся из углей разных марок.

Таблица 2 - Результаты расчета состава л етучих д я углей различны х марок

Бассейн Кузне ц - кий Челяби некий Кузне цкий Печор- СКИИ Кузне цкий Кан-ско-Ачинский Южно-Уральский

Марка угля А ПА СС Ж Г Б Б

Исходные данные

Технический анализ, % V 7,0 9,0 14,50 35,2 41,0 48,0 65,0

Ас 13,0 15,50 15,00 36,2 27,0 11,5 15,0

С« •-"общ 0,4 0,8 0,6 2,0 0,6 0,7 1,7

10,0 8,0 6,0 6,5 12,0 40,5 56,0

Горючая масса угля, % СГ 0,2 0,6 0,3 2,0 0,4 0,6 1,0

°орт 0,2 0,4 0,4 0,9 0,4 0,2 1,0

с 93,0 91,2 90,8 79,7 80,0 69,5 69,5

нг 2,0 3,8 4,3 5,3 5,9 4,9 6,3

№ 1,3 1.0 2,1 2,8 2,9 0,7 0,7

ог 3,3 3,0 2,1 9,3 10,4 24,1 21,5

Результаты расчета

Содержание в сухой массе угля, % с ^фикс 80,74 76,39 72,42 40,07 42,78 45,49 28,90

сс лет 0,17 0,68 4,76 10,78 15,62 16,02 30,18

1,74 3,21 3,66 3,38 4,31 4,34 5,36

0е ^ лет 2,87 2,54 1,79 5,93 7,59 21,33 18,28

1,13 0,85 1,79 1,79 2,12 0,62 0,60

3гагг 0,17 0,34 0,34 0,57 0,29 0,18 0,85

Ас 13,00 15,50 15,00 36,20 27,0 11,50 15,00

5е колч 0,17 0,51 0,26 1,28 0,29 0,53 0,85

Сс /Ос ^пвт нет 0,06 0,27 2,66 1,82 2,06 0,75 1,65

Состав летучих, % сос 0,31 1,20 1,91 6,35 8,12 22,81 31,98

со' 0,15 0,60 0,95 3,17 4,06 11,41 0,00

сн; 0,00 0,00 4,91 9,60 14,71 4,18 21,41

н; 1,42 3,03 2,43 0,98 0,63 3,29 0,00

сс 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,40

о; 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

Н2о< 2,91 1,59 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00

N2 1,13 0,85 1,79 1,79 2,12 0,62 0,60

Степень восстановления железа соединениями, образующимися при выделении летучих веществ, не определена. Поэтому необходимо оценить вклад каждого из возможных газообразных восстановителей в процесс восстановления железа.

Для решения этой задачи были проведены лабораторные эксперименты на печи Таммана. В печь помещали тигли с порошкообразными оксидными смесями (масса 100 г) следующих составов (%, масс): I - FeO - 10, SiCb - 36, А12Оз - 10, СаО - 36, MgO - 8; II - FeO - 5, SiO2 - 38, А12О3 - 10,55, CaO - 38, MgO - 8,45 и нагревали до температуры 1400-1450 °С. Затем через погружав-

мую трубку продували расплав газовой смесью с расходом 6,2 л/(минкг). Провели три серии опытов, в которых расплав продувался одной из следующих газовых смесей: 100% СО, 25% СЩ - 75% Аг и 40% Н2 - 60% Аг.

В опытах по продувке расплавов окисью углерода не выявили восстановления железа.

В процессе РОМЕЛТ метан при попадании в расплав с температурой 1400-15 50°С термически разлагается (степень разложения метана - к^ - зависит от температуры) на пиролитический углерод и водород по реакции: СН4(Г) = С „у + 2Н2(г)- Образующиеся восстановители взаимодействуют с оксидом железа. Принимая, что доли пиролитического углерода и водорода, соответственно, прореагировавшие с оксидом железа, получим следующие уравнения:

+С„ир(1) = *-Те(1) + *ГС0(г) +(1-*Г)Спир(т), (2)

*£РеО(ж) + Н2(г) = *£Ре(т) +к^Н20(г) + (1 - ^ )НВД. (3)

Для определения вклада в процесс восстановления пиролитического углерода и водорода необходимо знать величину кщ . Она была определена при продувке шлакового расплава газовой смесью 40% Нг - 60% Аг (процентное соотношение компонентов в данной газовой смеси рассчитано при условии 100%-го разложения метана во время продувки и равенства количества вдуваемого в расплав водорода в обеих сериях опытов за аналогичное время) и во всех опытах (в связи с отсутствием восстановления) равнялась нулю. Следовательно, при расчетах материального и теплового балансов процесса можно принять, что весь водород летучих угля, находящийся в виде Н^ и СЩ, не участвует в восстановлении оксида железа из шлака и удаляется из шлакового расплава в зону дожигания. Так как величина кщ равна нулю, то в экспериментах по продувке шлакового расплава газовой смесью, содержащей метан, в восстановлении железа участвует только пиролитический углерод.

Результаты опытов по продувке шлаков газовой смесью 25% СН4~75% Аг представлены в табл.3.

Таблица 3 — Результаты опытов по продувке газовой смесью

Параметр 10% РеО :СН4-АГ

№ плавки 1 2 3 4 5 6

Средняя температура расплава, К 1753 1707 1712 1711 1733 1727

Время продувки, мин 14 22 50 21 24 50

Масса восстановленного железа, г 1,795 1,131 2,738 0,613 1,137 1,840

Скорость восстановления, г РеО/с 2,75-10^ 1,10-10* 1,17-Ю3 0,63-10"3 1,02-Ю"" 0,79-103

Степень восстановления Ре, % (масс.) 26,32 18,34 41,56 18,39 34,24 56,20

Масса Сию, г 1,056 1,635 3,723 1,563 1,800 3,743

Масса Спгр, пошедшая на восстановление железа, г 0,385 0,242 0,587 0,131 0,243 0,394

Доля Стр. участвующая в восстановлении, % (масс.) 36,46 14,80 15,77 8,38 13,50 10,53

Доля участвующего в восстановлении пиролитического углерода увеличивается с повышением температуры и содержания монооксида железа в шла-

ке. В общем виде такая зависимость в интервале температур Г=170(Н1800К и содержании закиси в шлаке (Ре0)=2+10% описывается уравнением:

При температуре расплава 1700К и содержании БеО в шлаке 2,5% значение к^составит 3,6%, а при 1800К и (Ре0)=4,0% - 44,2%.

Учет величины в методике расчета обеспечивает более точный расчет показателей процесса РОМЕЛТ, главным образом расхода угля.

Была разработана методика обработки результатов химического анализа проб железистого шлака, которая позволила рассчитывать массу восстановленного железа из шлакового расплава за время его продувки с учетом растворения материалов тигля и трубки (~96% А^Оз+БЮг) и изменения массы шлака в связи с отбором проб.

В четвертой главе «Методика расчета материального и теплового балансов и построение математической модели процесса РОМЕЛТ» изложен усовершенствованный метод расчета теплового и материального балансов и описана новая построенная на его основе математическая модель. Метод базируется на зональном расчете и учитывает имеющиеся в настоящее время данные по процессу РОМЕЛТ, а также результаты проведенных экспериментов.

Блок-схема расчета материального и теплового балансов процесса представлена на рис.4. На основании исходных данных (рис.5) и предварительных расчетов составлена система балансовых уравнений, решение которой позволяет определить показатели материального баланса шлаковой ванны. Значения настроечных параметров математической модели определены путем анализа экспериментальных данных опытных кампаний на ОПУ, проведения лабораторных экспериментов и теоретических оценок.

После расчета материального баланса шлаковой ванны рассчитываются тепловые балансы ванны и зоны дожигания. Расчет теплового баланса шлаковой ванны и зоны дожигания на первом шаге счета производится при некотором заданном значении расхода кислорода на дожигание. По результатам первого расчета определяется недостаток (избыток) тепла в шлаковой ванне. На следующих шагах расчета итерациями добиваются, чтобы приход тепла в ванну был равен расходу.

Методика расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ основана на системе из четырех балансовых уравнений:

1) уравнение баланса углерода:

где Ру- расход угольной шихты, кг/ч; Рф- расход флюса, кг/ч; Рр-расход железосодержащей шихты, кг/ч; Qшл - количество образующегося шлака, кг/ч;

(4)

ФГ-<2„„ =\ф1 -Ф£Г-2Хр )Р„ +(ФёФ +Ф^°("ф>)- т„ф

' (5)

Рис.4. Блок-схема расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ

Рис.5. Исходные данные для расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ

бмет - количество образующегося металла, кг/ч; тиф- расход дутья на нижние фурмы, кг/ч; т„ф - расход дутья на верхние фурмы, кг/ч 2) уравнение по основности шлака: Ву -(СаО, -В-5Ю2у-К'^)-Гу +Дф (СаОф • =

, (6)

где В - основность шлака; Ву,В^,Вр - доли сухих материалов, поступающих в шлаковую ванну - для флюса и руды для угля Ву = (1 - ) • (1 - Л,) • А, где Щ - гигроскопическая влага, доли ед., Щ - пылевы-

нос материала, доли ед., А - содержание золы в угле); СаО„ БЮг/ - массовая доля оксидов кальция и кремния, соответственно, в ;'-й шихте; К^, - коэффициенты перехода кальция и кремния в шлак, соответственно, доли ед.;

3) уравнение выхода шлака:

Ру-ТЧ +Рф = -Рр -Еш;; (7)

4) уравнение выхода металла:

Эта уравнения могут быть представлены в ввде системы: ' Ру + ^12 ' Рф + Кь ' 0од + ^шл и ' Омт = ' Рр + кг6 ■ Швф + к17 - /Иц,

^21 ' Ру + ^22 ' Рф + ^23 'Опт +'С24 'Омет =" Р? *М +^33 'Овш +'С34 "биег = 'Рр

/с41 ' Ру + к¿2 • Рф + ^43 • Оци + ^44 ' Он« = —' Рр где ^ - коэффициенты в уравнениях.

Коэффициенты ¿Ц-А45 являются функционалами от ряда параметров процесса. Описание каждого функционала кц приведено в табл.4.

Таблица 4 - Описание функционалов ¿л

коэффициент ¿и определяющие параметры

1 2

ки > приход углерода с углем - Ф£; > вынос углерода угля с пылью - ; >• расход углерода угля на: • восстановление элементов золы угля из их соединений - ^Ф'с-у (здесь и далее с учетом коэффициентов распределения элементов между фазами); • восстановление гидроскопической, гигроскопической влаги угля и Н2О, содержащейся в летучих угля - ; • реакцию с диоксидом карбонатов угля и СО2, содержащимся в летучих компонентах угля - Ф£°2.

кц > приход углерода с флюсом - Ф|; > вынос углерода флюса с пылью - Ф™^; > расход углерода на: • восстановление элементов флюса из их соединений - ^ Ф^ф ; • восстановление гидроскопической, гигроскопической влаги флюса - ; • реакцию с диоксидом карбонатов флюса - Ф^ ■

А» > уменьшение расхода углерода на восстановление оксидов железа, за счет потерь части железа в виде БеО со шлаком -ф£"0).

ки > расход углерода на науглероживание металла - (- Ф£" ).

_Продолжение табл 4

1 *и 2

> приход углерода с рудой - Ф£; > вынос углерода руды с пылью - ; > расход углерода на: • восстановление элементов руды из их соединений - ^ Фс-Р ; • восстановление гидроскопической и гигроскопической влаги руды - ; • реакцию с диоксидом карбонатов руды - ф£°р!;

ки > расход углерода на: • взаимодействие с кислородом дутья нижних фурм - ; • восстановление влаги дутья нижних фурм - ;

кч > расход углерода на взаимодействие с кислородом дутья верхних фурм - .

ки > содержание «свободных оснований» в угле - Бу ■ (СаОу -КЦ^-В- 8Ю2у -К'^).

кп > содержание «свободных оснований» во флюсе - 2?ф ■ (СаОф • К^ 8Ю-ф • Л^,).

ка > содержание «свободных оснований» в руде-Яр-(СаОр-В-5Ю2р-А'^).

км > вклад соединений золы угля (кроме Бе) в формирование шлака - .

кп > вклад соединений флюса (кроме Бе) в формирование шлака - ^ Шф .

к,з > наличие в шлаке оксидов железа - (-{1 -(ГеО)^)).

¿35 > вклад соединений руды (кроме Бе) в формирование шлака - ^ .

к41 > вклад восстановленных элементов угля в формирование металла - .

к41 > вклад восстановленных элементов флюса в формирование металла - .

кп > потери железа, перешедшего в шлак в виде ИеО (в коэффициентах &41, кп, Ъа принимается, что все железо, кроме железа, покинувшего печь с пылью, переходит в металл) (РеО)™ } •

км > увеличение массы металла за счет растворенного углерода - (-(1 - С„„)).

¿45 > вклад восстановленных элементов руды в формирование металла - ^ГМ^

Коэффициенты к2ъ, ¿24, £34 равны нулю.

Неизвестными величинами при заданном расходе руды в системе являются Ру, Рф, Опт, бмет-

Вынос пыли при заданных параметрах пылевыноса определяется расходом шихтовых материалов, поэтому после решения системы уравнений (9) можно рассчитать количество пыли:

= ■ о-иг, -в,у■ и +2Х -ХР.-вг ск,о,х, (10)

) I к 1 ^ '

где) - химическое соединение, попадающее в пыль в результате механического уноса, кг/ч; / - руда, флюс или уголь; к - элемент, попадающий в пыль из газовой фазы в результате окисления его паров над ванной кислородом; К^ -коэффициент перехода элемента к в газ, доли ед.; к„Оу - содержание оксида элемента к в г'-м материале, доли ед.

По результатам решения системы уравнений (9) также определяется количество (кг/ч и м3/ч) и состав газов (%) на выходе из шлаковой ванны.

После расчета материального баланса процесса рассчитывается тепловой баланс, который состоит из двух частей:

> теплового баланса шлаковой ванны;

> теплового баланса зоны дожигания.

I. Тепловой баланс шлаковой ванны

Уравнение теплового баланса шлаковой ванны в общем виде: п + о,ф + оаф + о +О =опт +0™™ +о™"™ +о™ +

Мшиста & гор х£эк» «.дож-мант х>«ет ¡¿ш х£каеога »¿ванн» (И)

2,°™ + + бхирбонп + вся, + + СС + 2с*П,0 + бс*с0, +

где - приход тепла: О,,™™- с шихтовыми материалами; с дутьем на нижние фурмы; (2^ - от горения углерода на нижних фурмах; (2эа0- от экзотермических реакций; (2даж^„„„ - в шлаковую ванну из зоны дожигания; расход тепла: 0"™- теплосодержание образующегося металла; теплосодержа-

ние образующегося шлака; О™» - тепловые потери через охлаждаемые элементы шлаковой ванны; <2™„,- теплосодержание газов, выделяющихся из ванны; й,™, - на восстановление элементов из их оксидов и сульфатов, соот-

ветственно; (Змрвомт"на разложение карбонатов; <2СН< - на разложение СН4, образующегося при выделении летучих угля, на пиролитический углерод и водород;

» - на испарение гигроскопической и гидроскопической влаги, соответственно; (Зс+н2о ~ на восстановление влаги; (3С+С02" на реакцию С+С02=2С0; ОкГ -на испарение восстановленных элементов.

II. Тепловой баланс зоны дожигания

Уравнение теплового баланса зоны дожигания в общем виде:

О^+О +0+0

гС ' &дох-»ваава К-дож -иессов Х'Дож-м®

где - приход тепла: - теплосодержание выделяющихся из ванны

газов; (2"ф - с дутьем на верхние фурмы; - от окисления части углерода кислородом дутья верхних фурм; СЙ( - от окисления части СЩ летучих угля кислородом дутья верхних фурм; С>^со', (ЙТ11*0 - от дожигания СО и Н2 над шлаковой ванной, соответственно; от окисления возгонов металлов и

примесей; расход тепла: <3°Ы1Ь- с пылевыносом; <2даж ,„„„., - количест-

во тета, переданного шлаковой ванне и верхним кессонам из зоны дожигания, соответственно; - с дымовыми газами.

После расчета всех статей прихода и расхода в тепловом балансе шлаковой ванны определяется избыток или недостаток тепла в ванне. Дисбаланс устраняется изменением прихода тепла из зоны дожигания за счет увеличения (или уменьшения) расхода кислорода на верхние фурмы и степени дожигания газов.

Далее рассчитывается состав и температура дымовых газов по схеме, приведенной на рис.6. При этом считается, что дожигание ведется в условиях

Рис.6. Схема расчета температуры выходящих из агрегата РОМЕЛТ газов

недостатка кислорода. После завершения процессов дожигания в газовой смеси устанавливается химическое равновесие, описываемое реакцией водяного газа Н2О+СО=Н2+СО2.

В связи с тем, что агрегат РОМЕЛТ является энергометаллургической установкой, методика дополнена расчетом дожигания газов в котле-утилизаторе. Химическое тепло от полного дожигания газов воздухом и физическое тепло газов используется для производства пара (рис.7), направляемого на выработку электроэнергии, которая удовлетворяет собственные потребности процесса РОМЕЛТ и потребности сталеплавильного производства.

Ввод: Г-гр - температура газа на выходе из котла-утилизатора; г - коэффициент избытка воздуха

I -

Расчет необходимого количества воздуха для полного дожигания СО и Нз в котле при заданном коэффициенте избытка воздуха (г)

Расчет остаточного количества Ог в газе после дожигания при />1,0. Расчет состава газа после дожигания: СО2, ЩО, N2, вОг, Ог

I

Определение теплосодержания каждой газовой составляющей и суммарного теплосодержания газовой смеси при температуре 7^:

СсЮа'Он^О'Окг'СЗЗ^'Оо^ > Отр = 0со2 +(2 +(3?2

Определение количества тепла, выделяющегося при дожигании выходящих из печи газов: (Зк(т11

I

Определение количества тепла, которое передается в котле-утилизаторе _от газа пару: 0^дар = + Й!"1" - (2^_

Вывод:

Рис.7. Схема расчета дожигания в котле-утилизаторе

В пятой главе «Математическое моделирование процесса РОМЕЛТ и совершенствование технологии»приведены результаты исследований на математической модели влияния технологических параметров и свойств шихтовых материалов на показатели процесса, сформулированы рекомендации по совершенствованию технологии процесса РОМЕЛТ.

Адекватность модели проверена для различных режимов ведения процесса: восстановительной плавки (кампания № 21), режима газогенератора (кампания № 26). При сравнении технологических показателей, полученных на ОПУ и рассчитанных на модели, средняя относительная погрешность по расходу угля составила 2,1%, по составу газов - 6,7%, по расходу кислорода на верхние фурмы - 5,6%, по тепловым потерям - 1,9%. Полученная точность расчетов свидетельствует об адекватности модели реальному процессу. Это позволяет использовать модель для определения влияния различных параметров на технологические показатели процесса.

В качестве базового варианта принята плавка в печи среднего размера (20 м2) при степени дожигания газов 75%, доле тепла от дожигания, переданного шлаковой ванне 67%. При использовании в качестве шихтовых материалов Михайловской аглоруды (57% Бе), Кузнецкого угля марки ОС (72,4% С^,) и извести в качестве флюса удельные расходы на 1 тонну чугуна составили: уголь - 946 кг, кислород - 955 нм3/т. Производительность печи - 36 т/ч.

Тепловые балансы приведены в табл.5 и 6. Из теплового баланса шлаковой ванны (табл 5) видно, что основная часть тепла - 77,9% - поступает из зоны дожигания. На другой основной источник тепла - горение углерода на нижних фурмах - приходится 21,3%. Поступающее в шлаковый расплав тепло затрачивается главным образом на эндотермические реакции (41,7%) и на нагрев газа, выходящего из ванны (35,5%) Основной статьей прихода тепла в зоне дожигания (табл.6) является дожигание окиси углерода и водорода (73,5%) кислородом верхних фурм, в расходе - теплопередача в ванну (51,1%). С отходящими газами в котел уносится 37,7% тепла зоны дожигания.

_Таблица 5 - Тепловой баланс шлаковой ванны _

Статьи прихода Числ значения Статьи расхода Числ Значения

МДж/ч % МДж/ч %

Теплосодержание шихты 0 0,0 Эндотермические реакции 174539 41,7

Теплосодержание дутья на нижние фурмы 0 0,0 Теплосъем с кессонов 8701 2,1

Тепло от горения углерода до СО 89318 21,3 Теплосодержание металла 51329 12,2

Тепло от горения углерода до СО2 0 0,0 Теплосодержание шлака 35728 8,5

Тепло от экзотермических реакций 3225 0,8 Теплосодержание газа 148692 35,5

Приход тепла из зоны дожигания 326496 77,9

Всего 419039 100,0 Всего 419043 100,0

Таблица 6 - Тепловой баланс зоны дожигания

Статьи прихода Числ значения Статьи расхода Числ значения

МДж/ч % МДж/ч %

Физическое тепло газов из ванны 148692 23,3 Физическое тепло газов 241031 37,7

Теплосодержание дутья на верхние фурмы 0 0,0 Теплосодержание пыли 3104 0,5

Тепло от горения углерода лету- Теплосъем с кессонов 68473 10,7

чих и угля до СО в зоне дожигания 20345 3,2

Тепло от дожигания СО 342566 53,6 Тепло, передаваемое ванне 326496 51,1

Тепло от дожигания И, 126990 19,9

Тепло от экзотермических реакций 511 0,1

Всего 639104 100,0 Всего 639104 100,0

Некоторые результаты расчетов на математической модели приведены на рисунках 8-11. Исследования проводили при варьировании рассматриваемого параметра при прочих равных условиях, отвечающих базовому варианту.

Рве 8. Зависимость технологических показателей процесса от доли пиролитического углерода, участвующей в окислительно-восстановительных процессах в шлаковой ванне, при использовании углей с различным содержанием летучих компонентов (цифрыу кривых)

температур« руцы, С

рис. 9 Зависимость технологических показателей процесса от температуры руды при различной степени дожигания (цифрыу кривых)

I

700

л-и

'------ //

в-ад-"1

3500

£ 3000 я

| 2500 а

| 2000 о

1300

I 5

1.15 |а 2

II

1 1 I V

В-0,8^

__

содержание железав рупр, %

рис.10 Зависимость технологических показателей процесса от содержания железа I руде при различной основности шлака (цифры у кривых, СаСУБЮ,): ..... - язве стняк;--—--- известь

Рис-11. Зависимость технологических показателей процесса от степени передачи тепла шлаковой ванне при использовании углей с различным содержанием золы:

- - Уголь Б;------ Угол. I

Л°=15% <4е=27%

Иа рис.8, показано влияние технологических показателей процесса от доли пиролитического углерода, участвующей в окислительно-восстановительных процессах в ванне, при использовании углей с различным содержанием летучих. Меньшее содержание летучих компонентов в углях, используемых в процессе РОМЕЛТ, обеспечивает более высокие технологические показатели. Анализ проведен для углей с одинаковым содержанием золы (Лс= 15%) и влаги (6%), но с различным содержанием летучих компонентов - 12,3; 25; 35% на сухую массу, соответственно. Более крутой наклон кривых для угля с содержанием летучих 35% объясняется большей степенью зависимости технологических показателей от содержания углерода в летучих. Соответственно при использовании в процессе РОМЕЛТ углей с высоким содержанием летучих, важно обеспечить условия, при которых большая часть пиролитического углерода участвует в окислительно-восстановительных процессах в шлаковой ванне. При использовании в процессе РОМЕЛТ углей с низким содержанием летучих по-, вышение к^ практически не влияет на технологические показатели (рис.8).

Предварительный нагрев руды свыше 100°С (расход Михайловской руды 66,0 т/ч, содержание кислорода в дутье 75%) приводит к значительному снижению расхода энергоносителей (рис.9). Дальнейший нагрев приводит к менее резкому снижению удельного расхода энергоносителей и объема газов. За счет предварительного нагрева руды можно достичь достаточно низких расходов угля (~800 кг/т) и кислорода (-750 кг/т).

Влияние содержания железа в руде в широком интервале от 50 до 70% (по массе) на основные показатели процесса РОМЕЛТ при степени дожигания 75% и расходе дутья на нижние фурмы 12000 м3/ч (75 % 62) показано на рис.10. При использовании в качестве флюса известняка увеличение содержания железа в шихте с 50 до 70% при основности (В) 1,2 приводит к снижению удельного расхода угля на 530 кг/т (с 1410 до 880), а при 5=0,8 - на 390 кг/т (с 1240 до 850). Влияние основности шлака на показатели процесса тем меньше, чем выше содержание железа в перерабатываемой руде.

Иа рис. 11 показано влияние степени передачи тепла от дожигания шлаковой ванне на показатели процесса. В базовом варианте увеличение параметра к^" с 60 до 70% позволяет снизить расход угля на 120 кг/т (с 1030 до 910), кислорода на 179 м3/т (с 1091 до 912) и ВЭР на 3,2 ГДж/т (с 16,7 до 13,5) и повысить удельную производительность печи на 0,53 т/(ч-м2) (с 1,45 до 1,98). Повышение зольности угля с 15 до 27% приводит к ухудшению технологических показателей процесса. Так, например, при равном 67% и степени дожигания 75% такая замена угля приводит к повышению удельного расхода угля на 380 кг/т (с 950 до 1330), удельного расхода кислорода на 120 м3/т (с 963 до 1083), снижению удельной производительности печи на 0,3 т/(ч-м2) (с 1,8 до 1,5).

Проведенные исследования позволили сформулировать рекомендации по совершенствованию технологии и развитию процесса РОМЕЛТ, основные из которых приведены ниже.

В процессе РОМЕЛТ целесообразно использовать уголь мелких фракций, что позволит минимизировать взаимодействие влаги с углеродом и обеспечит погружение угля в шлак в процессе выхода летучих.

Увеличение степени участия пиролитического углерода в восстановлении - значительный резерв технологии, особенно при использовании углей с высоким содержанием летучих. Развитию этого процесса способствует повышение концентрации оксидов железа в шлаке и повышение его температуры.

Меньшее содержание летучих в углях, используемых в процессе РОМЕЛТ, обеспечивает более высокие технологические показатели

Предварительная сушка угля нецелесообразна, так как степень реагирования углерода угля с влагой невелика.

Предварительный подогрев железосодержащего сырья свыше 100°С заметно снижает расход энергоносителей на процесс, главным образом за счет удаления влаги.

При плавке руды целесообразно поддерживать основность на минимальном уровне, причем для богатого сырья в качестве флюса можно использовать известняк, при переработке бедного сырья целесообразно использовать известь.

Наиболее сильное влияние на показатели процесса оказывает степень дожигания газов в печи и степень передачи выделяющегося тепла ванне. Интенсификация теплопередачи из зоны дожигания - наиболее эффективное направление совершенствования процесса.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В работе получены следующие основные результаты:

1. Определены направления совершенствования методов расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ.

2. Разработана методика и проведены эксперименты по определению поведения влаги при скоростном нагреве углеродсодержащих частиц. Определена зависимость доли влаги, взаимодействующей с углеродом внутри частицы при ее скоростном нагреве в шлаковом расплаве, от влажности и свойств угле-родсодержащего материала. Полученное уравнение использовано в методике расчета.

3. Определена зависимость доли фиксированного углерода углеродсо-держащего материала, прореагировавшей с влагой, от влажности. Для углей, используемых в процессе РОМЕЛТ, эта доля составляет около 0,3-0,5% (масс).

4. Проведена теоретическая оценка взаимодействия влаги с углеродом в объеме шлакового расплава, которая показала, что доля влаги, содержащейся в выходящем из ванны газовом пузыре, взаимодействующая с углеродом, мала и при обычном режиме работы агрегата составляет менее 0,05% (масс).

5. Разработана методика расчета состава газа, выделяющегося при скоростном пиролизе угля по данным элементного состава горючей массы угля. Эта методика универсальна и пригодна для различных марок углей. Она применена в расчете материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ и может быть использована для других процессов внедоменного получения чугуна, использующих уголь (DIOS, bflsmelt, COREX и др.).

6. Разработана методика и проведены эксперименты по продувке шлакового расплава с 5 и 10% FeO газовыми смесями 25% СН4 - 75% Аг, 40% Н2 -60% Аг и 100% СО. Определена роль каждого из газообразных восстановите-

лей, образующихся при выходе летучих из угля. Установлено, что только пиро-литический углерод, образующийся при термическом разложении СН4 летучих, принимает заметное участие в восстановлении железа, а водород и окись углерода летучих практически не восстанавливают железо.

7. В результате опытов по продувке шлаковых расплавов газовой смесью, содержащей метан, определено, что доля пиролитического углерода принимающая участие в восстановлении железа увеличивается с повышением температуры шлака и содержания закиси железа. Получили зависимость к™ от FeO в шлаке и его температуры (Т) в интервале 1700-1800К и содержании закиси железа в шлаке 2,0-10,0%.

8. Усовершенствована методика расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ. В ней объединены имеющиеся данные и сведения о процессе, в том числе результаты экспериментов, полученные в настоящей работе. Методика основана на решении уравнений материального баланса с последующим расчетом теплового баланса шлаковой ванны и зоны дожигания.

9. Разработана математическая модель процесса РОМЕЛТ на основе усовершенствованной методики расчета материального и теплового балансов. Модель позволяет рассчитывать основные технологические показатели процесса: расходы шихтовых материалов, кислорода и воздуха на плавку; выход металла и шлака; составы металла, шлака, пыли, газов (до и после дожигания); статьи прихода и расхода тепла, в т.ч. тепловые потери с охлаждающей водой (отдельно для каждой зоны); степень дожигания газов над ванной; количество тепла, переданное пару в котле-утилизаторе, и др. Адекватность модели проведена по результатам опытных кампаний на ОПУ РОМЕЛТ.

10. Создана программа на языке программирования Delphi. Она зарегистрирована в Федеральном институте промышленной собственности («Многофункциональная математическая модель процесса РОМЕЛТ «ROMELT Calculation»).

11. Проведены расчеты, позволившие определить количественное влияние на технологические показатели процесса степени дожигания газов в печи, содержания железа в руде, температуры руды, основности шлака, типа используемого флюса, степени передачи тепла от дожигания ванне, доли пиролитического углерода, участвующего в окислительно-восстановительных процессах в ванне, содержания кислорода в дутье нижних фурм, влажности загружаемого в шлаковый расплав угля и сформулированы рекомендации по совершенствованию технологии процесса РОМЕЛТ.

Основное содержание диссертации отражено в следующих работах:

1. Бабкин Д.Г., Баласанов А.В. Расчет состава газа при скоростном пиролизе угля в оксидном расплаве // Известия ВУЗов. Цветная металлургия. 2004. -№1.-с.87-92.

2. Бабкин Д.Г., Баласанов А.В., Усачев А.Б. Поведение влаги при скоростном нагреве угля // Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 2004. - №2. - с.77.

3. Усачев А.Б., Бабкин Д.Г., Баласанов А.В., Роменец В.А Методика расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 2004. - №3. - с. 6-13.

4. Бабкин Д.Г., Баласанов А.В., Усачев А.Б. Математическое моделирование процесса РОМЕЛТ на основе усовершенствованной методики расчета материального и теплового балансов // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -2004.-№7.-с.58-66.

5. Babkin D.G. The Waste Treatment in Slag Melt. - The bulletin of Open World Program. - M.: "Project Harmony, Inc.", 2004. - №2. - c.3-4.

6 Бабкин Д.Г., Баласанов А.В, Усачев А.Б , Лехерзак В.Е., Роменец В.А. Роль летучих компонентов угля в восстановлении железа при переработке металлургических отходов процессом РОМЕЛТ. - Сборник трудов 14-й Международной конференции "Экологические проблемы промышленных регионов" -Екатеринбург: УрО РАН, 2004, с.310-311.

7. Баласанов А.В., Бабкин Д Г., Усачев А.Б., Роменец В.А. Технологические показатели переработки шламов доменного и конвертерного производства процессом РОМЕЛТ (на примере ОАО "НТМК"). - Сборник трудов 14-й Международной конференции "Экологические проблемы промышленных регионов" - Екатеринбург: УрО РАН, 2004, с.308-309.

8. Свидетельство №2004611505 от 18 июня 2004 г. о регистрации программы для ЭВМ «Многофункциональная математическая модель процесса РОМЕЛТ «ROMELT Calculation».

Подписано в печать 24.09.2004. Формат 60x90/16. Бумага офсетная 1,0. п. л. Тираж 100 экз. Заказ № 1265

ИЗДАТЕЛЬСТВО

МОСКОВСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ГОРНОГО УНИВЕРСИТЕТА

Лицензия на издательскуюдеятельностьЛР№062809от 30. Об. 98г. Код издательства 5Х7(03)

Отпечатано в типографии Издательства Московского государственного горного университета

Лицензия на полиграфическую деятельностВЛДМв 53-305от05.12.97г.

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

»18 2 9 1

РНБ Русский фонд

2005А

13828

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ.

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ МЕТОДОВ РАСЧЕТА МАТЕРИАЛЬНОГО Й ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПУТЕЙ ИХ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ.

1.1. Методы расчета процесса РОМЕЛТ на основе модифицированного метода а.н. рамма.

1.2. методы зонального расчета балансов процеса РОМЕЛТ.

1.3. ВЫВОДЫ.

ГЛАВА 2. ПОВЕДЕНИЕ ВЛАГИ В ПРОЦЕССЕ РОМЕЛТ И ЕЕ ВЛИЯНИЕ НА ПОКАЗАТЕЛИ ПРОЦЕССА.

2.1. экспериментальное определение зоны выделения влаги и летучих компонентов из угля в ванне.

2.2. взаимодействие влаги и углерода в угольной частице.

2.2.1. Общая схема взаимодействия влаги и углерода в угольной частице.

2.2.2. Методика эксперимента по определению степени взаимодействия влаги углеродсодержащей частицы с ее углеродом.

2.2.3. Анализ полученных результатов.

2.3. Исследование взаимодействия влаги с углеродом угольной частицы в газовом пузыре в объеме шлакового расплава.

2.4. выводы.

ГЛАВА 3. ОПРЕДЕЛНИЕ РОЛИ ЛЕТУЧИХ КОМПОНЕНТОВ УГЛЯ В ОКИСЛИТЕЛЬНО-ВОССТАНОВИТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССАХ В ШЛАКОВОЙ ВАННЕ ПРИ ЖИДКОФАЗНОМ ВОССТАНОВЛЕНИИ ЖЕЛЕЗА.

3.1. Методика расчета состава газа при скоростном пиролизе угля в оксидном расплаве.

3.2. Методика эксперимента по определению роли летучих компонентов угля в процессе жидкофазного восстановления.

3.2.1. Описание экспериментальной установки.

3.2.2. Подготовка к эксперименту.

3.2.3. Проведение эксперимента.

3.3. Методика обработки результатов химического анализа проб железистого шлака.

3.4. Исследование восстановления железа окисью углерода из шлакового расплава.

3.5. Исследование восстановления железа метаном и водородом ■ из шлакового расплава.

3.6. Выводы.

ГЛАВА 4. МЕТОДИКА РАСЧЕТА МАТЕРИАЛЬНОГО И ТЕПЛОВОГО БАЛАНСОВ И ПОСТРОЕНИЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ.

4.1. Алгоритм расчета.

4.2. Исходные данные для расчета.юз

4.2.1. Параметры входных потоков.юз

4.2.2. Распределение элементов между металлом, шлаком и пылегазовой фазой.

4.2.3. Вспомогательные параметры.

4.2.4. Параметры пылевыноса.Ill

4.2.5. Геометрические размеры печи.

4.2.6. Характеристика шихты.из

4.3. расчет материального баланса процесса.

4.3.1. общие положения расчета материального баланса.

4.3.2. Уравнения материального баланса.

4.3.3. Расчет количеств и составов пыли, шлака и металла.

4.3.4. Расчет количества и состава газа, выходящего из ванны.

4.3.5. Расчет необходимого количества кислорода на верхние фурмы.

4.3.6. Расчет температуры и составагазов после дожигания

4.4. Расчет теплового баланса процесса.

4.4.1. тепловой баланс шлаковой ванны.

4.4.2.тепл0в0й баланс зоны дожигания.

4.5. Расчет дожигания газов в котле-утилизаторе.

4.6. Выводы.

ГЛАВА 5. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА РОМЕЛТ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ.

5.1. Проверка адекватности модели.

5.2. Математическое моделирование процесса РОМЕЛТ с целью исследования влияния технологических параметров на показатели процесса.

5.3. Рекомендации по совершенствованию технологии.:.

5.4. Выводы.

Актуальность работы. Московским государственным институтом стали и сплавов с участием ряда организаций отрасли разработан и испытан на опытно-промышленной установке (ОПУ) процесс жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ для производства чугуна из неокускованного железосодержащего сырья с использованием в качестве восстановителя и топлива некоксующихся углей. Интерес к процессу РОМЕЛТ в условиях увеличения стоимости кокса и природного газа, снижения запасов коксующихся углей и богатых железных руд, ужесточения требований к экологической безопасности производства постоянно растет.

Для проектирования и эксплуатации установок РОМЕЛТ необходима методика расчета технологических параметров процесса для различных условий использования, а также как основа автоматизированных систем управления и учебных тренажеров.

Имеющиеся методы расчета основаны на методе А.Н. Рамма и зональном методе, созданном в ходе освоения процесса. Последний является предпочтительным, однако используемые методики имеют ряд недостатков, в частности, отсутствует научно-обоснованный учет поведения влаги и летучих компонентов угля, не учтены результаты последних исследований, программное обеспечение не соответствует современному уровню развития вычислительной техники.

Таким образом, актуальность работы определяется перспективностью внедрения процесса РОМЕЛТ, необходимостью развития его аналитического аппарата и совершенствования технологии.

Целью работы является развитие балансовых методов расчета процесса РОМЕЛТ, создание нового аналитического инструмента и совершенствование технологии процесса.

Для достижения указанной цели автором поставлены задачи: анализа существующих методов расчета процесса РОМЕЛТ и определения направлений их совершенствования; проведения экспериментов для научно-обоснованного выбора настроечных коэффициентов математической модели; усовершенствования методики зонального расчета материального и теплового балансов; разработки математической модели и программного продукта; исследования на модели влияния технологических параметров на показатели процесса.

Объект исследования: процесс РОМЕЛТ, в частности, поведение влаги и летучих, зональная методика расчета материального и теплового балансов, математическая модель и программный продукт.

Предмет исследования: математические зависимости, используемые в методике зонального расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ; зависимости, характеризующие взаимодействие влаги с углеродом и летучих угля с оксидами железа при скоростном нагреве угля; зависимости расходных показателей процесса, определяющих его экономическую эффективность, от технологических параметров и свойств шихтовых материалов.

Автором выносятся на защиту:

- методики и результаты экспериментов по исследованию поведения влаги при скоростном нагреве углеродсодержащих материалов и определению роли летучих компонентов угля;

- методика расчета состава газа, выделяющегося при скоростном пиролизе угля;

- усовершенствованная методика зонального расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ и математическая модель на ее основе;

- результаты моделирования процесса РОМЕЛТ на математической модели и разработанные технологические рекомендации.

Научная новизна работы заключается в следующем:

- определена зависимость доли влаги, взаимодействующей с углеродом частицы при ее скоростном нагреве в шлаковом расплаве, от влажности и свойств угле-родсодержащего материала;

- определена роль газообразных восстановителей, образующихся при выходе летучих из угля; получена зависимость доли пиролитического углерода, образующегося при термическом разложении углеводородных соединений летучих угля, участвующей в окислительно-восстановительных процессах в шлаковой ванне, от содержания закиси железа в шлаке и температуры;

- разработана методика расчета состава газа, выделяющегося при скоростном пиролизе угля в шлаковом расплаве;

- предложена усовершенствованная методика зонального расчета материального и теплового балансов процесса POMEJIT с учетом поведения влаги и летучих угля в процессе восстановления, на основе которой создана новая многофункциональная математическая модель процесса POMEJIT.

Практическая значимость. Создан новый программный продукт (свидетельство ФИПС №2004611505 от 18.07.2004 г.), который применяется для расчетов различных технологических режимов процесса РОМЕЛТ при проектировании печей, обучении персонала, а также управлении процессом в составе АСУ ТП. Результаты работы и разработанные рекомендации по совершенствованию технологии могут использоваться при разработке технологической документации для промышленных агрегатов РОМЕЛТ.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены и обсуждены на 13-й и 14-й Международных конференциях «Экологические проблемы промышленных регионов» (г. Екатеринбург, 2003, 2004 гг.), на научном семинаре лаборатории «Плавки железорудного сырья» (ПЖС) и кафедры «Экономики и менеджмента» (МИСиС, 2003 г.), на Международной конференции «Environmental Protec-tion-2003» в Georgia State University (г. Атланта, Джорджия, США, 2003 г.).

Публикации. Результаты диссертации опубликованы в 4-х статьях и тезисах 5-ти докладов.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, списка литературы (110 наименований), приложения и изложена на 120 страницах машинописного текста, содержит 59 рисунков и 42 таблицы.

5.4. Выводы

1. Показана адекватность модели данным реальных плавок на ОПУ РО-МЕЛТ на НЛМК. На основании совпадения расчетных показателей с фактическими сделан вывод о применимости математической модели для анализа работы установки РОМЕЛТ.

2. Сравнение различных режимов плавки с базовым вариантом позволило определить количественное влияние на технологические показатели процесса степени дожигания газов в печи, содержания железа в руде, температуры руды, основности шлака, типа используемого флюса, степени передачи тепла от дожигания ванне, доли пиролитического углерода, участвующего в окислительно-восстановительных процессах в ванне, содержания кислорода в дутье нижних фурм, влажности загружаемого в шлаковый расплав угля.

3. Сформулированы рекомендации по совершенствованию технологии процесса РОМЕЛТ на основании проведенных в работе лабораторных исследований и математического моделирования процесса.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В работе получены следующие основные результаты:

1. Определены направления совершенствования методов расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ.

2. Разработана методика и проведены эксперименты по определению поведения влаги при скоростном нагреве утлеродсодержащих частиц. Определена зависимость доли влаги, взаимодействующей с углеродом внутри частицы при ее скоростном нагреве в шлаковом расплаве, от влажности и свойств углеродсодержаще-го материала. Полученное уравнение использовано в методике расчета.

3. Определена зависимость доли фиксированного углерода углеродсодер-жащего материала, прореагировавшей с влагой, от его влажности. Для углей, использованных на опытно-промьппленной установке РОМЕЛТ на НЛМК, эта доля составляет около 0,3-0,5% (масс.).

4. Проведена теоретическая оценка взаимодействия влаги с углеродом в объеме шлакового расплава, которая показала, что доля влаги, содержащейся в выходящем из ванны газовом пузыре, взаимодействующая с углеродом, мала и при обычном режиме работы агрегата составляет менее 0,05% (масс.).

5. Разработана методика расчета состава газа, выделяющегося при скоростном пиролизе угля, по данным элементного состава горючей массы угля. Эта методика универсальна и пригодна для различных марок углей. Она применена в расчете материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ и может быть использована для других процессов внедоменного получения чугуна, использующих уголь (DIOS, Hlsmelt, COREX и др.).

6. Разработана методика и проведены эксперименты по продувке шлакового расплава с 5 и 10% FeO газовыми смесями 25% СН4 - 75% Аг, 40% Н2 - 60% Ai и 100% СО. Определена роль каждого из газообразных восстановителей, образующихся при выходе летучих из угля. Установлено, что только пиролитический углерод, образующийся при термическом разложении СН4 летучих, принимает участие в восстановлении железа, а водород и окись углерода летучих практически не восстанавливают железо.

7. В результате опытов по продувке шлаков газовой смесью, содержащей метан, определено, что доля пиролитического углерода принимающая участие в восстановлении железа (7с£ет)> увеличивается с повышением температуры шлака и содержания закиси железа. Получена зависимость к™т от содержания FeO в шлаке и его температуры в интервалах температур 1700-1800К и содержаний закиси железа в шлаке 2,0-10,0%.

8. Предложена методика обработки результатов химического анализа проб железистого шлака, позволяющая рассчитывать массу восстановленного из шлакового расплава железа за время его продувки с учетом растворения материалов тигля и трубки и изменения массы шлака при отборе проб.

9. Усовершенствована методика расчета материального и теплового балансов процесса РОМЕЛТ. В ней объединены имеющиеся данные и сведения о процессе, в том числе результаты экспериментов, полученные в настоящей работе. Методика основана на решении уравнений материального баланса с последующим расчетом теплового баланса шлаковой ванны и зоны дожигания.

10. Разработана математическая модель процесса РОМЕЛТ на основе усовершенствованной методики расчета материального и теплового балансов. Модель позволяет рассчитывать основные технологические показатели процесса: расходы шихтовых материалов, кислорода и воздуха на плавку; выход металла и шлака; составы металла, шлака, пыли, газов (до и после дожигания); статьи прихода и расхода тепла, в т.ч. тепловые потери с охлаждающей водой (отдельно для каждой зоны); степень дожигания газов над ванной; количество тепла, переданное пару в котле-утилизаторе, и др. Адекватность модели проведена по результатам опытных кампаний на ОПУ РОМЕЛТ.

11. Создана программа на языке программирования Delphi. Она зарегистрирована в Федеральном институте промышленной собственности («Многофункциональная математическая модель процесса РОМЕЛТ «ROMELT Calculation»).

12. Проведены расчеты, позволившие определить количественное влияние на технологические показатели процесса степени дожигания газов в печи, содержания железа в руде, температуры руды, основности шлака, типа используемого флюса, степени передачи тепла от дожигания ванне, доли пиролитического углерода, участвующего в окислительно-восстановительных процессах в ванне, содержания кислорода в дутье нижних фурм, влажности загружаемого в шлаковый расплав угля и сформулированы рекомендации по совершенствованию технологии процесса РОМЕЛТ.

1. Результаты двухлетней эксплуатации установки COREX в Южной Корее / Бем К., Эберле А., Айхбергер Э. и др. // Черные металлы. 1998. - Ноябрь - декабрь. - С.20 - 26.

2. The COREX revolution new concepts for low cost iron and steelmaking / Bohm C., Eberle A., Gauld L. et al. // SEAISI Quarterly. -1996. -January. -№1. - P.59 - 65.

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

4. Роменец В.А. Процесс жидкофазного восстановления железа: разработка и реализация // Сталь. 1990. - №8. - С.20-27.

5. Роменец В.А. POMEJIT полностью жидкофазный процесс получения металла // Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 1999. - №11. - С. 13-23.

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

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

8. 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.

9. 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.

10. 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.

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

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

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

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

15. Грюнер Л. Аналитическое исследование плавильного процесса в доменных печах. // Труды по теории доменной плавки. М: Металлургиздат, 1957. - 350 с.

16. Рамм А.Н. Современный доменный процесс. -М.: Металлургия, 1980. 304с.

17. Рамм А.Н. Комплексный метод расчета материального и теплового баланса доменной плавки. Труды Гипромеза. М.: Издательство Гипромеза, 1941, Вып.З. - С. 1-68.

18. Готлиб А.Д. Доменный процесс. М.: Металлургия, 1966. - 504 с.

19. Китаев Б.И., Ярошенко Ю.Г., Лазарев Б.Л. Теплообмен в доменной печи. М.: Металлургия, 1966. -355 с.

20. Костылев H.A. Очерки по теории доменного процесса. М.: Металлургиздат, 1947.

21. Курунов И.Ф. Разработка ресурсосберегающих технологий доменной плавки на основе ее исследования и математического моделирования. Автореф. дис.д-ра техн. наук в форме научн. доклада. - М., 2003. 108 с.

22. Бигеев A.M. Математическое описание и расчеты сталеплавильных процессов. -М.: Металлургия, 1982. -160 с.

23. Рожков И.М., Травин О.В., Туркенич Д.И. Математические модели конвертерного процесса. -М.: Металлургия, 1978. 184 с.

24. Сургучев Г.Д. Математическое моделирование сталеплавильных процессов. -М.: Металлургия, 1978. 224 с.

25. Туркенич Д.И. Управление плавкой стали в конверторе. М.: Металлургия, 1971.-360 с.

26. Баласанов A.B., Усачев А.Б., Симонов В.И. Устойчивость процесса жидкофазного восстановления железа //Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1987,- №7. С. 3-8.

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

28. Буровой И.А., Литвинов Л.Я., Усачев А.Б. Синтез математической модели процесса плавки железосодержащего сырья в жидкой ванне. М., 1991. - 40 с.

29. Рукопись представлена в МИСиС. Деп. в ЦНИИ «Черметинформация» 30.05.91. №5748.

30. Усачев А.Б., Баласанов A.B., Георгиевский С.А. Статистическая модель процесса РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1996. - №7. - С. 1922.

31. Вегман Е.Ф. О минимальном теоретически возможном расходе топлива в печах жидкофазного восстановления железа. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1992. №5. - С. 14-16.

32. Вегман Е.Ф., Жак А.Р., Давыдова О.С. Метод расчета состава шихты при выплавке чугуна в печах Romelt и Согех // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1995. - №5. - С. 6-10.

33. Вегман Е.Ф., Чургель В.О. Теоретические проблемы металлургии чугуна. М.: Машиностроение, 2000. - 348 с.

34. Валавин B.C. К вопросу о методике расчета расхода угля на процесс жидкофазного восстановления РОМЕЛТ. // Сталь. 1996. - №12. - С. 62-64.

35. Юсфин Ю.С., Черноусов П.И., Травянов А .Я. Расход топлива на жидкофазное восстановление железорудных материалов (в порядке обсуждения). // Сталь. -1995. №5. - С. 20-25.

36. Металлургия чугуна / Вегман Е.Ф., Жеребин Б.Н., Похвиснев А.Н. и др. М.: Металлургия, 1978. - 480 с.

37. Доменное производство: Справочное издание. В 2-х томах. Т.1. / Под ред. Вегмана Е.Ф. -М.: Металлургия, 1989. 496 с.

38. Расчет материального и теплового балансов процесса жидкофазного восстановления РОМЕЛТ / Валавин B.C., Похвиснев Ю.В., Вандарьев C.B. и др. // Сталь. 1996. - №7. - С. 59-63.

39. Вегман Е.Ф. О показателях процесса жидкофазного восстановления РОМЕЛТ // Сталь.-1996. №11. - С.63-68.

40. Ничипоренко А.И., Баласанов А.В., Усачев А.Б. Статические характеристики процесса жидкофазного восстановления железа. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1990. - № 9. - С. 104.

41. Усачев А.Б. Разработка теоретических и технологических основ производства чугуна процессом жидкофазного восстановления железа POMEJIT: Автореферат дис. д-ра техн.наук: 05.16.02. / Моск. Гос. ин-т стали и сплавов. -М., 2003.-48 с.

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

43. Теплотехнический справочник. / Под ред. Юренева В.Н. и Лебедева П.Д. М.: Энергия. Т.1, 1975. - 749 е.; Т.2, 1976. - 896 с.

44. Таблицы физических величин. Справочник. / Под ред. И.К. Кикоина. М.: Атомиздат, 1976. - 1006 с.47,Чудновский А.Ф. Теплофизические характеристики дисперсных материалов. -М.: Физматгиз, 1962.-456 с.

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

46. Howard J.B., Essenhigh R.H. Pyrolysis of coal particles in pulverized fuel flames // bid. Engng. Chem. Process Des. Dev., 1967, Vol.6, p.74-84.

47. James R.K., Mills A.F. Analysis of coal particles pyrolysis // Lett. Heat Trans., 1976, Vol.3, p. 1-12.

48. Jung K., Stanmore B.R. Fluidized bed combustion of wet brown coal // Fuel, 1980, Vol.59, p.74-80.

49. Sampaio R.S., Fraehan R.J., Bahri Ozturk. Rate of Coal Devolatilization in Iron and Steelmaking Processes. Part I Experimental Results. - Transactions of the ISS. August, 1992, Vol. 19, p.49-57.

50. Sampaio R.S., Fruelian R.J., Bahii Ozturk. Rate of Coal Devolatilization in Iron and Steelmaking Processes. Part II Effect of Coal Devolatilization on Energy Efficiency in Bath Smelting. - Transactions of the ISS. August, 1992, Vol. 19, p.59-66.

51. Поведение угля в шлаковой ванне печи РОМЕЛТ / Баласанов А.В., Усачев А.Б., Лехерзак В.Е. и др. // Известия ВУЗов. Черная металлургия, 1999. №7. - С. 1217.

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

53. Лехерзак В.Е. Изучение поведения угля в процессе жидкофазного восстановления железа РОМЕЛТ: Автореферат дис. к-та техн.наук: 05.16.02. / Моск. Гос. ин-т стали и сплавов. М., 2000. - 35 с.

54. Виленский Т.В., Хзмалян Д.М. Динамика горения пылевидного топлива. М.: Энергия, 1977. -248 с.

55. Sasabe М., Tate М., Kobayashi Y. Effects of Volatile Matter in Coal on Reduction Rate of Molten Iron Oxide // Tetsu-to-hagane, Vol.80 (1994), No.3, p. 1-6.

56. Сурис А.Л. Термодинамика высокотемпературных процессов: Справочное издание. М.: Металлургия, 1985. - 568 с.

57. Коршиков Г.В. Энциклопедический словарь-справочник по металлургии. -Липецк: Липецкое издательство Госкомпечати РФ, 1998. 784 с.

58. Энергетическое топливо СССР: (ископаемые угли, горючие сланцы, торф, мазут и горючий газ). Справочник / Матвеева И.И., Новицкий Н.В., Вдовченко B.C. и др. М.: Энергия, 1979. - 128 с.

59. Волынкина Е.П., Михайленко А.С., Фешкова И.В. Установка для исследования высокотемпературного скоростного пиролиза углей // Кокс и химия. 1990. -№12. - С.7-9.

60. Волынкина Е.П., Школлер М.Б., Белихмаер Я.А. Кинетические исследования процесса скоростного пиролиза углей // Кокс и химия. 1992. - №2. - С.6-9.

61. Гагарин С.Г. Формы кислорода в органической массе углей (Обзор) // Кокс и химия. 2001. - №10. - С. 16-23.

62. Chen J.С., Niksa S. Coal devolatilization during Rapid Transient Heating. 1.Primary Devolatilization. // Energy & Fuels, Vol.6, №3, 1992, p.254-264.

63. Saxena S.C. Devolatilization and Combustion characteristics of Coal Particles, Prog. Energy Combust Sci., 1990, Vol.16, p.55-94.

64. Merrick D. The Thermal Decomposition of Coal: Mathematical Models of the Chemical and Physical Changes // Coal Science and Technology, 1987, 10, A. Volboth Ed., Elsevier Sc. Pub. B.V., p.307.

65. Техника эксперимента. Раздел: Материалы лабораторной техники, измерение температуры, работа с газами / Лысов Б.С., Малахов А.Н., Мозжухин Е.И. М.: МИСиС, 1989. - 76 с.

66. Теория металлургических процессов: Учебник для вузов / Рыжонков Д.И., Арсентьев П.П., Яковлев В.В. и др. М.: Металлургия, 1989. - 392 с.

67. Шварцман Л.А., Жуховицкий А.А. Начала физической химии для металлургов. М.: Металлургия. 1974, - 352 с.

68. Григорян В.А., Белянчиков Л.Н., Стомахин А.Я. Теоретические основы электросталеплавильных процессов. М.: Металлургия. 1987. - 272 с.

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

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

71. Fine Н.А., Meyer D., Janke D. and Engell H.-J. Kinetics of reduction of iron oxide in molten slag by CO at 1873 К // Ironmaking and Steelmaking. 1985. Vol.12. No.4. p. 157-162.

72. Поведение цветных металлов при восстановлении глубоко окисленных шлаков / Федоров А.Н., Малевский А.А, Иденбаум Г.В. и др. // Цветные металлы. 1995. №11. с.7-10.

73. Фиалков A.C. Углерод, межслоевые соединения и композиты на его основе. -М.: Аспект-пресс, 1997. 718 с.

74. Рыжонков Д.И. Механизм и кинетика восстановительных процессов в слоевых и дисперсных окисных системах: Дис. д-ра техн. наук: 05.16.02. Москва, 1976.-434 с.

75. Sormann A.R., Heibier H.A., Presslinger H.M. Smelting Reduction in Iron Oxide by Hydrogen // SRNC-90.

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

77. Ban-ya S., Iguchi Y., Nagasaka Т. Rate of Reduction of Liquid Wustite with Hydrogen/ Tetsu-to-Hagane, 1984. v.70, №14. p. 1688-1693.

78. Тепломассообмен в зоне дожигания печи POMEJIT (роль динамического гарнисажа) / Усачев А.Б., Георгиевский С.А., Баласанов A.B. и др. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1998. - №5. - С. 14-20.

79. Расчет угловых коэффициентов излучения для зоны дожигания печи РОМЕЛТ / Георгиевский С.А., Усачев А.Б., Баласанов A.B. и др. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1999. - №5. - С. 12-16.

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

81. Вильданов С.К., Валавин B.C. Исследование физических свойств оксидных расплавов формирующихся при жидкофазном восстановлении конвертерных шламов // Известия АН РФ. Металлы. 1993. - №6. С.23-28.

82. Исследование физических свойств шлаков процесса жидкофазного восстановления железа POMEJTT / Усачев А.Б., Баласанов A.B., Чургель В.О. и др. // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1997. - №1. - С.27-30.

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

84. Оценка возможности выплавки природнолегированных чугунов процессом РОМЕЛТ в условиях ОАО «НОСТА» (ОХМК) / Бабкин Д.Г., Пареньков А.Е., Бабанаков В.В. и др. -М.: Учеба, Сборник трудов МИСиС. 2002. - с.88-98.

85. Гугля В.Г., Подолин С.А., Усачев А.Б. Поведение фосфора в процессе жидкофазного восстановления.

86. Полтавец В.В. Доменное производство. Учебник для техникумов. М.: Металлургия, 1981. -416 с.

87. Петренко И.Г., Филиппова В.И. Термодинамика реакций превращения углеводородов С1-С5. М.: Химия, 1972. - 152 с.

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

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

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

91. Роменец В.А., Вильданов С.К., Валавин B.C. Оптимизация шлакового режима процесса жидкофазного восстановления металлургических шламов // Сталь. -1994. №10. - С.89-92.

92. Роменец В.А. Жидкофазное восстановление в черной металлургии / Труды Международной конференции «Черная металлургия России и стран СНГ в XXI веке». М.: Металлургия. - 1994. - т.2. - С.91-97.

93. Усачев А.Б., Вильданов С.К., Баласанов A.B. Исследование распределения железа по высоте шлаковой ванны и в пылях процесса РОМЕЛТ // Металлы. -1998. -№1.-С.8-12.

94. Усачев А.Б., Киселев А.Г., Баласанов A.B. Исследование пылеобразования в процессе РОМЕЛТ // Сталь. 2002. - №5. - С.67-70.

95. Усачев А.Б., Боровик В.Е., Гребенников В.Р. О поведении серы в процессе жидкофазного восстановления: железа // Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1987. -№11. -С.138-139.

96. Боровик В.Е., Усачев А.Б., Гребенников В.Р. Удаление серы в газовую фазу в процессе жидкофазного восстановления железа // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1988. - №9. - С. 147-148.

97. Распределение серы между фазами при плавке в печи ПЖВ / Усачев А.Б., Баласанов A.B., Гребенников В.Р. и др.// Известия ВУЗов. Черная металлургия. -1991. -№3,- С. 15-19.

98. Гугля В.Г., Подолин С.А., Усачев А.Б. Поведение серы в процессе восстановления оксидов железа в шлаковом расплаве // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 2002. - №9. - С.3-10.

99. Усачев А.Б. Физико-химические закономерности восстановления железа в агрегате РОМЕЛТ // Известия ВУЗов. Черная металлургия. 1998. - №8. - С.З-б.

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

101. Начальные стадии восстановления железа из шлака в процессе РОМЕЛТ / Зайцев А.К., Криволапов Н.В., Валавин B.C. и др. // Сталь. 2000. - №6. - С.75-81.

102. Особенности восстановления железа каменноугольными и углеграфитовыми материалами из маложелезистого шлака / Зайцев А.К., Криволапов Н.В., Валавин B.C. и др. // Известия ВУЗов. Черная металлургия-2002. №3. - С.6-15.

103. Кубашевский О., Олкокк С.Б. Металлургическая термохимия. М.: Металлургия, 1982. - 392 с.

104. Эллиот Д.Ф., Глейзер М., Рамакришна В. Термохимия сталеплавильных процессов. -М.: Металлургия, 1969. 252 с.