автореферат диссертации по металлургии, 05.16.03, диссертация на тему:Развитие научных основ, внедрение и совершенствование автогенной плавки медных сульфидных концентратов на основе факельного и барботажного принципов

рг6 од

■ ; н'тлгшт российской федерации по металлургии

Государственный ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательский -институт цветных металлов "П-ШЦЕЕВЕТ"

На правах рукописи

Для служебного польз овашгя Экз.

ДАРЕЦКИЙ Валерий Михайлович

РАЗВИТИЕ НАУЧНЫХ ОСНОВ, ВНЕДРЕНИЕ И С0ВЕНДЕНСТ30ВАНИЕ АВТОГЕННОЙ ПЛАВКИ щшх СУЛЬФИДНЫХ КОНЦЕНТРАТОВ НА ОСНОВЕ ФАКЕЛЬНОГО И ЕАРБОТАШОГО ПРИНЦИПОВ

Специальность 05.16.03 - Металлургия цветных и

редких металлов

Диссертация

в виде научного доклада на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 1993 г.

Работа выполнена в Государственном научно-исследовательском институте цветных- металлов "Гинцветмет" Комитета Российской Федерации по металлургии

Официальные оппоненты:

Доктор технических наук, профессор Зайцев В.Я.

Доктор технических наук, профессор Цемехман Л.Ш.

Доктор технических наук - Брюквин В.А.

Ведущая организация: Среднеуральский ордена Трудового Красного Знамени медеплавильный завод (СУМЗ)

Защита состоится "30" ПРНТЯ^ПЯ 1993 г.

в__[0____час. на заседании специализированного совета

Д 139.05.01 в Государственном ордена Трудового Красного Знамени научно-исследовательском институте цветных металлов "Гинцветмет" по адресу: 129515, Москва, ул. академика Королева. 13; тел. 215-39-82. •

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Государственного научно-исследовательского института цветных металлов "Гинцветмет".

Диссертация в еидв научного доклада (автореферат) ■ разослав августа 1ЭЭЗг.

Ученый'секретарь специализированного совета кандидат технических наук

ОГЛАВЛЕНИЕ

Стр.

1. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОШ....................................................5

1.1. Актуальность работы..........................................................5

1.2. Цель работы..........................................................................6

1.3. На защиту выносятся..........................................................7

1.4. Научная новизна..................................................................8

1.5. Практическая значимость и реализация результатов работы....................................................................................9

1.6. Апробация работы................................................................10

1.7. Публикации............................................................................II

2. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО КИСЛОРОДА

ПРИ АВТОГЕННОЙ ПЛАВКЕ СУЛЬФИДНОГО СЫРЬЯ............................II

3. КИаОРОДНО-ФАКЕЛЬНАЯ ПЛАВКА (КФП) ЩШЗОДЕРЖАЩЕГО СУЛЬФИДНОГО СЫРЬЯ С ПОЛУЧЕНИЕМ ШТЕИНА...............................13

3.1. Лабораторные и полупромышленные испытания технологии КФП..............................................................................14

3.2. Исследование физико-химических основ кислородно-факельного окисления сульфидов.......................19

3.2.1. Особенности механизма и кинетики..................22

3.2.2. Аэродинамика шихто-кислородного факела... 32

3.2.3. Теплообмен в рабочем пространстве печи КФП 44

3.3. Промышленное освоение технологии кислородно-факельной плавки..................................................................50

4. КИСЛОРОДНО-ФАКЕЛЬНАЯ ПЛАВКА МЕДНЫХ КОНЦЕНТРАТОВ С ПОЛУЧЕНИЕМ БЕЛОГО МАТТА (ЧЕРНОВОЙ МЕДИ) И ВЫСОКООСНОВНЫХ ШЛАКОВ..............................................................................52

4.1. Теоретические предпосылки и обоснование выбора

технологии..............................................................................53

. 4.2. Отработка технологии плавка............................................56

5. РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ И АГРЕГАТОВ ДЛЯ КИСЛОРОДНО-ФАКЕЛЬНОИ ПЛАВКИ..........................65

5.1. Шихто-кислородные горелки.........................65

5.2. Кессоны и их охлаждение....................................................70

5.3. Узел уборки просыпей котла-газоохладителя..................74

5.4. Перегородка в ванне печи....................................................75

5.5. КороткоФакельные вертикальные шихто-кислородные горелки?....................................................................................76

5.6. Кислородный пневмотранспорт шихты...........................84

5.7. Конструкция печи КФП с пониженным пылевыносом..........84

6. ФАШГЬНО-ЕАРБОТАЕНАЯ МАВКА МЩНОГО (ИРЬЯ С ОДНОСТАДИЙ-ШЛ ПОЛУЧЕНИЕМ БЕЛОГО Í.ÍATTA (ЧЕШОВО'й МВД) И ОТВАЛЬНЫХ ШЛАКОВ..................................................................................................91

6.1. Теоретические предпосылки и обоснование технологии 92

6.2, Полупромышленные испытания технологии и оборудования..............................................................................................95

7. ЖВОДЫ..................................................................................................105

8. СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ............................................................................ПО

I. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

1.1. Актуальность работа. До недавнего времени в медеплавильном производстве перерабатывалось достаточно высококачественное рудное сырье, в связи с чем на плавильных переделах заводов с удовлетворительными технико-экономическими показателями использовались традиционные технологии: отражательная плавка, шахтная плавка и электроплавка. В последние 20-25 лет мировая и особенно отечественная практика характеризуются существенным снижением содержания меди в сырье, резким удорожанием энергоресурсов и принципиально новыми требованиями к охране окружающей среды. В этих условиях требуется разработка и внедрение новых ресурсосберегающих и экологически чистых технологических процессов, каковыми являются различные модификации автогенной плавки сульфидного сырья. Однако широкое внедрение автогенной плавки как в мировой, так и в отечественной практике сдерживалось и продолжает сдерживаться рядом нерешенных научно-практических проблем. К ним относятся:

1. Отсутствие единой точки зрения га необходимость максимального обогащения дутья кислородом вплоть до использования,чистого технологического кислорода и влияние степени обогащения дутья кислородом на технико-экономические и экологические показатели медеплавильного производства на основе автогенной плавки.

2. Высокое содержание меди в шлаках плавки, что при снижении содержания меди в исходном сырье значительно снижает извлечение меди в товарный продукт, требует доработки шлаков с высокими затратами материальных и энергетических ресурсов и дополнительными выбросами вредных веществ в окружающую среду.

3. Определенные трудности осуществления одностадийной автогенной плавки на богатый сульфидно-металлический продукт вплоть до белого матта (черновой меди), при которой резко снижаются энергозатраты при конвертировании и повышается экологическая чистота медеплавильного производства, гак как наиболее неблагополучный в экологическом отношении процесс конвертирования трансформируется в процессе одностадийной варки меди или ликвидируется совсем. Однако плавка на белый матт (черновую медь) и обычные железо-силикатные шлаки невозможна из-за гетерогенизации шлака и резкого возрастания потерь меди с ним, автогенная плавка на високоосноз-ные шлаки изучена недостаточно.

4. Недостаточный уровень разработанности и несовершенство технологического оборудования, обеспечивающего эффективную, надежную п безопасную эксплуатацию комплексов автогенной плавки.

Анализ слоившегося к началу настоящей работы положения показал, что имеется необходимость в выполнении комплекса исследований. направленных на создание технологии и аппаратуры для автогенной плавки медьсодержащего сульфидного сырья с применением технологического кислорода и с одностадийным получением богатого сульфидно-шталлического продукта в широком диапазоне концентраций меди вплоть до белого матта и черновой меди.

Релению проблемы ресурсосберегающей, безотходной и экологически чистой пирометаллурглческок переработки медьсодержащих сульфидных концентратов различного качества и посвящена настоящая диссертационная работа. Она выполнялась в соответствии с планами научно-исследовательских, опытно-конструкторских и проектных работ Министерства металлургии СССР, институтов "Гинцветмет" и "Гипроцветмет".

1.2. Цель_работы - разработка и внедрешю технологий для безотходного медеплавильного производства, отвечающего современному уровню требований по экологической чистоте и ресурсосбережению; выявление и обобщение физико-химических закономерностей и особенностей факельного окисления сульфидных материалов различного состава в среде технологического кислорода, условий тепло-массоперсноса в зонах протекания технологических процессов окислительной автогенной плавки дисперсных материалов и разработка, с учетом выявленных закономерностей, наиболее эффективных способов ведения автогенной плавки и технологических режимов её осуществления с получением концентрированных товарных продуктов и отвальных шлаков; создание технологических агрегатов и их узлов для автогенной плавки сульфидных концентратов на кислородном дутье: печей, горелок, кессонов, перегородок в расплаве, систем охлаждения печей, транспорта мелкодисперсной шихты, газоохладителей.

Поставленная цель работы обусловила решение следувдих основных задач:

- обоснование эффективности процесса кислородно-факельной плавки (КФП) различного медьсодержащего сульфидного сырья в сравнении с традиционными видами плавки, также с автогенными процессами, используювдши обогащенное воздушно-кислородное дутье;

- изучение физико-химических закономерностей процессов окисления мелкодисперсного сульфидного материала и массопереноса в шихто-кислородном факеле, а также теплообмена в рабочем пространстве печи КФП и разработка на его основе наиболее рационального способа реализации процесса КФП;

- выявление особенностей процесса одностадийной кислородно-факельной плавки медных сульфидных концентратов на богатые суль-фидно-металлическке продукты, включая белый ыатт п черновую медь, отработка режимов плавки и определение технологических показателей плавки с наведением високоосновных силикатно-каль-циевых и ферритно-кальциевых шлаков;

- совершенствование существующих и разработка принципиально новых научно обоснованных методик расчета, принципов конструирования и промышленных образцов элементов и агрегатов печей кислородно-факельной плавки;

- выявление и анализ недостатков, присущих известным автогенным процессам, обоснование возможности создания комбинированного автогенного процесса, свободного от основных недостатков известных процессов, разработка технологии комбинированной автогенной плавки сульфидного сырья с получением в одном агрегате богатого медьсодержащего продукта (до черновой меди), отвальных ишаков

и стабильного потока серусодержащих газов с высокой концентрацией диоксида серы;

- отработка режимов, определение технологических показателей, разработка и испытание конструкции агрегата и отдельных его узлов для комбинированной факельно-барботажной плавки медного сульфидного концентрата.

1.3.

- обоснование эффективности применения технологического кислорода при автогенной факельной плавке сульфидных концентратов, содержащих тяжелые цветные металлы;

- физико-химическая, массо- и тешгообменная модели кислородно-факельной плавки (КФП) сульфидных концентратов и разработанный в результате их исследования метод кислородно-факельной плавки в вертикальном кислородном факеле;

- технология одностадийной кислородно-факельной плавки медных концентратов на белый матт (черновую медь) и высокоосновные феррит-но-калыщевн'е и силикатно-кальциевые шлаки с последующим их флотационным пли пирометаллургическим обезмеживанием;

- научное обоснование и технология комбинированной факельно-барбо-тажной плэеки (ФЕП) сульфидного сырья с получением в одном агрегате концентрироганного сульфидно-металлического продукта, отвальных шлаков к единого потока серусодержащих газов с высокой концентрацией диоксида серы;

- методики расчета, принципы конструирования и промышленные образцы основных элементов аппаратурного оформления процессов КФП и ФБП.

1.4. Н§учная_нощзн§. На основе современных представлений о гетерогенном горенки теоретически обосновано и экспериментально доказано, что в сульфидно-кислородном факеле за счет высокой скорости инеанеи диффузии и адсорбции газообразного кислорода поверхностью сульфидных частиц имеет место существенное несоответствие в динамике поглощения газообразного кислорода и выгорания серы: скорость расходования кислорода газовой фазы на порядок больше средней скорости десульфуризации. Это позволило сформулировать массообыенную модель факела как свободную двухфазную турбулентную струю с большой концентрацией твердой фазы в потоке несущего газа и превышением скорости твердых частиц над скоростью газа в начальном сечении.

Впервые получены экспериментальные данные распределения плотности потока суммарного импульса твердой и газообразной фаз в осе-симметрпчной двухфазной струе с начальной- концентрацией твердой фазы е единице массы несущего газа до 4 кг/кг, с отношением начальных скоростей фаз до 3,6 при различной крупности частиц; показано, что профиль плотности потока суммарного импульса в различных поперечных сечениях основного участка струи является универсальным, что позволяет рассчитать скорости движения фаз в пшхто-кисло-родном факеле.

Впервые разработана методика определения сепарации твердых частиц из горизонтального шихтового факела, с помощью которой выявлено превалирующее влияние скорости ишхто-кислородной смеси в устье горелки на относительную дайну зоны выпадения частиц.

По результатам экспериментальных исследований механизма окисления сульфидов в кислородном факеле, массопереноса и сепарации конденсированной фазы в нем разработана зональная математическая модель печи КФП, позволяющая рассчитать поля температур и тепловых потоков в рабочем пространстве.

Разработана методика физического моделирования брызгоуноса из рабочего пространства печей автогенной плавки, позволяющая оценить

влияние различной организации аэродинамики печного агрегата на пылевынос из печей автогенной плавки.

С помощью современно;: методики электронного микрозовдоЕого анализа изучен фазовый состав штейнов и шлаков кислородно-факельной плавки на белый матт и высококальциевистые шлаки. При этом выявлена зависимость содержания растворенной меди и сери в шлаке от концентрации диоксида углерода в газовой (Тазе надслое-вого пространства.

На основе анализа недостатков известных процессов автогенной плавки медных сульфидных концентратов предложен и разработан новый способ пирометаллургической переработки различных видов медьсодержащего сырья - автогенная факельно-барботажная плавка, позволяющая получить в одном агрегате штейн любого состава (вплоть до черновой меди) и шлак с минимальным содержанием магнетита, легко подвергающийся внутрипечному обеднению до отвального по содержанию цветных металлов.

1.5. Практическая значимость и реализация результатов работы.

С участием сотрудников института "Гинцветмет", "ВНШцветмет" и СКВДМ Л.М.Бочкарева, Ю.А.Быховского,|"В.С.Пыжовз[, Ю.П.Купряког-а. В.И.Донца, А.В.Тарасова, В.С.Чахотина,IЛ.Н.Шейнкмана!, Я.Н.Лихтер-мана, В.А.Кошелева, В.В.Маслова и др., а также коллективов опытного свинцового завода ВНИИцветмета, Рязанского опытно-экспериментального завода Гинцветмета и медеплавильного завода Алмалык-ского горно-металлургического комбината разработаны и внедрены технология и оборудование процесса кислородно-факельной плавки (КФП) медного концентрата на Алмалыкском ЕЛК. 3 настоящее время на АЕЖ действует крупный промышленный комплекс КФП, перерабатывающий до 2000 т концентрата в сутки с получением штейна, содержащего 40% меди, шлака с содержанием 0,6-0,7;? меди и технологического газа» содержащего на выходе из печи до 70^ диоксида серн, из которого производится около 360 тыс.т серной кислоты в год. Для проектирования и эксплуатации этого комплекса под руководством и при непосредственном творческом участии автора разработаны методики расчета и принципы конструирования печного агрегата и основных его элементов; отработаны промышленные образцы основных узлов комплекса КФП, что обеспечило многолетнюю эффективную л надежную его работу; длительность работы печи КФП между капитальными ремонтами составляет более 3-х лет.

Под руководством и при творческом участии автора, а также сотрудников института металлургии Уральского отделения Российской

Академии на:,тс А.П.Окунева, Е.Н.Селиванова, сотрудников Гинцвотмота В.В.Печева, В.С.Чахотпна п В.А.Кукоева разработана технология и аппаратурное оформление процесса одностадийной кислородно-факельной плавки медных концентратов Чехословакии и Узбекистана на бели;: матт и высокоосновные шлаки с последующим их обезмеживанием флотацией или е барботажно" печи. Технология прошла полузаводскую проверку и принята к внедрению па заводе "Ковогуты Кромпахи" (г.Кро:.:-пахп. Словакия) и в комплексе КФП-1 Алмаликского ШК.

Под руководством и при творческом участии автора разработан процесс комбинированной факельно-барботажной плавки (ФЕП) медьсодержащего сульфидного сырья, промпродуктов и оборотов, позволяющий в одно;;; агрегате получить белый матт (черновую медь), отеэльный шлак и стабильный поток внеококонцентрированшлх сернистых газов. Технология и оборудование прошли длительные крупномасштабные полу-промиилошше испытания и приняты к внедрению на медеплавильном заводе Алмаликского комбината в составе строящегося комплекса КФП-2 мощностью 100 тыс. т меди в год. В настоящее времл ведется проектирование промышленной печи ФБП.

1.6. Апробация_работы. Основные положения и отдельные результаты работы доложены и обсуждены на:

Всесоюзной научной конференции "Перспективы промышленной теплоэнергетики" (Москва, 1977 г.), совещании работников ведущих научно-исследовательских, проектных институтов и КБ цветной металлургии "Энергосберегающие процессы в металлургии тяжелых цветных металлов" (Москва, 1983 г.), Всесоюзном научно-техническом совещании "Разработка и исследование новых типов энерготехнологических п теплоутилизационных установок с глубоким использованием вторичных энергоресурсов" (г. Баку, 1984 г.), Международной конференции о меди по случаю 50-летия со дня производства меди в Кром-пахах (ЧССР, г. Спишска Нова Вес, 1987 г.), Всесоюзной научно-технической конференции с международным участием "Эффективность внедрения автогенных процессов в производстве тяжелых цветных металлов" (Москва, 1988 г.), I Международном симпозиуме "Интерпрогресс металлургия" (ЧССР, г. Кошице, 1990 г.), Всесоюзном научно-техническом симпозиуме "Энергосберегающие технологии в производстве тяжелых цветных металлов" (Суздаль, 1991 г.), техсоветах и технических совещаниях Алмалыкского горно-металлургического комбината, Усть-Каменогорского свинцово-щшкового комбината. Карабашского и Красно-уральского медеплавильных комбинатов.

1.7. Публикации. Положения диссертации отражены в 47 публикациях, в том числе 12 авторских свидетельствах.

2. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО КИСЛОРОДА. ПРИ АВТОГЕННОЙ ПЛАВКЕ СУЛЬФИДНОГО СЫРЬЯ / 1-6 /

Среди современных тенденций развития пирометаллургии тяжелых цветных металлов, как и металлургии вообще, можно выделить два основных направления: интенсификация химических реакций путем форсирования теплофизических процессов и комплексное использование сырья. Последнее особенно характерно для цветной металлургии, в которой, как правило, перерабатывается многокомпонентное сырьё, содержащее значительное количество ценных составляющих.

Для создания высокоэффективных технологий в металлургии используют мощные интенсификаторы и энергоносители: технологический кислород и природный газ. Их применение позволяет маневрировать энергетическими потребностями и возможностями металлургических агрегатов. Некоторые специалисты, оценивая эффективность того или иного теплотехнологического процесса в металлургии, останавливались на одной стороне процесса - энергетической. При этом ценность технологии, её аппаратурное оформление рассматривали односторонне, принимая за основу только возможность и эффективность энерготехнологического комбинирования.

На наш взгляд, при создании и внедрении новых процессов, на осуществление которых затрачивается тепловая энергия (в виде технологического кислорода, природного газа и т.п.), выбор рациональной технологической и топливно-энергетической схемы и аппаратурное оформление должны определяться технико-экономическими задачами,решаемыми с помощью данной технологии в целом.

При автогенной плавке сульфидных шихт изменением содержания кислорода в дутье можно получать различные соотношения затрачиваемых и вторичных энергоресурсов. При^ уменьшении обогащения дутья сокращается расход кислорода, увеличиваются объем отходящих газов и количество утилизируемого из них тепла, причем это количество еще больше возрастет, если расход кислорода уменьшить настолько, что для процесса потребуется добавка топлива. Можно прийти к ошибочному мнению, что наиболее экономично работать на воздушном дутье, так как при этом затраты на топливо невелики, а в котле-утилизаторе (КУ) можно получать много пара.

Проведенные наш расчеты топливно-энергетических затрат (ТЭЗ) металлургического передела процесса факельной плавки (ФП) показали, что если топливо, экономящееся по мере обогащения дутья кислородом, использовать для производства пара в котле, то оптимум 133 будет близок к точке автогенности. Кривая I на рис. I отражает изменения ТЭЗ (в рублях на тонну черновой меди с учетом стоимости возвращаемой в виде пара вторичной энергии) в зависимости от обогащения дутья кислородом. В основу расчетов были положены практические данные, полученные на печи кислородно-факельной плавки (К;П) Алмалнкского горно-металлургического комбината. Если рассматривать работу комплекса в целом (совместно с сернокислотным переделом),то оказывается, что от степени обогащения дутья кислородом зависит также экономическая и экологическая эффективность химической переработки газов металлургических процессов.

Эксплуатационные затраты на факельную плавку при различном дутье

О)

со

ю

ii

го

Ен .

го а го

Г>>Ен

§2. О Ен « 05

сэ т

-л

2

—

- } -1

М

-/

и 40 СО 80 /00

Содержание кислорода в дутье, %

I - топливно-энергетические затраты по металлургическому переделу; 2 - затраты по сернокислотному переделу; 3 - суммарные затраты.

Рис. I

Из зарубежной и отечественной практики известно, что смешение газов факельной плавки с конверторными является стандартной схемой их использования при производстве серной кислоты (извлечение серы в этом случае достигает 98%). Поэтому необходимость более полного

извлечения серы из газов металлургического производства должна учитываться для оценки целесообразности применения кислородного дутья при автогенной, в частности факельной, плавке сульфидного сырья, позволяющего с максимальным эффектом извлекать все серу-содгрзсаше газы при производстве кислоты. Это связано с тем, что в данном случае содержание сернистого ангидрида в смеси высококонцентрированных газов КФП с конверторными получается максимально возможным и в то же время не превышает (как показали расчеты) 12/?. т.е. находится в области, где показатели производства кислоты по существующей технологии зависят от содержания двуокиси серы на входе в сернокислотное производство. Поэтому из смеси газов КФП с конверторными можно получить максимальное количество серной кислоты по минимальной себестоимости.

Кривая 2 на рис. I была построена по результатам расчетов эксплуатационных затрат на химическую переработку газов в серную кислоту для различных вариантов обогащения дутья при ФП. Кр>;зал 3 отражает изменения суммарных эксплуатационных затрат по всему химико-металлургическому комплексу. Объем технологического оборудования (особенно химического передела) при кислородном дутье б-дет минимальным из-за малого количества металлургшсол^х газов. Поэтому в качестве оптимальной топливно-энергетической схемы на АИК была принята бестопливная (автогенная) плавка та чистом кислороде несмотря на высокую энергоёмкость его производства. Ежегодный экономический эффект от внедрения КФП на АШК по приведенным затратам составляет 5,3 млн.руб. в ценах 1978 г.

3. КИСЛОРОДНО-ФАКЕЛЬНАЯ ПЛАВКА (КФП) 1ДЩ>С0ДЕРШ1ЕГ0 СУЛЬФИДНОГО СЫРЬЯ С ПОЛУЧЕНИЕМ ШТЕЙНА / 7-20 /

На Алмалыкском медном заводе сооружен и успешно эксплуатируется крупный промышленный комплекс кислородно-факельной плавки (КФП) для переработки медных сульфидных концентратов.

Разработка и внедрение в бывшем СССР первого автогенного процесса стали возможными благодаря комплексу исследовательских, конструкторских, проектных и наладочных работ, проведенных институтом "Гинцветмет" совместно с ЕНИИцветмегом, Гипроцветметом и Алмалык-ским комбинатом при непосредственном участии и руководстве основными разделами автора настоящей работы.

Кислородно-факельная плавка (КФП) является разновидностью способа переработки мелкодисперсного материала во взвешенном состоянии, при котором в максимальной степени используется высокораз-

витая реакционная поверхность и внутренняя химическая энергия перерабатываемого материала (в~ данном случае сульфидных флотокон-центратов). Кдея использования этих свойств медьсодержащего сульфидного концентрата при плавке его с получением штейна была впервые проверена на пилотной установке группой отечественных ученых под руководством Г.Я.Лейзеровнча в начале 30-х годов. Эти опыты показали принципиальную возможность осуществления такого способа плавки. •

В конце 40-х - начале 50-х годов канадскими (фирма "ИНКО") и финскими (фирма "Оутокуыпу Оу") металлургами плавка во взвешенном состоянии (факельная плавка) била реализована в промышленном масштабе. 3 Канаде на заводе "Коппер-Югифф" била реализована взвешен-пая плавка кедно-никелевого концентрата на кислородном дутье,'в Финляндии на заводе "Харьявалта" - медного концентрата на подогрето;.] воздушном дутье.

Однако на момент начала наших разработок данных для реализации -'акельпой плавки в отечественной' практике, учитывающих специфику сырья, мощности заводов и обогатительных фабрик, экономические и экологические особенности медеплавильных регионов, было недостаточно. Именно поэтому созданию пролшшленного комплекса КФП и его-освоению предшествовал большой объем научных'работ, включающий лабораторные, полупромышленные "И промышленные испытания,- разработку теоретических основ процесса КФП, чему и посвящен данный раздел настоящей работы.

3.1. Лабораторные и полупромышленные испытания технологии КФП / 7-10 /

На укрупнекпо-лабораторно:'; установке производительностью до 3 т/сутки, которая модернизировалась и реконструировалась в зависимости от поставленных задач, были проверены условия ведения автогенного (без топлива) и полуавтогенного процесса КФП на различных материалах, отработаны некоторые конструктивные элементы.

На установке плавили сульфидные медные концентраты (серы от 17 до 27%) на штейн, содержащий от 45 до 70$ меди. При температуре б печи 1320-1350°С процесс шел устойчиво; ВОг, в газах было больше 705. Выносимая из печи пыль в основном улавливалась в газоохладительной пылевой камере, где температура газов снижалась до 200-300°С. Производительность печи в пересчете на суточный проплав составляла 9-10 г/м^. В поисковом порядке изучалась возможность отгонки цинка из коллективного медно-цинкового концентрата. При

плавках концентрата с содержанием 9,35 цинка последний в значительной море возгонялся, его остаточное содержание в плаке составило 2-3$, в штейне 0,3-1,5$.

Интересны показатели плавки малосернистых углеродеодержащих медных концентратов с сульфидированием, проведенной на лабораторной установке. Состав концентратов был специфичен: в них мало сульфидов (всего около 6,5$ серы), содержался битумный углерод (5,7/?), а образующиеся шлаки имели высокую температуру плавления. В качестве сульфидпрующих добавок были использованы углистый пирит (23,9$ Ее, 26,0$ 5 . 17,6$ С<5ИГ:уши) и ппрптный концентрат (37,1$ Ре и 43,5$ 6" ). Шихту подбирали так. чтобы при плавке выделялось достаточно тепла для ведения процесса с нормальным выпуском расплава (было установлено, что в шлаке должно содержаться не менее 10$ железа, иначе при 1300-1350°С он получался тугоплавким и вязким).

Исследования показали технологическую возможность кислородной плавки малосернкстых углеродистых концентратов при добавке углистого пирита, пирита или угля с получением штейнов, содержащих 40-60$ меди, и ишаков с 0,8-1,5$ меди без их внутрипечного обеднения.

Полупромышленные испытания кислородно-факельной плавки проводили на опытном заводе БНИИЦветмета. За двенадцать кампаний (от I до 3 месяцев каждая) было переработано 19000 т шихты; химический состав материалов показан в табл. I.

Таблица I

Химический состав проплавленных материалов, $

Концентрат} Си j Zn \Р6 \ Fe j <Г ;Si(?2 j СегО

А 17,2 0,95 1,53 18,5 24,45 18,8 3,25 2,48 12,84

Б 18,1 0,48 0,08 27,9 29,8 11,88 0.57 4,7 6,49

Мало-сернистый 30,6 2,44 3,51 7,41 14,54 29,2 2,26 4,31 5,73

Медно-цинковый 22,13 8,04 3.0 24,84 33,02 3,29 0,39 0,55 4,74

Полупромышленная установка КШ производительностью от 30 до 120 т/сутки состояла из печи объемом 13 м3 и площадью зеркала ванны 8,4 м2. шихтовых бункеров, системы подачи шихты и кислорода в печь, тракта отвода газов с газоохладительной пылевой камерой, пылеулавливающей установки для грубой и тонкой очистки газов от

шли и тумана серноГ: кислоты и системы КИП и автоматики.

Печь была оснащена шихто-кислородными горелками инфекционного тина и мазуто-кислороднымп форсунками. Последние предназначались для ведения полуавтогенного процесса. Ванна печи разделялась охлаждаемой перегородкой на две зоны: плавильную и обеднительную.

Плавку вели, вдувая шихту с одного торца печи; в ряде кампаний, кроме того, через второй горец вдували пиритный концентрат для обеднения шлаков.

В печь подавалась шихта, высушенная до 0,1% влаги в барабане и измельченная в вибромельнице или молотковой дробилке до 90% минус 0,16 мм.

На всем протяжении исследований плавки вели на штейн с содержанием 50-60$ меди. Испытания проводили с производительностью 50-80 т и доводили кратковременно до 120 т шихты в сутки, причем печь продолжала устойчиво работать. Достигнутая производительность соответствовала удельному проплаву свыше 14 т/м^ сутки.

Исследовали два существенно отличающихся друг от друга режима плавки - автогенный (без топлива) и полуавтогенный (с добавкой топлива). Необходимость изучения второго режима диктовалась отсутствием соответствующих примеров работы в промышленных масштабах, в то время как практически они могли возникнуть, когда в исходной шихте имелось недостаточное количество серы и железа и, следовательно, теплотворность её не позволяла вести автогенный процесс.

Потребность в кислороде при автогенной плавке во взвешенном состоянии определялась составом шихты, задаваемым содержанием меди в штейне и величиной подсосов воздуха в печь. При плавке шихты А, содержавшей 24,5$ серы, на тонну расходовалось в среднем 140 нм3 кислорода. При полуавтогенной плавке на угольной пыли на тонну шихты, содержавшей 22$ S , расходовалось 200 нм3 кислорода; расход условного топлива составил 2,5$.

В одной из кампаний в течение 7 суток плавили только малосернистые джезказганские концентраты, содержавшие около 14,0$ серы, с добавкой, известняка; процесс шел успешно при расходе условного топлива около 11$. Также перерабатывали шихту, содержавшую 13,8-28,6$ Си и 20,8-27,1$ S ; концентрат содержал 32,3-39,9$ Си и 11,4-17,7$ S ; добавляемые пиритные хвосты -30,7-42,7$ S,

Полупромышленные исследования показали, что минимальное содержание серы в шихте, достаточное для протекания автогенного

процесса, зависит от производительности печи. Для пихты А (17-245 меди, 16-20^ железа и 22-255 серы) оно составляет 24,55 при производительности печи 100 т/сутни и содержании меди в штейне 505.

Если серы в шихте недостаточно для автогенного процесса, то плавку можно проводить полуавтогенно, т.е. с добавкой топлива; например, при плавке топ же шихты с содержанием серы 17-185 условного топлива потребовалось 4,85, а при плавке малосернистого концентрата, в котором 33-365 меди, 14,55 серы и 6-85 железа, расход условного топлива составил от 7,5 до 115.

При автогенной плавке содержание сернистого ангидрида в газах составляло 75-805, при хорошей герметизации печи - 905. Состав штейна регулировался изменением соотношения шихта - кислород. Повышение содержания меди в штейне с 50 до 605 путем большей десульфуризавди увеличивает теплотворную способность шихты на 330-380 квд/кг (80-90 ккал/кг).

Увеличение производительности печи с 35 до 80 т/сутки при штейнах постоянного состава позволило снизить содержание серы в шихте с 27,3 до 24,55 без нарушения автогенности процесса. При этом температура в печи была 1250-1300°С, а температура шлака И80-1200°С.

При плавке шихты Б с 17-205 меди и повышенным количеством серы (28-335) и железа (25-295) температура в печи и температура шлака были соответственно выше на 80-Ю0°С.

При плавке медно-цинковых концентратов, содержащих около 225 меди, 255 жачеза, 85 цинка, 35 свинца и 335 серы, в шихту добавляли до 205 кварцевого песка. Получали штейны с 40-505 меди. Расплавы тлели температуру П50-1250°С. В шлаках без обеднения содержалось 0,7-1,25 меди. Цинк в основном переходил в шлак, составляя в нем 8-125, и частично в штейн, где его содержание было 5,2%.

Пылевынос из печи составлял при плавке шихты А 3,35, при плавке шихты Б 65 (за счет увеличения скорости газов).

Расход кислорода на тонну шихты составил при плавко шихты А 140-170 м3, при бесфлюсовой плавке шихты Б 200-220 м3 и при плавке медно-цинковых концентратов 200-250 м3.

Особое внимание при испытаниях было уделено отработке режимов плавки концентрата Б (Алмалыкской медной обогатительной фабрики), так как было принято решение о внедрении процесса КФП на Алмалыкском медеплавильном заводе. Опытные плавки алмалыкского концентрата проводили как с подачей флюсов в шихту, так и в бесфлюсовом режиме.

В качестве флюса к концентрату добавляли кварцевый песок. В период испытаний к шихте добавляли оборотную пыль из камеры, газоходов л сухих электрофильтров.

Загрузка концентрата была постоянная и составляла 2000 кг/ч, изменялась только подача кварцевого флюса и оборотных пилой. Количество подаваемо]': пыли регулировалось по температуре шлака, которая по заданию не должна была превышать 1250-1270°С.

В зависимости от расхода технологического кислорода и содержания сери в шихте при плавке были получены штейны с содержанием 30-73Г; меди.

Содержание мели в .шлаках колебалось от 0,47 до 1,60$ (при :-:те.лах соответственно 46,9 и 73,43^ меди).

Содержание компонентов е шлаке колебалось (в %): 38-45 Ре; 24-25 &02 ; 4-8 №г03 ; 0,3-1,8 СаО, а сернистого ангидрида в газах от 58 до 94$, в основном находясь в интерзале 78-88$ (среднее содержание составило 85$).

Шлаки имели температуру 1230-1360°С (средняя 1265°), выпуск :лгка .':с вызывал каких-либо затруднений.

Содержание меди в штейне и температуру в печи легко регулировали изменением соотношения концентрат - кислород. Регулирование температуры таете достигалось изменением количества подаваемо:; оборотной пили, в которой в среднем содержится, %х 20-25 Си , 0,65-0,7 ¿п . 0,4-0,5 Р6 , 8-14 ¿аЛ^ , 6-ПЗ%, 0,19-0,28 А.

Плавка алмал'чкеких медных кощептратоЕ во взвешенном состоянии па кислородном дутье происходит автогенно, как без флюсов, так и с добавкой кварцевого песка до 20$ от веса концентрата с расходом 220-250 нм3 технического кислорода на тонну концентрата. Лобавка флюсов в известной мере является регулятором температуры процесса:-при бесфлюсовой плавке шлаки перегреты до 1250-1350° и жидкотекучл как при флюсовой, так и бесфлюсовой плавках. Плавка на штейн с содержанием 50-60$ меди осуществляется без каких-либо затруднений. При таких штейнах шлаки содержат 0,8-1,2$ меди без обеднения.

Как показало изучение шлаков КФП, практически вся медь находится в эти:; -паках в виде сульфидов или металла; окислы меди отсутствуют. Содержание меди в шлаках (общее и в виде металла) увеличивается по мерз обогащения штейнов. Количество магнетита в шлаках составляет 3-15$ и увеличивается с ростом содержания меди в штейне. В магнетитоЕЫХ зернах встречаются сульфиды округлой формы типа борнита.

Испытания по обеднению шлаков, полученных при КФП, проводили как внутри печи, так и вне её - в электропечи. II в toi.; и в другом случае применяли два способа обезмеживанпя шлака: отстаиванием и подачей на поверхность шлака ппритного концентрата. Причем при внутрипечном обеднении шлака пирит подавали па ванну через iiiiix-товую горелку вместе с кислородом.

Результаты испытанных способов обеднения шлаков сведены в табл. 2.

Как видно из таблицы, при отстаивании шлаков автогенной плавки в электропечи и в кислородной печи над близкими по содержанию меди штейнами (54,5 и 51,4$) получены одинаковые по меди шлаки (0,85 и 0,82$). Даже при невысоком расходе пирита в электропечи (6$ от веса шихты плавки) были получены очень бедные штейны (в среднем 5,1$ меди), а шлаки над ними содержали 0,57-0,6$ меди.

Внутрипечное обеднение шлаков пиритом позволило установить, что при продолжительности обеднения 75 мин содержание меди в шлаке снижалось от 1,27 до 0,55$; последующее отстаивание в течение I ч привело к уменьшению содержания меди до 0,37$. В аналогичном опыте, когда обеднению подвергали шлак с 35-45$ Ре и 22-35$ StOf над богатым штейном содержание меди снизилось от 1,3 до 0,47$.

Получение более богатых шлаков при обеднении в электропечи, по сравнению с обеднением в кислородной печи (0,47 и 0,37$ меди), можно объяснить малым контактом пирита п кокса с жидким шлаком.

При внутрипечном обеднении шлака пиритом значительная поверхность расплавленных и хорошо прогретых в кислородном факеле капель сульфида железа обеспечивала хороший контакт' и перемешивание бедного штейна с массой обедняемого шлака, что и приводило к снижению содержания меди в конечном шлаке.

3.2. Исследование физико-химических основ кислородно-факельного окисления сульфидов / 10-18, 36-37 /

Сущность факельных процессов состоит в том, что перерабатываемый концентрат в составе шихты вносится в пламенное пространство печи струей дутья и там распыляется; это приводит к образованию пыле-газового факела, в котором окисляется концентрат, плавится шихта и частично офлюсовываются шлакообразующие окислы (рис. 2).

Таблица 2

Сводные результаты обеднения шлаков кислородно'.! плавки алмалыкских концентратов

Способ обеднения Содержание меди в шлаке (в %) при длительности обеднения, мин Содержание меди вяша-ке (в %) после отстаивания, мин Содержание меди в штейне. $ Расход на нение обед- Условный коэффициент распределения меди

О 1 | 30 ! ¡60-75 90 120 30 60 —т—..... до ¡после обед-¡обеднения ¡нения Т - - т пирита¡кокса¡энер-к весу| или ¡гни, ШИХТЫ,¡УГЛЯ | 1 К 1---- % ¡весу } т ¡шихты¡злака

1 г \ !

I 2 3 4 5 6 7 8 9 10 II 12 13 14 •

Отстаивание в электропечи: штейн 43,2$ меди 1,00 0,68 0.64 43,2 - 250 0,0148

штейн 54,4$ меди 1,67 0,85 0,85 _ — 54,4 - _ _ 250 0.0154

Обеднение в электропечи: пиритом 1.18 0,71 0,60 58.I 5.40 6 500 О.Ш

пиритом и коксом 1,34 - 0,64 - 0,57 54,2 10,1 6 1,5 500 0,564

Отстаивание в кислородно:; печи: птейн 51,4% меди

птейн 59,7% меди

Отстаивание шлаков плавки с добавкой пилеугля в кислородной печи

Обеднение в

кислородной

печи:

бедный

штейн

богатый конечный штейн

0,92 0,83 0,82

1,41 1,10 1,04

0,72 0,62 0,52

1,27 0,70 0,55

1,30 0,90 0,57

,_7____8______S_____10____II_____12_____13______14___

51,40 51,40 - 0.0160

59,7 59.7 - 0,0175

40,1 40,1 - 3.0 - 0.0130

0,42 0.37 52,3 21,8 18,2 3,0 - 0,0170 0,56 0,47 56,7 48.0 IS,I 3.0 - 0,0098

Сущность процесса кислородно-факельной плавки

Ге5г.о,—-РеЭ^О-РеЛ-ЗОг * д, Шг$1 ♦ ог—Си25-Ре5-Ге0. Ре5о4• 50: ♦ у,

•¿^г Гаэо^ шихтой ыи фаяел

=""-^Г_-=--=_(Р«,о4>,[Ре$1—(Гео)»50г ^^ шпак (Си,0)-1Ме51—1Си,Сиг5]. 1МгО)* Б0г

(Рео^о,)- 5|0;1Са0)—(ГеО ге,од-э.Ог-СаО)

Рис. 2

Как видно из рисунка, сульфидно-кислородный факел является зоной протекания основных теплотехнологических процессов при КФП: воспламенение и окисление сульфидов; нагрев, расплавление и выпадение конденсированных продуктов окисления; формирование газовой фазы. Исходя из этого, знание картины протекания основных явлений в факеле (скорости и длшга зоны окисления, интенсивности сепарации частиц, поля температур и тепловых потоков, угла раскрытия факела) - позволяет правильно выбрать форму и размеры рабочего пространства печи, определить режимы работы шихтовых горелок, обеспечивающие наибольшую удельную производительность, наилучшее усвоение технологического кислорода, наименьший пылевынос, минимальное содержание меди в выпускаемом ¡плаке и максимальную длительность межремонтной кампании.

3.2.1. Особенности механизма и кинетики / II, 12 /

Процесс окисления сульфидных материалов газообразным кислородом является типичным гетерогенным термохимическим процессом.

Окисление сульфидов газообразным кислородом коренным образом отличается от процесса гетерогенного горения твердого углерода. Конечными продуктами окисления углерода являются газообразные окислы. Они десорбируются с поверхности горящей частицы, что делает её вновь реакционноспособной вплоть до полного выгорания углерода, характеризующегося исчезновением конденсированной фазы. Продуктами окисления сульфидов (как промежуточными, так и конеч-

шага), помимо газообразных окислов серы, являются кислородные или серокислородше соединения металлов, т.е. окисление сульфидов является процессом химической абсорбции (хе:.:осорбции) газообразного кислорода твердым сульфидом. Образование на поверхности зерен сульфидов продуктов окисления затрудняет дальнейший доступ кислорода к реакционной поверхности, расположенной под их слоем. Более того, при ведении процесса обжига-плавки на штейн окисление протекает с недостатком кислорода против потребного для полного выгорания серы п окисления металлов до высших окислов. Поэтому,если скорости диффузии кислорода к поверхности зерен и адсорбшонно-химического акта на пей достаточно велики по сравнению со скоростью диффузиошю-хиглического акта внутри частиц, то при полном расходовании кислорода из газовой фазы внутренние зоны реагирующего материала могут оказаться не подверженными воздействию кислорода. а сульфиды, расположенные в поверхностных слоях, превратятся в высшие кислородные соединения (сульфаты или высшие окислы). В этом случае конечные продукты окисленш, которые должны иметь равномерный (отвечающий заданной: стехиометрии) состав внутри частиц, будут образовываться в результате поступления хемосорбированного кислорода к реакционной поверхности.

Таким образом, механизм окисления твердых сульфидов газообразным кислородом характеризуется следующими основными группами процессов: внешней диффузией газообразного кислорода, адсорбци-онно-химическим актом на поверхности раздела фаз и диффузионно-химическим актом внутри зерен.

Подвод газообразного агента к твердой реагирующей поверхности осуществляется с помощью молекулярной диффузии, подчиняющейся закону Фика, и молярной диффузии или конвекции за счет движения всей массы газа в целом.

Использовав представления о ламинарном пограничном слое для сферических частиц радиусом , количество диффундирующего в единице объема окислителя можно выразить в виде:

со

где /Со. - диффузионный критерий Нуссельта;

/> - коэффициент молекулярной диффузии;

Хгг - объемная концентрация твердых частиц в потоке газа;

Сcf - концентрация газа в окружающей среде;

Споб - концентрация у поверхности. Перенос вещества и тепла в газовзвеси может быть записан в виде следующих равенств:

//«-- « п^ < ^

Л/и = а. ■ £е л > >

где показатель степени п , по данным различных авторов, равен 0,5-0,83; ße - критерий Реинольдса для частицы.

Как видно из приведенных зависимостей и уравнения (I), скорость диффузии газа в двухфазном потоке обратно пропорциональна размеру частиц твердой фазы в степени 1,17-2.

Из выражения (I) следует, что пшхтокислородный факел КФП в результате высокой степени измельчения перерабатываемых материалов (более 80$ мельче 0,16 мм), высокой начальной концентрации твердых частиц в потоке окислителя (1-2 до^/м3 против 0,15 дм3/м3 в пылеугольном факеле на воздушном дутье) и максимальной начальной концентрации кислорода в дутье обладает лучшими диффузионными свойствами по сравнению с пылеугольным факелом.

Для оценки скорости реакции окисления сульфидов на поверхности раздела фаз при наличии физической и химической адсорбции нами использована теоретическая схема химизма окисления сульфидов, предложенная Е.В.Маргулисом:

MeS + &2 A<eS * , (2)

4-MS — ~ ^eSOen ,

(3)

MeSO,„ -

AfeSOf Л/е О * SC>2 MeO + SO Me + SOz Ate + S2 Me * SO

(4)

Уравнение (2) отражает акт физической адсорбции на поверх- • ности; уравнение (3) - акт хемадсорбции о образованием метаста-бильного комплекса; уравнение (4) - разложение комплекса с получением конечных (в зависимости от' условий проведения окисления) продуктов.

Введем следующие обозначения:

в - поверхность раздела фаз, свободная от физических

адсорбированного окислителя;

в, - поверхность, занятая физически адсорбированными молекулами;

во

У/ - доля поверхности вв , составляющая часть поверхности 9! , связанно!'; с промежуточными комплексами, полученными в результате хемадсорбцни через посредство физической адсорбции;

Хг - доля поверхности 80 , составляющая часть поверхности 9 , связанной с промежуточными комплексами, полученными в результате непосредственной химадсорбции;

17 - константа скорости конденсации молекул при физической адсорбции;

V - константа скорости десорбции по реакции (2);

КпЛп - константа скорости хемадсорбции (образование промежуточ-* ных комплексов) по реакции (3);

КрдЗЛ - константа скорости образования конечных продуктов (распада промежуточных комплексов) по реакции (4);

С - концентрация газа;

С - время.

Кинетические уравнения образования и разложения метастабиль-ных комплексов записываются в виде:

= Ковр (&<-*<)- Храм Х1 ; -0- = Кф - хг)сх2 .

Интегрируя эти выражения, найдем:

/у =

Моор

я-

' Кобр + Храм '

ь=

А!о»С

НоёрС + /¿рам

4 _ Ё-(НоСр + Храму

Скорость реакции на поверхности определяется разложением комплекса, образовавшегося в результате хемадсорбции ( как прямой, так и .через физическую адсорбцию)

Подставляя найденные значения н -г^ , получим

_ х^.^. р- Г/. ^ 5» >«5. J

Гобсек?*«. ,, о , Г, {«аг^с*

[_ ' I.

При достаточно высоких температурах, характерных для окислительного обжига, удельная скорость физической адсорбции будет ничтожной и поверхность не успеет связаться с адсорбированными молекулами, т.е. ^ »0.

В пределе ( т = )

? - ; ' ' я)

Крспл KoSf'C

Из уравнения (5) видно, что скорость реакции на поверхности раздела фаз и её порядок по кислороду зависят от соотношения Кобр'С и КрдЗЛ , т.е. скорости образования комплекса (хемадсорбции) и разложения его.

А.В.Ванюков и И.Н.Пискунов экспериментально показали, что при обжиге порошка сульфида железа при 560-700°С и концентрации кислорода в газовой фвзе до 21$ устанавливается нулевой порядок реакции по кислороду. Это означает, что для процессов, протекающих на поверхности, характерно значительное превышение скорости хеыадсорбции над скоростью разложения хемадсорбцвоншх комплексов или кристалло-химических превращений ( с ä>

С увеличением температуры следует ожидать увеличения скорости распада комплексов и роста порядка реакции по кислороду. Однако одновременно с ростом температуры рост концентрата: кислорода в газовоП (Тазе может вновь сделать второй член знаменателя в уравнении (5) ничтожно малым в сравнении с перши, что вновь приведет к нулевому порядку реакций по кислороду. Последнее подтверждается опытными данными В.Г.ЩуроЕского по окислению во взвешенном состоянии сульфидов железа до Ю00°С и обогащению дутья кислородом до 47,55.

Таким образом, скорость адсорбционно-химического акта на поверхности раздела фаз при кислородно-факельной плавке (концентрация кислорода в газовой фазе максимальна) будет определяться скоростью разложения хемадсорбциошшх комплексов, т.е. внутренними процессами, поскольку хемадсорбция протекает намного интенсивней кристалло-хшических превращений.

Образование на поверхности раздела фаз достаточно плотных продуктов выключает реакционную поверхность из непосредственного взаимодействия с газообразным реагентом. Дальнейшее окисление, связанное с расходованием газообразного кислорода, если он остался, а также выгорание серы, связанное с выравниванием состава огарка по сечению зорен после сорбции последней порции свободного кислорода, зависят от процесса внутренней диффузии реагирующих веществ.

Для скорости процесса уравнение тлеет вид

¿/у л/А '

сГг 2г '

- толщина слоя окалины (продукта реакции);

- коэффициент внутренней диффузии;

- концентрация адсорбированного кислорода на внешней поверхности;

- поверхность зорна;

- время.

Концентрация кислорода, адсорбированного на внешней поверхности окисляющихся частиц, зависит от концентрации в газовом объеме. Однако, если процесс протекает ео внутридпффузионной об-

где

¥

л-с"9*

^ л об

ъ

г

ласт, го для реакции окисления сульфидов в условиях КФП, имеющей нулевой порядок по газообразному кислороду, величина С^

пов

не будет зависеть от концентрации кислорода в газе. Это возможно лишь тогда, когда на поверхности раздела фаз удерживается постоянное максимальное количество адсорбированного кислорода в в::де метастабильных комплексов (хемадсорбированный) или с виде пролетов их распада (хемосорбированннй) до полного исчезновенш кислорода в газовой фазе. При кислородной факельной плавке, когда обжиг ведут с недостатком кислорода против необходимого для полного окисления всех составляющих до высших окислов, образование в поверхностных слоях высших кислородных сорбционных соединений также приведет к отставанию десульфуризации по заданной стехиометрии от расходования газообразного кислорода, что в конечном итоге выразится в полном исчезновении кислорода в газовой фазе при еще не завершенной десульфуризации.

Таким образом, благодаря высоким внешнедиффузионшм и адсорбционным свойствам сульфидно-кислородного факела КФП выгорание серы в нем лимитируется внутренними процессами.

Это выражается в нулевом порядке реакции окисления сульфидов по газообразному кислороду как результате первоначальной интенсивной аккумуляции сорбированного кислорода в поверхностных слоях. Последнее должно приводить к существенному различию в динамике расходования газообразного кислорода и выгорания серы конденсированной фазы по заданной стехиометрии: более быстрому деоксидиро-ванию газовой фазы в сравнении с десульфуризацией конденсирование; что в конечном итоге выразится в полном исчезновении свободного кислорода при незавершенности процесса выгорания серы.

Установленные положения весьма наглядно подтверждаются эксие^ риментальными данными исследования факела, полученными нами на полупромышленной установке кислородной факельной плавки.

Наиболее представительные результаты были получены в режиме контрольных плавок шихты А и на двух режимах плавки шихты Б (табл. 3). Последние два режима отличались изменением начальной скорости входа горючей смеси в печь, что достигалось изменением диаметра выходного отверстия горелки.

Результаты исследований представлены на рис. 3.

Для всех режимов было характерно резкое увеличение концентра ции двуокиси серы в газообразной фазе (до 80-35$) уже на расстоянии 0,7 м от устья горелки. Свободный кислород к этому моменту в газообразном виде отсутствовал.

Таблща 3

Реашлы плагок пр:: 1:зуче:п::: Свдоса 1Ш

Расход Расход Содержание Скорость 1 'Содор;::ак::е • Содержание Температура

шихты. техни- и еди в выхода !кислорода в £Ог в газах, ;; спускае-

Шихта кг/ч ческого лтепяе. ШИХТОБО- ¡газе на зи- мого шлака.

кисло- с' кпслород- !ходе ¡:з го-

рода. ноп смеси ! ре#кл. °С

м3/ч из горелк; :.]/ сек I,! т \

А 3200 462 58,6 29.1 95 ьб.О ::8з

Б 20Си 500 51,48 II,оА 6с.4 60,2 1260

Б ¿000 ¿00 СО. 73 9.44 69.6 С?,2 1265 го ю

Изменение состава конденсированной п температуры по длине факела

к газообразной фаз

а)

б)

в)

ъЮЮ

I

6 в

—- -- г =1

--1-

—"Ч

\ -г Ч 1

*Ч У*—

ч 1

ч [

Г V

41

о Цн п.! геи

калидраб (1/(1)

О ОС! И} Ш Расстояние от устья горелки, м

ъюсо

г

* 500

О 0,7 ¿3 20 27 3.6 0,3 Расстояние от устья горе л ни, м

33 VI ?

Рисс">?ин,:£ с п усп>я ,

а) шихта А, режим I

б) шихта Б, режим 2

в) шихта Б, режим 3

температура; 2 - $02 3 - $; 4 -Си 0г ; 6 -

Рис. 3

Однако изменение содержания серн в конденсированной фазе по длине факела в режимах I и 2 показывает, что и при отсутствии в газе свободного кислорода ужо на расстоянии 0,7 м от горелки процесс выгорают серы в дальнетем протекал не менее интенсивно (рис. 3, а, б). Этот момент особенно наглядно иллюстрируется режимом контрольных плавок шихты А (рис. 3. а), где факельный процесс сильно растянут в пространстве благодаря большой скорости выхода из горелки шихто-кислородной смеси.

Таким образом, подтверздено интенсивное поглощение газообразного кислорода конденсированной фазой с последующим расходованием его на окисление серы с образованием промежуточных хешсорбционних соединений или комплексов.

При плавке шихты А, являющейся низкотемпературным процессом в сравнении с плавкой платы Б, такими комплексами являются, например, сульфаты, обнаруженные в значительных количествах химическим анализом. В дальнейшем, по мере увеличения температуры факела и длительности пребывания частиц в нем, происходит процесс разложения этих комплексов с образованием конечных продуктов окисления.

Аналогичная картина поведения кислорода видна и по режиму 2, а в режиме 3 (рис. 3, в) скорость входа горючей смеси в печь была сокращена настолько, что все основные окислительные процессы завершались уже к первому отверстию для отбора проб (5 калибров горелки), т.е. в непосредственной близости от горелки. Длила участка факела, на котором завершается процесс хемосорбции кислорода, более чем в семь раз меньше общей длины выгорания серы в факеле (4,84 против 0,68 м). Если же учесть, что скорость движения в факеле непрерывно убывает, то время завершения указанного процесса более чем на порядок меньше общего времени завершения процесса окисления сери.

Из сказанного следует, что при соответствующей организации аэродинамики энергетическая длина факела, на которой в основном завершаются процессы тепловыделения в результате освоения кислорода и перехода серы в газы, составляет 6-11 калибров горелки. Столь высокая интенсивность химического реагирования в Факеле КВП свидетельствует о том, что лимитирующим удельную производительность печного агрегата КВП является процесс выпадения расплавленных частиц конденсированной фазы из факела, т.е. не энергетическая, а аэродинамическая длина последнего.

Этими же исследованиями установлен угол раскрытия факела, который в среднем по длине печи составляет величину 16° и с изменением режима работы горелки практически не меняется.

3.2.2. Аэродинамика шихто-кислородного факела / 7, 10, 12-15, 36-37 /

Сепарацию конденсированной фазы из горизонтального сульфидно-кислородного факела изучали на полупромышленно;-' печи КФП по характеру выпадения дисперсного материала из холодного факела на ванну печи.

Эти исследования проводили по следующей методике: перед начал 01.1 каждого опита на подине печи в определенном порядке устанавливали мерные стаканы. Затем в холодную печь, достаточно герметизированную и при наличии небольшой тяги (до 10 н/м^), в течение определенного количества времени через горелку в необходимых количествах подавали такту и кислород. По окончании опыта измеряли высоту материала, осевшего в стаканах. Ввиду того, что ширина ванны печи в различных поперечных сечениях неодинакова, результаты опытов обрабатывали в виде графической зависимости от длины печи произведена средней высоты материала в стаканах данного поперечного сечения печи на ширину печи в это;., же сечении. Далее, с целью определения количества материала, осевшего на различных участках ванны по длине печи, производили планиметрирование этих графиков. Кривые I, 6 и 8 (рис. 4) показывают, что уменьшение скорости выхода из горелки сильно сокращает относительную длину сепарации твердой фазы из факела.

Исходя из результатов холодных испытаний, а также практики работы печи, в качестве оптимальной была принята скорость выхода смеси из горелки 12 м/сек. При этой скорости было проведено наибольшее число холодных продувок горелок различной производительности. Этим опытам на рис. 4 соответствует заштрихованная область, ограниченная кривыми 2 и 7. При минимальной производительности горелки 20 т/сутки (кривая 7) основная масса пылевидного материала (до 80$) высаживается в плавильной зоне печи на расстоянии ^ 60 калибров горелки. С увеличением производительности наблюдается тенденция к уменьшению аэродинамической длины факела, и при производительности 70 т/сутки( кривая 2) 9С$ твердой шихты высаживается из факела на расстоянии 30 калибров от горелки.

Для выяснения возможности экстраполяции полученных данных по сепарации частиц из факела на промышленную печь, а также с целью определения параметров управления этим процессом и его оптимизации нами аналитически было рассмотрено движение частиц в факеле в зависимости от начальных условий истечения (диаметра горелки, скорости истечения, производительности).

Вппадоние частиц из факела КФП по результатам холодных испытаний горелок

Расстояние от устья горелки, м (для кривой 7)

Кривая, точки Скорость на выходе из горелки, м/сек Производительность гооелки, т/сутки Выходной диаметр горелки, мм

I 5,36 28,6 100

2 12,0 70 118

3 12,0 50 95

4 12,0 40 86

5 12,0 30 73

6 12,0 28,6 73

7 12,0 20 60

8, 9 36,1 28,6 42

Рис. 4

Факел кислородно-взвешенной плавки относится к двухфазной свободной струе газа с примесью твердых частиц. Принимаюсь предположение об отсутствии влияния частиц на движение газо;;ой г'азы и проводился расчет траекторий частиц в поле скорости чисто газовой струи.

Для рассматриваемого случая профиль скоростей газовой фазы задавался формулами Г.Н.Абрамовича для свободной осеспл".'етр::чной

струи. Скорость газа , витокс.чщего :;з горелки радиуса /7 с начально!! скоростью и.^ б зависимости от х (координата вдоль оси струп) и г (поперечная координата), определялась следующей выражениями.

1. Основной участок струи (х ^ 8Г])

с* = ¿О^ё—о-п*)' (6)

+029 ■ { у

П

где - ц ^ д у > - постоянная, характерная для данного

типа истечения (в капеы случае О = 0,084).

2. Начальный участок струп:

а) ядро постоянно;: массы ^ Г?р ^ г%р-(€г,-}<)0,/2£~3

Й - / (7)

б) пограничный слой L ¡"ip ^ ¡^ — i

П IX) - П + О, ¡44 X ]

ü^'f-'f (в)

где

Г tx) - г

п -

¿ П(*)

При этом считали, как обычно, что поперечной составляющей скорости газа можно пренебречь, так что осГ имеет только составляющую по оси X

На движение твердых частиц в этом случае оказывает влияние сопропшление газовой фазы F и сила тяжести n~>(j ( т -.масса частицы, д - ускорение силы тяжести). Аэродинамическая сила г определяется разностью скоростей частицы и газа и выражается как

F -- J F'frf Ш - - и! (9)

_ I ¿т с/^ _/

где р - --¿р-* - м:делево сечение, и^ - диаметр час-

тицы, ф' - коэффициент сопротиглсши, у! - плотность газе сг - скорость частицы.

Уравнение для скорости частиц в проекции на осп X ¿д ? имеет вид:

dt

diz / f-'¿\p „ / ,_ т--;-;—■

eüz. - jL Г—--

cít ~ ,т>

(Ю)

(¿-&язкость Разе?)

Приближенно частицы были разделены на пять порций (пучков), отличающихся друг от друга направлением начальной скорости (рис. 5).

Схема расположения пучков в плоскости, перпендикулярной оси факела, и используемая система координат

Рис. 5

Проекции начальных скоростей пяти пучков частит па осп координат вычислялись по формулам

0-Ся =ClCOSc¿ Sin/3

- a SÍOoS i/n/S (//)

(SCs - eosfí

где cÁ - угол между проекцией вектора скорости на плос-

кость ЫОи ) и осью Ох , 0, - угол между проекцией вектора

скорости па плоскость ( ) и осью .

Система уравнении (10) с учетом выражении (6) - (8) и начальных условий (II) решалась на ЭКЛ методом Рунге - Кутта для каждого из пучков при характерных для КФП значениях физических констант.

Расчеты проводили при различных значениях радиуса горелки = 0,12; 0,15; 0,17 м и различных скоростях истечения иГе = гГ0 = 15; 20; 25 м/сек.

Этот диапазон охватывает все практически целесообразные производительности одной горелки промышленного агрегата и скорости на Еыходе из нее.

На рис. 6 приведена зависимость осевой скорости частиц гЛ от длины печи. По данным рис." 7 может быть определена область выпадения частиц е ванну.

Изменение осевой скорости пяти пучков частиц ( У* ) по длине печи ( л = 0,15 м,

vT0 = =20 м/сек)

Изменение вертикальной координаты ^ по длине печи ;п^я пучков

20

4 3/2 Z.H Рис. 6

Расчет траекторий частиц при различных значениях радиуса горелки г, и различных начальных скоростях истечения (рис. 8, 9) позволил получить следующую эмпирическую формулу для максимальной длины выпадения частиц из факела ( X у ):

Ху = Мп -4 ,

(12)

где

Хр , должны бить выразим в :.:, в м/сек.

Зависимость максимальной длины выпадения частиц из факела ( а у ) от радиуса горелки при иЬ , м/сек: I - 15; 2 - 20; 3-25

/6 /4

£

12

/о в

Зависимость максимально:: длины выпадения частиц из факела ( Ху ) от начально:', скорости истечения при Ъ я:

I - (5,12; 2 - 0.15; 3 - 0,17

/6 /4

а/2 о,Й а/6 ол

ь«

Рис. 8

V /7 /9 2/ 25 25'

Мо, м/сен

Рис. 9

Сравнение экспериментальных данных, полученных при холодных испытаниях печи КВП, с расчетными, полученными по формуле (12). дает расхождение в пределах +205, что доказывает возможность использования предложенного метода для оценочных расчетов.

Полученная зависимость показывает линейную связь максимальной длины зоны выпадения частиц (аэродинамической длины факела) как с начальной скоростью вылета частиц, так п с радиусом горелки.

Следовательно, при неизменной производительности аэродинамическая длпна факела сокращается при уменьшении ^ и увеличении /*> .

Тагам образом, с точки зрения оптимизации процесса К5П (получения более бедных шлаков, повышения удельной производительности агрегата) всегда выгодно сникать скорость на выходе из горелки. При этом следует иметь в еиду, что снижение скорости б горелке ниже 15 м/сек приводит к нарушению стабильности пневмотранспорта дисперсных частиц и равномерности распределения твердой Газы в еыходном сечении горели:.

Исследования механизма и кинетики окисления сульфидов при КФП, а также сепарации частиц из факела на ванну показали, что даже при наиболее рациональных режимах ведения плавки аэродинамическая длина факела многократно превыпает энергетическую длину, на которой в основном завершается процесс окисления с полным усвоением кислорода и переходом серы в газы. Энергетическая длина факела составляет 6-11 калибров горелки.

Столь высокая интенсивность химического реагирования в факеле свидетельствует о том, что удельную производительность печного агрегата кислородной плавки лимитирует процесс выпадения расплавленных частиц конденсированной фазы из факела, т.е. не энергетическая. а аэродинамическая длина последнего.

Полученные результаты дали основание предложить способ кислородной плавки в вертикальном факеле при помощи горелок, устанавливаемых в своде печи на расстоянии 10-11 калибров горелки от поверхности еэнны расплава. Этот способ имеет ряд преимуществ:

1) увеличивается удельная производительность агрегата из-за сокращения аэродинамической длины факела до энергетической;

2) снижается пылевынос из печи вследствие принудительной сепарации конденсированной фазы из факала на поверхности жидкой ванны;

3) упрощается конструкция печного агрегата, что позволяет более удобно размещать его в цехе.

При отработке указанного способа плавки, проводившейся на полупромышленной печи КФП, была показана возможность ведения процесса как на двух, так и на одной шихтовой горелке, установленных на своде, т.е. без дополнительной высоты печи.

У способа плавки на вертикальных горелках в процессе его отработки помимо перечисленных достоинств был выявлен еще ряд: I) отсутствие подовых настылей, характерных для плавки на горизонтальных горелках; 2) возможность обеднения шлаков пиритным концентратом в непрерывном режиме одновременно с плавкой (даже на сравнительно короткой полупромышленной печи).

Как показала практика, плавка при вертикальном факеле осуществляется вполне успешно, и в этом случае необходима весьма малая плавильная площадь печи.

- Расчет удельного проплава КФП (рис. 10) складывается из следующих этапов. По имеющимся данным находится расход шихты & :

а =

где с/ - диаметр горелки, м; - скорость шихто-кпслород-но:'. смеси на выходе из горелки, м/с; !/</<? -!//&- удельный расход кислорода ( V - расход кислорода, м3/ч), м3/т.

К расчету удельного проплава 1Ш

1 - горелка

2 - факел

3 - поверхность

ванны

Рис. 10

Площадь активной зоны ванны определяется как

с *С*+21Ъ "г)2 . А

здесь ¿¡- - дайна реакционной зоны факела, м;

сС = 19-21 - угол раскрытия факела, град.

При ¿ = , с< =20 град и = 0,3 м

_ 24 £ _ 2/90Ь/ Т Б '

Таким образом, получены следующие значения удельного проплава :"' ~ "

VyJ, м3/т 200 220 250

i2- сут)1 при W , м/с:

12 131 120 105

15 164 150 132

20 219 199 175

Приведенные схемы вертикального факела и величины удельной производительности показывают, что для факельного процесса На чисто кислородном дутье характерен высокий теоретический удельный проплав (порядка сотен тонн на I м2 плавильной зоны в сутки). Полупромышленные испытания на опытном заводе в г. Рязани проводились при удельном проплаве 25-30 т/ы^ сутки. Отдельные плавки проводились при производительности 120 т/м2 сутки.

Испытания печи при повышенной производительности показали, что скорости реакций в факеле обеспечивают значительное увеличение удельной~ироизводительности агрегата КФП и что возможности процесса до конца не исчерпаны.

Сокращение аэродинамической длины факела до энергетической при реализации способа плавки с вертикальными горелками требует более строгого расчета времени пребывания реагирующей частицы в вертикальном факеле, чем в горизонтальном.

Этот расчет должен учитывать такие специфические особенности двухфазной струи-факела, как высокая концентрация твердой фазы в потоке"несущего газа и относительное движение (скольжение) фаз.

Выше было показано, что время, в течение которого завершается сорбция газообразного кислорода в сульфидно-кислородном факеле, сопровождающаяся сокращением объема газовой фазы, на порядок меньше времени выгорания серы. Исходя из этого, временем протекания сорбции кислорода можно пренебречь и допустить, что она завершается непосредственно на выходе сульфидно-кислородной смеси из горелки. В результате есть основание считать, что' в начальном сечении факела скорость газовой фазы, представляющей собой продукты "окисления диссоциированной серы, становится меньше скорости частиц. Согласно такой аэродинамической модели, отношение скоростей фаз и концентрация твердой фазы в начальном сечении факела на исследованных режимах составляют 1,91-2,41 и 1,75-2,51 кг/кг соответственно. Таким образом, пшхто-кислородный "факел в аэродинамическом отношении можно квалифицировать как свободную двухфазную струю, "несущую твердые частицы с"большой концентрацией и относительной скоростью их в начальном сечении.

Ранее автором бил разработан метод расчета осевых значений осредненяых скоростей фаз в такого рода струйных течениях на основе метода подобия профилей плотностей потока суммарного импульса и массы примеси в поперечных сечениях струи.

Универсальность профиля плотности потока суммарного ишульса и массы примеси для автомодельного участка осесимметричнбй двухфазной струи в рамках теории асимптотического пограничного слоя записывался в следующем виде:

Д*/ рв С игхг = /

/> * /з с «г?)«, +

УЬ С иг X = (/б С«й)т~

/

/,т5-

(в)

ш

где

и-х / ^ - продольные составляющие осредненных скоростей несущей фазы (воздуха) и частиц примеси соответственно; мгновенная весовая концентрация частиц; плотность воздуха;

С р*

7 егх X

- безразмерная координата;

- продольная координата (расстояние от полюса);

$ - поперечная координата (расстояние от осп); с7 - эмпирическая постоянная струи. Турбулентное число Прандтля было принято- постоянным и равным 0,75 при переходе к несжимаемой жцдкости. Тогда решения интегральных уравнений сохранения потока суммарного импульса и массы примеси принимают вид

(Р*Ухг+&Сиг;)т_ О,Ж от .

+/в С «г.*^ (Ц-)' У

//а СиГ, ).

-

0.3/5 6>/

где и - коэффициенты неравномерности начальных

профилей плотностей потоков суммарного импульса и массы примеси соответственно; - радиус сопла.

Закон изменения скорости твердой фазы вдоль струи задавался ■равнением движения отдельной частицы в виде

Л

с/и<~х„ и,/.) _/ /иГхп-Ухъ)* ~17х 4 г/,' Ри иГг/17 '

¿9 А

иГх17

где V (х) - коэффициент сопротивления движению частицы;

с/э - диаметр шара, равновеликого по объему частице; Рч - плотность частицы.

Значения эмпирической постоянной с/ и расстояния от полюса основного участка до начального сечения У„ заимствовались из эксперимента, который также свидетельствовал о правомочности применения метода подобия ри* к рассматриваемой задаче.

На лабораторной установке исследовали пылевоздушную струю, вытекающую из длинной трубки диаметром 10 мм с различными начальными скоростями и соотношением скоростей фаз, а также с различной концентрацией и крупностью частиц пыли.

Плотность потока суммарного импульса измеряли специальной пневмотрубкой, работающей с отдувом пыли из приемника давления. На нескольких режимах для сопоставления конечных результатов расчета по уравнениям (15) - (17) с экспериментом той же пневмотрубкой, но работающей в режиме отсосной трубки для изокинетического отбора пыли, измеряли изменение осевой скорости воздуха.

На рис. II изображены поперечные поля плотности потока суммарного импульса при —^-6,0 ( X ~ расстояние от сопла) для

всех опытов в безразмерных координатах. Как видно из рис. II, безразмерный профиль плотности потока суммарного импульса является универсальным и хорошо аппроксимируется выражением (13).

Опытные константы, с помощью которых обеспечивается приближенное соответствие расчетного профиля эквивалентной струи-источника и реально!: струи конечного размера, определяли из совместного решения уравнений (13) и (15).

Уравнение (17) совместно с (15) и (16) решали численным интегрированием на ЭКЛ для четырех режимов, на которых измеряли осевые скорости воздуха. Расчетные кривые изменения скорости газообразной

\

фазы вдоль оса струн приведены на рис. 12, там не показаны экспериментальные точки.

Универсальный профиль плотности потока суммарного импульса в поперечном сечении двухфазной струи

Изменение осевой скорости воздуха в пылевоздушной струе

Сплошные линии - расчетные данные, точки - экспериментальные данные

На основании разработанного решения был выполнен расчет диапазона скорости пшхтово-кислородной смеси на выходе из горелки печи КФП, обеспечивающий завершение окислительного процесса в вертикальном факеле - при расположении горелок в своде печи без увеличения его высоты и снижения единичной мощности горелок. Расчет показал, что успешное протекание процесса, когда время окисления шихты меньше времени её пребывания в факеле, возможно при скорости истечения из горелки менее 15 м/с.

Эти результаты были подтверждены Данными полупромышленных испытаний.

3.2.3. Теплообмен в рабочем пространстве печи КФП / 16-18 /

Показатели тепловой работы печи кислородно-факельной плавки такие, как распределение температур и тепловых потоков в рабочем пространстве, исследовали с помощью трехмерной математической модели промышленной печи КФП, разработанной на основе зонального метода расчета теплообмена.

На рис. 13 представлена трехмерная многозональная модель и схема движения продуктов плавки в рабочем пространстве промышленной печи Алмалыка с горизонтальными (торцевыми) и вертикальными (сводовыми) горелками.

С целью выделения сульфидного факела, а также построения различных схем развития факела и движения продуктов плавки модел! по высоте разбивали на три расчетных яруса, по длине - на восемь расчетных участков. В плавильной зоне печи каддый из шести участков состоял из трех объемных зон факела (продуктов сгорания и рас плава) и трех поверхностных зон: свода, стенок и шлака. В седьмо;, и восьмом участках, представлявших отстойную зону, по высоте выделялась одна объемная зона. Общее количество расчетных зон соск вило 46, включая 20 объемных зон газовой фазы и 26 поверхностных зон кладки и ванны расплава.

Исследовали процесс плавки стандартного концентрата, %: 20 Си; 37,5 Ре; 42,65 £ с добавлением 20$ кварцевого фшоса. Плавку вели на штейн с содержанием 40$ меди, удельная производительность печи по шихте 12 т/(м^- сут).

Физико-химические характеристики факела такие, как величины зон выгорания сульфидов и сепарации частиц, аэродинамические границы факела, пылевынос принимались по результатам полупромышленных исследований.

Схема печи КФП для зонального расчета теплообмена с торцевым (а) и сводовым (б) расположением горелок

■.............Г

I—-7

'1

—в л

О 1,0 1$ О 1,0 ЩО

гцо*,ц

1-УШ - расчетные участки по длине печи; • I - свод; 2 - стенка; 3 - шлак; 4 - факел; 5 - продукты плавки; 6 - слой шлака; 7 - движение газов; 3 - движение расплава; Ш - шихта; К - кислород; Ф - границы факела

Рис. 13

Количество топлива, выгоревшего в участке, распределялось между объемными зонами в зависимости от их заполнения факелом. Считали, что до шестого участка горизонтальный факел имеет резко очерченные границы, а далее заполняет всё рабочее пространство печи. Таким образом, в плавильной зоне факел не попадает в нижний ярус участка I и верхний ярус участков 1-Ш. Остальные зоны заполняются факелом полностью или частично.

При построении схемы движения продуктов плавки в рабочем пространстве предполагалось, что полностью перемешанные шихта и кислород поступают в средний ярус участка I и движутся в пределах

границ факела к аптейку с постоянной скоростью по высоте печи. Кроме того, 20$ продуктов сгорания, образующихся в среднем ярусе участков 1-Ш, переходят в нижний и верхний ярус и движутся по ходу факела. В участке У1 часть продуктов сгорания переходит в отстойную зону, а часть движется вертикально в сторону аптейка. Между объемными зонами участков 71-М принят взаимный обмен продуктами сгорания путем циркуляции.

Оптические характеристики зон определяли на основе ранее полученных экспериментальных данных.

Система нелинейных уравнений теплопередачи и теплового баланса, составленной для 20 объемных и 26 поверхностных"зон относительно зоныу записывали в виде:

/71+П-/ £

г яIV -*?т; + % & т, -

(/а)

где Ди. /¡^ - селективные коэффициенты, учитывающие соответственно передачу лучистой энергии от зоны I к зоне ^ и с зоны у на все остальные зоны, Вт/К* ; ТI (Т^) -температуры зон. К; ^¿^ и - коэффициенты конвективного

теплообмена или переноса тепла массой соответственно между зонами с и ^ и зоны } со всеМп соседними зонами, Вт/К; /77 , п и 6 - число объемных, поверхностных зон и зон, соседних с зоной / и контактирующих с ней через поверхность; 0./- - свободный член, Вт.

Для объемных зон включал внутреннее тепловыделение в

результате окисления шихты, физическое тепло шихты и окислителя, поступающих в печь с известной температурой.

Для поверхностных зон

т. -т. = Ki.Fi Т. (<9)

где Оц - входящий в уравнения (18) коэффициент, характеризующий теплопередачу от поверхностной зоны кладки Или шлака соответственно к наружному воздуху или верхнему слою штейна (окружающей среде), Вт/К; Т0 - температура окружающей среды. К; Я. ; виртуальный коэффициент теплопроводности материала кладки или ело;;

шлака. Вт/(м. К); /-"<; - площадь поверхностно:: зоны, 0[ толщина кладки или слоя шлака, м; КI - коэффициент теплопередачи от поверхностно:! зоны к окружающей среде. Вт/(м2. К).

В случае Конвективного обмена теплом между объемной и поверхностной зонами р находили как произведение коэффициента теплоотдачи конвекцией на площадь их соприкосновения.

При описании процесса теплообмена в печи системой уравнении (18) был учтен как перенос тепла массой медку объемными зонами, так и перенос тепла сепарирующимися частицами конденсированной фазы из факела на поверхность кладки и ванны.

При переносе тепла массой между объемными зонами ^

- % Ь ' (М)

где ¿V - теплоемкость шихты, птейно-шлакового расплава, окислителя и продуктов сгорания, кДж/(кг. К) или кДж/(м3 - К);

- массовый приход компонентов т из зоны ¿ в зону ^ , кг/с или м3/с.

Поскольку в печах КФП основной массовый поток конденсированных частиц, сепарирующихся на кладку и ванну, находится в жидком состоянии, принимали, что между частицами и поверхностью контакта происходит полный теплообмен. Исходя из этого положения, в уравнения (18) для зон кладки и шлака добавляли член рг^ вида (20), где & - масса контактирующих частиц расплава, прихо-дяцих из соприкасающейся с поверхностью ^ объемной зоны i

При составлении системы уравнений (18) принимали, что часть расплава, сепарирующегося на кладку, стекает в занну л вместе с расплавом, непосредственно сепарирующимся в Еанну.весь поток осажденных частиц движется в сторону отстойной зоны (с учетом перетоков между соседними зонами шлака) и удаляется из печи (см. рис. 13).

Тепловые характеристики процесса плавки с горизонтальными горелками, близкие к существующим на практике, получены при общем количестве тепла, снимаемого кессонами и кладкой, равном 7539,9 кВт (рис. 14).

Для указанного режима работы печи температура уходящих газов составила 1356°С, поверхности шлака в конце отстойной зоны 1290°С, выпускаемого шлака 1220°С. Средняя температура 110 длине рабочего пространства изменяется в пределах 1530-1315°С. Область максималь-

ных температур факела, стенок, сбодэ и шлака расположена на рас-стоян::п 2-4 м от торцевой стенки со стороны горелок и составила соответственно 1584, 1481, 1464 и 1446°С.

Расчетный температурный реши КФП

Температуры: I- объемных зон среднего яруса; 2 - объемных зон нижнего яруса; 3 - сбодэ; 4 - стенок; 5 - поверхности шлака

Рис. 14

Б этой же области наблюдался и максимальный перепад между температурами расчетных зон, который по ходу движения продуктов плавки монотонно уменьшался. Например, максимальная разность температур между факелом и сводом и факелом и шлаком на участке Л составила 166 и 138°С, в отстойной зоне (участок УШ) - 6 и 25°С. Следует отметить и наличие перепада температур между объемными зонами по высоте рабочего пространства. Наибольший уровень температур объемных зон был получен в среднем ярусе. Исключение представлял участок I, где максимальная температура имела место в нижнем ярусе. Так. в этом участке температура нижней зоны выше средней и верхней на 273 и 36°С. В следующих пяти участках температура срзднп:: зон оказалась выше, чем в нижних и верхних на 134-10 и

о.

При оценке особенностей тепловой работы печи КФП с вертпкаль-:п:м расположение:.: горелок основное внимание отелялось выявлению капбслэе теплонаг.рлженных участков кладки с целью выбора рацпо-условий её огззгшпг:.

Как видно из схемы движения продуктов плавки, гранипы факелов расположены в пределах И и И участков. В нижнем ярусе этих участков газ'опылевоГ: поток отделяется от факелов прп их ударе о поверхность ванны расплава и движется вначале вдоль поверхности шлака. Затем, поднимаясь и двигаясь с•постоянной скоростью по сечению печи в сторону аптейка, поток частично вовлекается в рециркуляцию (I п 1У участки) и подсасывается к корням факелов в количестве, равном приращению их объемов.

В У1 участке часть продуктов плавки переходпг в отстойную зону, а часть - движется вертикально в сторону алтейка. Между объе1Лными зонами У1-УШ участков принят взаимный обмей продуктами плавки путем циркуляции. Принято, что на поверхность ванны 1-1У участков из факелов сепарируется 90$ частиц конденсированной фазы, У участка - 6$, остальные 4$ равномерно распределяются по объему рабочего пространства и выносятся в виде пыли через ап-тейк.

Коэффициенты радиационного обмена рассчитывались в предположении серого излучения без учета рассеяния. Суммарные коэффициенты поглощения в объемных зонах определялись с учетом поглощения излучения диоксидом серы и пылевыми частицами.

Исходя из схемы движения продуктов плавки в объемных зонах П и Ш участков, принята максимальная концентрация пылеЕых частиц, равная 1,3 кг/нм3, в зонах нижних ярусов I и 1У участков -0,5 кг/нм3, в остальных зонах - 0,3 кг/нм3. Оптические и тепло-физические характеристики среды в первом приближении определяли при температурах зон дая горизонтального факела, а затем в ходе расчетов последовательно уточняли.

Результаты расчетов выявили принципиальную возможность плавки с вертикальным расположением шихтово-кислородных горелок без изменения конструкции печи.

На рио. 15 приведены результаты расчета варианта с кессонд-роваяием в печи наиболее теплонапряженных участков: шлакового пояса, шихтового торца и стенок в I и 1У участках. При этом верхний ярус стенок П и Ш участков, где получены наиболее низкие температуры, не охлаждался. Количество теплоты, снимаемой кессонами, принималось равным 6037 кВт. Кахс видно, при заданной схеме кессо-нирования существенно снижается уровень температур з печи.

Максимальные температуры факела, поверхностей стенок и шлака снижаются соответственно на 110, 180 и 123°С. Температура уходящих из печп газов составила 1317°С, поверхности шлака в конце

отстойной зоны - 1278°С. Температуры свода и стенок по длине рабочего "пространства не превышали соответственно 1300 и 1415 С.

Расчетный температурный режим КФП с кессонированием печи прп сводовом (б) и торцевом (а) расположении горелок

Обозначения см. на рис.14 Рис. 15

Полученные результаты были сопоставлены с показателями тепловой работы печи при торцевом расположении горелок и при той же величине теплосъема кессонами, которые размещались на всех стенках и своде до аптейка. Было установлено, что при вертикальном расположении горелок максимальная температура факела, стенок и свода уменьшается соответственно на 12, 110 и 175°С, а максимальная температура шлака увеличивается на 31°С. Температура уходящих газов из печи уменьшается на 52°С, температура поверхности шлака на выдаче (Ж участок) увеличивается на Ю°С.

3.3. Ппомышлекное освоение технологии кислородно-факельной плавки / Ю, 19-20 /

Первый штейн на промышленном комплексе КФП Алмалнкского заво да был получен в 1968 году. Перерабатываемый концентрат содержит 16-20/2 Си . 32-37$ 5 , 3-5$ . В качестве кварцевого флш

са используются хвосты от обогащения медных руд, медная руда с по

вишенным содержанием кремнезема ( ~ 70$) и главным образом золотосодержащие кварцевые руды.

Штейн, содержащий меди около 40$, выпускается из печи через шпуры и сифоны в ковши, транспортируемые мостозши кранами к конвертерам. Шлак из печи через летки, расположенные ниже уровня зеркала ванны, заливается в шлаковозы п направляется в хранилище (отвал). Содержание кремнекислоты в шлаке.30-34$, меди 0,6-0,7$.

Печные газы и выносимая иш из печи шш> направляются через соединительный газоход в газоохладитель: температура газов 1250-1350°С. Количество выносимой пыли состаатяет 6$ от проплавленной пшхты.

Газоохпадитель в виде котла-утилизатора V -образной формы состоит из радиационной и конвективной частей. Газы и пыль охлаждаются в радиационной части до 650-750°С, в конвективной - до ■ 400-600°С.

Запыленность газов составляет 300-400 на входе в котел и 200-250 г/м3 на выходе из него. Далее газы по соединительному газоходу направляются в сборный коллектор, к которому подсоединены три электрофильтра типа ОГ-4-16 (один резервный). Запыленность газов по прохождении электрофильтра 0,2-0,4 г/м3.

При пуске комплекса не возникло практически никаких затруднений в осуществлении собственно процесса плавки: нормально за-"горался и устойчиво держался пшхтово-кпслорсдяый факел, кислород полностью осваивался, получались штейны эада:шого состава, шлак и штейн нормально выпускались из печи.

Основные трудности цри освоении промышленного комплекса КЗП были связаны с недоработанностью отдельных конструктивных элементов и рядом неудачных проектных решений. К ним в первую очередь относились система транспортирования высушенной пшхты от приемных бункеров труб-сушилок в расходные бункеры печи, дозирование шихты в горелки, кессонирование печи, наклонный газоход между печью и котлом-газоохладителем, конструкция котла-газоохладителя и устройство выгрузки пыли из него.

В настоящее время всо перечисленные проблемы нашли свое решение: механическая система транспортирования и дозировки сухой шихты в горелки бнла заменена на аэрозольную;- была разработана совершенная система защиты кладки печи закладными меднши кессонами, наиболее ответственные из которых (сводовые) были переведены на испарительное охлаждение; была внедрена система профилактической очистки газохода, соединяющего печь и котел, от настылей;

было произведено оплавникование поверхностен нагрева котла-газо-охладитеяя, увеличена поверхность его охлаждения, внедрено герметичное устройство для механизированной уборки спеков и просыпей из котла. Перечисленные мероприятия позволили е настоящее "время довести среднегодовой проплав на печи до 13 т/м^ сутки, среднемесячный - до 18 т/м^ сутки, длительность работы печи между капитальными ремонтами до 4-х лет.

Одним из решающих факторов, влияющих на износ футеровки печи и длительность её кампании, является стабилизация и возможност: управления температурным режимом печи. На основе долгосрочных материальных и тепловых балансов промышленной печи был выполнен подробный анализ влияния различных факторов на температуру процесса плавки. Так, увеличение в 2 раза площади кессонирования печи, включая свод, снижает температуру шлака на 2Ю°С: увеличение удельной производительности печи от 6 до 24 т/(м сут) ведет к подъему указанно:: температуры на 285°С; изменение содержания меди в штейне от 40 до 605 вызывает рост температуры на 60°С; увеличение содержания кремнекпслоты в шлаках от 30 до 405 ведет к снижению температуры на 330°С; увеличение содержания окиси кальция в шлаках от 0 до 105 вызывает снижение температуры на 230°С, снижение содержания кислорода в дутье от 97 до 70% уменьшает температуру на П0°С.

К технологически!.] недостаткам промышленной печи КФП, впрочем как и всех освоенных в настоящее время в отечественной практике печей автогенной плавки, относится получение шлака, не являющегос. отвальным по содержанию извлекаемых металлов. Отсюда вынужденное ведение плавки на бедные штейны со всеми вытекающими экологически ми и материальными потерями в конвертерном переделе и сернокислот ном производстве.

4. Ш1СЛ0Р0ДН0-ФАКЕЛЫМЯ ПИША :«ВДНЫХ КОНЦЕНТРАТОВ С ПОЛУЧЕНИЕ,!

БЕЛОГО 1.1АТТА (ЧЕРНОВОЙ ЩИ) И ШС0К00СН03НЫХ ШЛАКОВ

/ 21-22, 46 /

Общепринятая в мирово:: практике технология получения черновой меди из сульфидных высокожелезистых концентратов, состоящая из плавки на штейн и двухстадийного конвертирования штейна (до белого матта и после удаления конвертерного шлака - до черновой меди), имеет ряд известных недостатков: низкая десульфуризация ' при плавке, высокие эксплуатационные затраты при конвертировании, большой объем богатых по меди конвертерных шлаков и низкоконцент-

рпровашшх конвертерных газов, значительное количество промпро-дуктов, оборотов и отсюда загруженность цеховых транспортных систем, высокая степень загрязнения окружающей среды, так как шлаки плавки являются, как правило, не отвальными и складируются, занимая большие земельные площади, а значительная часть конвертерных газов выбрасывается в атмосферу.

Внедрение автогенных процессов внесло существенный прогресс в развитие пирометаллургической переработки сульфидного сырья, так как они позволяют получать богатые штейны, повысить десуль-фуризацию при плавке и перевести серу в концентрированные газы, исключить из плавки топливо.

Однако использование всех потенциальных возможностей автогенных процессов сдерживается из-за отсутствия удовлетворите^" технических решении по ряду принципиальных вопросов. К ним сятся:

- осуществление одностадийной плавки на черновую медь (бель,, матт );

- получение отвальных по цветным металлам шлаков, что связано с образованием большого количества тугоплавкого магнетита, особенно при высокой степени десульшуризации в условиях плавки на черновую медь и белый матт; отсюда трудность использования шлаков в качестве сырья для черной металлургии и (или) в производстве стройматериалов.

Таким образом, необходимость разработки процесса одностадийного получения черновой меди или хотя бы белого магта с выделением отвальных по цветным металлам шлака очевидна.

4.1. Теоретические предпосылки и обоснование выбора технологии

При традиционном ведении процесса разделение меди и железа как при плавке на штейн, так и при конвертировании, осуществляется путем перевода сульфида железа в закись и связывания м в фаялит с образованием железосиликатного лишка. Термодинамический анализ показывает, что при переходе от плавки на штейн к плавко на черновую медь (белый „матт) в системе . Си - Ре -3-0 - Ю2 уменьшается парциальное давление серы и увеличивается парциальное давление кислорода и, как следствие, возрастает содержание трехвалентного железа в шлаковом расплаве вплоть до выхода за пределы гомогенности оксидной фазы. Кроме того, возрастает равновесное содержание меди в шлаке.

По этим причинам на стадии получения черновой меди (белого матта) практически неизбежно получение шлаков, содержащих до 30% магнетита и 8-20$ меди, что исключает возможность эффективной одностадийной переработки сырья с получением железосиликатных шлаков.

Для одностадийного получения черновой меди более перспективной является плавка с получением высокоосновных шлаков, в частности оксидных расплавов системы СаО - £е0 - iegOg - Si О2 . Преимуществом этой системы является гомогенность при 1200-1400°С в известных пределах отношения кальция к железу при высоких парциальных давлениях кислорода, характерных при окислении сульфидов с полным переводом железа в оксидную фазу. НВШНВй Это свойство высокоосновных шлаков позволяет практически ре-^^^^^Нзлизовать процесс окислительной плавки на белый матт (черновую ^^^^^Рмедь) без вспенивания и выбросов расплава из печи.

I Физико-химические свойства рассматриваемых оксидных распла-bob в основном более предпочтительны для снижения содержания в /шлаках извлекаемого металла.

' Так, вязкость ферритно-кальциевых расплавов в интервале тем-

■ ператур 1220-1400°С изменяется в пределах 0,005-0,045 Па • с, дая Щ силикатных шлаков медеплавильного производства эта величина со-

■ ставляет 0,1-1,0 Па * с. Минимальной вязкостью обладают расплавы в | при содер.шшш 10-30$ СаО, а небольшие примеси-кремнезема и дру-I гих оксидов шихты расширяют указанный диапазон. В интервале

[ 15-26% СаО система имеет минимальную температуру плавления. Име-

ются даяше, указывающие на вероятность снижения устойчивости сульфидного аниона серы в расплаве с ростом окислительного потенциала системы, благодаря чему становится возможным удаление серы "я шлака в газовую фазу. Этому благоприятствует состав ферритно-калъциышх шлаков, сохраняющих свою жидкотекучесть в интервале 1230-1350°С в широких пределах степени окисленности расплава. Ра сира.деление меди между ферритно-кальциевым шлаком и штейном принципиально отличается от распределения между силикатными шлаками и штевдом. Для последних типично повышение содержания меди в шлаки с ростом её концентрации в штейне и относительное постоянство (или некоторый рост) коэффициента распределения; для первых - характерна обратная зависимость - с увеличением концентрации меди в штейне её содержание в шлаке и коэффициент распределения падают.

Высокоосновные кальциевистые шлаки, содержащие не менее 4$ диоксида кремния и тлеющие соотношение между СаО и Б/О^ более 1,4, имеют свойство при естественном охлаждении рассыпаться в порошок. Распад обусловлен полиморфными превращениями двухкаль-циевого силиката, сопровождающимися увеличением объема шлака на 10-12$. Самоизмельчение шлака и превращение его в порошок определяют эффективность-применения флотационного метода обеднения шлака, так как резко сокращает затраты на его измельчение.

Теоретические разработки плавки сульфидных концентратов на высокоосновные кальциевистые шлаки, проведенные в институте металлургии Уральского отделения РАН и БНИИцветмете, показали, что при плавке на богатые металлические продукты шлаки получаются хорошо подготовленными для обеднения до отвальных по содержанию цветных металлов при значительно меньших затратах. Ферритно-кальциевый или высококальциевый комбинированный шлак может быть подготовлен для использования в черной металлургии и служить сырьём для производства цемента.

Одним из недостатков этих шлаков является их высокая агрессивность, избежать которую, как показал эксперимент, молено подбором качественных огнеупоров, переходом на комбинированные шлаки путем добавок шлакообразугадих оксидов, содержащихся в футеровке, использованием гарнисажированкых футеровок. Кроме того, большое значение имеет правильный выбор аппаратурного оформления этого процесса. Например, очень активно происходит шлакообразование с использованием оксида кальция в сульфидно-кислородном факеле вне контакта с футеровкой печи; в условиях небарботируемой ванны эти шлаки не так агрессивно воздействуют на футеровку, и расход огнеупоров будет вполне приемлем.

Исходя из вышеизложенного, мы сочли целесообразным проверить и отработать технологию плавки медного сульфидного концентрата на черновую медь (белый матт) и железо-кальциево-силпкатные шлаки в условиях кислородно-факельного процесса (КФП). Этот процесс благодаря своей специфике - высокой степени диспергирования окисляемого материала в потоке газообразного окислителя с максимальным парциальным давлением кислорода, сохранению достаточно равномерного распределения дисперсных частиц в окислителе на протяжении всей реакционной зоны, низкой в сравнении с другими автогенными процессами (ПЖВ, КИЕЦЭТ) скорости термоэрозионного износа футеровки печи - является наиболее подходящим автогенным процессом для осуществления плавки с получением ферритно-кальциевых шлаков.

4,2. Отработка технологии плавки

Испытания по плавке медных сульфидных концентратов с одностадийным получением белого матта и черновой меди в условиях кислородно-факельного процесса были проведены в 1986-89 гг. на полупромышленной установке КВД РОЭМЗ. Установка состоит из печи с площадью пода 2 м2, газоохладительной пылевой камеры, сухого электрофильтра для тонкой очистки газов от пыли, газоходной системы, системы КИП и автоматики. Печь снабжена вертикальной шихто-кислород-ной горелкой внутреннего смешения, водоохлаждаемыми медными трубчатыми кессонами в шлаковом поясе, вертикальным аптейком для отвода газов, в котором размещен водоохлавдаемый жидкопленочный сепаратор расплавленного уноса. Для подачи и дозирования концентрата и флюсов установка оборудована роторными бункерами-питателями. Охлаждение газов до температуры 450-500°С в пылевой камере осуществляется воздухом через металлическую стенку.

В период первых двух кампании плавка велась на медном концентрате состава, $: 18,5 меди; 32,0 железа;" 35,5 серы.;. 6,0 диоксида кремния; 0,5 оксида кальция. Концентрат предварительно высушивали* до остаточного содержания влаги менее 1,0$.

Концентрат вдували в печь технологическим кислородом с некоторым избытком против стехиометрического. Процесс вели с постепенным наращиванием содержания меди в штейне - от белого матта до черновой меди. В качестве флюса использовался как обожженный, так и необожженный известняк.

Вспенивания расплава, в отличие от ранее проводившихся плавок на белый матг и железосиликагные шлаки, не наблюдалось. На всех режимах печь работала в автогенном режиме - без подачи топлива. В результате полупромышленных испытаний получено:

белый матт с содержанием меди 77-79,5$ и черновая медь с содержанием меди 95$, серы 2,65$, железа 0,07$, кислорода 0,53$; шлак с содержанием меди в среднем 3$; газ с содержанием диоксида серы до 70$, кислорода до 15$, азота до 15$. диоксида углерода до 2$.

Тепловой режим плавки: тепловой напряжение реакционного объема - 1,3 - 1,5 • 10° кЛд/м3 ч, Температура шлака на выпуске -1300-1350°С, меди (белого матта) - 1200-1300°С, газов - 1300°С. Удельная производительность печи за время испытаний в среднем составила 17,5 т/м в сутки, пылевыноц _ 2,5% от загрузки твердой шихты. .

Испытания показали, что процесс плавки протекал устойчиво, расплавы выпускались из печи легко, технологических особенностей отмечено не было, несмотря на несколько более высокий температурный уровень процесса, износа футеровки не наблюдалось, так как она была надежно защищена гарнисажем.

Таким образом, впервые в одну стадию в непрерывном автоген-лом режиме при плавке высокожелезистого сульфидного концентрата на полузаводской установке была получена черновая медь. В проводившихся ранее испытаниях при плавке на железосиликатные шлаки черновая медь не была получена.

Извлечение меди в черновую медь и белый матт без обеднения шлаков составило более 905.

В процессе испытаний при определенном соотношении диоксида кремния и оксида кальция были получены шлаки, которые при естественном охлаждении на воздухе рассыпались в порошок. Было показано, что доизмельчение этих шлаков происходит в четыре раза быстрее, чем руды, и с минимальными энергетическими затратами (около 5 кВт ч/т шлака). При флотации шлаков был получен концентрат с содержанием меди 205 и хвосты с содержанием меди 0,55.

Результаты исследований позволили рекомендовать процесс одностадийной КФП медного концентрата на черновую медь с получением высокоосновных комбинированных шлаков в качестве основы для технического перевооружения медеплавильного завода Алмалыкского комбината.

На основании результатов испытаний разработан технологический регламент на реконструкцию медеплавильного завода Алмалыкского горно-металлургического комбината на основе данной'технологии.

Технологическая схема приведена на рисунке 16.

Третья кампания проводилась на модельном концентрате предприятия "Ковогуты Кромпахп" (Чехословакия), содержащего около 245 меди, 355 серы, 275 железа и 65 диоксида кремния. За время испытаний, включавших отработку технологии и балансовые плавки, было переработано 210 т концентрата. Была показана возможность стабильного ведения процесса плавки с получением белого матта и шлаков двух типов: ферритно-кальциевого саморассыпающегося с последую-флотационным обезменпванием и комбинированного с последующим обезмеживанием в печи барботажного обеднения шлака (БОШ).

Основные результаты балансовых плавок на саморассыпающиеся ллаки (режим I) и комбинированные шлаки (режим П) приведены в блице 4.

Схема одностадийного получения черновой меди (белого матта) методом кислородно-факельной плавки

КислороЗ (35°/,0г)

Медный

'fjSS, I i хвноер

из!естн*к (30 % С а Л г д

Концентрат от флотации ui/WKof ! га °/,сиг

^концентрат г

/,—Золотосодержащий к'5асц

кя>п

/белый МО m m

щ (n'Uto.WO

SI \Г

Че^но^ая ■ ^ у ^ шли я

/ КомЬертироЫние ^рцс^с/j^I (U^

/ж(ПТ (Лмт„гггльыы* AieJi гаа

льные , ^...ертгрь» босстамоои • тсльио-сцльши- т оируюшая ¿àjo - г Sas снссь

Ы фунироЬание

Варёотажяое

обеднение

Сухая гранупяиия

Oi яождемие \

Флота ииг Xfotm>t(0.2%Cv) Ксмтнт- ■ Фильмами* Г"»Ьго%С*)

[ушка

Цементная промышленность

Рис. 16

Основные показатели балансовых испытаний

Таблица 4

Показатели Т Ед. i I П

i изм. i рении режим

А. ¡ЩАБКА

Расход модельного концентрата т/ч 0,91 0,83

"асход известняка \ » 0,27 0,17

Расход кварцевого флюса M - 0,075

Расход кислорода нм3/ч 246 224,4

Удельный проплав по шихте т/м2'сут 15 13 (24)

Состав штейна: Си а tJ 75,7 76,6

Ре 11 3,6 3,0

5 11 19,6 18,9

Состав шлака: Си % 2,1 4,2

СаО 1» 21,9 14,4

Щ 11 12,0 23,1

Ее tt 41,3 35,4

Состав газа на выходе из печи:

$о2 % 52,76 45,0

со2 fl 19,46 14,88

°2 II 7,61 9,35

*2 t» 20,17 30,77

Продолжение таблицы 4

Показатели \ У I I п

i изм. 1 режим ; режим

Температура: штейна • °С 1208 1215

шлака м 1348 1369 -

газа ii 1265 1320

Пылевынос (по сульфатной пыли) $ 11,61 9,56

Прямое извлечение меди в штейн С1 т 84,6 82,16

Б. (таутншто 1ШГАКА

Расход шлака т/ч 0,042 1,35

Расход реагентов:

бутиловый ксантогенат г/т 205

бутиловый аэрофлот м

всдениватель Т-80 м 70

пиритный концентрат у /о 17,41

кокс и 3,55

природный газ нм3/ч 291

кислород 1т 453

воздух п 275

Расход электроэнергии кВт«ч/т 80

Содержание меди в продуктах: %

концентрат (штейн) и п.г 44,2

¡свосты (шлак) п 0,2 9 '-■» ■ -

'¡запечение меди о> /о 87,8 90,9

В обоих случаях плавка велась в автогенном режиме. Была показана возможность работы печи КФП при проплаве 24 т/м2 сутки.

Были изучены химический и фазовый составы продуктов плавки. 1з таблицы 5, в которой приведены результаты химического и фазового анализа саморассыпающихся и комбинированных шлаков КФП, вид-ю, что саморассыпающиеся шлага оксидной меди не содержат; это оказывает на возможность их глубокого обеднения флотацией. В то £е время плавка на комбинированные шлаки при одинаковом расходе сислорода и той же температуре повышает степень окисленности шла-:ов - существенно возросло содержание растворенной меди и снизи-ись концентрация растворенной серы; в твердых шлаках, полученных гад штейнами богаче 80$, появилась оксидная медь, входящая в ре-¡етку магнетито-делафосситового твердого раствора.

Таблица 5

Результаты химического и фазового анализа шлаков

Содержание, %

медь сера желез о

i в i штейне! общая ! ! ! i в Í в !все-!раст-!маг- !го .'воре !не- !ок-! !тите !сид-! ! !ной об- ! в щая ¡Р301" щ i воре i ¡ общее железо з+ оксид кальция диоксид кремния

Саморассыпающиеся шлаки

75,0 1.4 1,12 0,02 0,005 1,1 1,50 40,6 II.2 22,0 13,5

79,0 2,3 1,90 0,05 0.015 1,7 0,55 43,2 14,3 21,3 И. 3

81,0 3,8 2,57 0,02 0,007 0,2 0,26 45,2 16,8 19,6 II.6

Комбинированные шлаки

75,1 2.8 1,08 0,02 0,04 0,1 0,03 32,1 8,2 14,8 27,4

80,4 4,7 2,92 0,09 0,027 0,1 0,07 33,0 11,4 14,4 26,3

81,0 8,3 5,20 0,75 0,222 <0,1 0,02 31,0 14,3 14,4 25,7

Так как условия плавки при получении ферритно-кальциевых и комбинированных шлаков над одними и теми же штейнами были идентичными, то плавка на малокремнистые шлаки имеет■преимущества: ниже растворимость меди, лучше измельчается шлак.

Более низкое содержание меди в шлаках по режиму I было связано с двумя параметрами: различным соотношением оксида кальция к железу в шихте и различным соотношением диоксида углерода к диоксиду серы в газовой фазе. Было установлено, что в диапазоне изменения массового отношения оксида кальция к железу в шихте 0,51-0,62 и концентрации диоксида углерода в газах 15-25$ шлаки плавки содержат минимальное количество меди 1,4-2,5$.

На рис. 17 представлена зависимость содержания меди в шлакам от содержания меди в штейне, из которого видно, что наиболее выгодной по этим параметрам является плавка на штейн с содержанием около 75$ меди.

В процессе испытаний были также показаны: надежность работы установок КФП, флотационного обеднения шлаков и БОШ, гибкость

згулирования технологических режимов, температур расплавов, со-савов штейнов и шлаков. Было изучено распределение основных и зпутствующих элементов по продуктам плавки и обеднения шлаков, ¿ли показаны источники накопления и вывода примесей из процессов.

Зависимость содержания меди в шлаке (Си) от содержания меди в штейне [Сп]

X - плавка на саморассыпающиеся шлаки

О- плавка на комбинированные шлаки

Рис. 17

По результатам проведенных испытании был разработан техноло-ический регламент реконструкции завода "Ковогуты Кромпахи" с пе-еводом его на модифицированную КФП. Технологическая схема произ-одства показана на рис. 18.

Основные технологические показатели работы завода после его еконструкции приведены в таблице 6. При этом остальные показа-ели производства, включая содержание примесных элементов в чер-овой меди, сохранятся на уровне, близком к существующему. Ис-ользование КФП в данном варианте позволит: повысить извлечение меди до 98-995;

повысить содержание диоксида серы в газах плавки до 40-605 с извлечением в них до 805 серы;

облагородить передел конвертирования, превратив его в одностадийный процесс варки меди;

Основные технологические показатели переработки сульфидных концентратов завода "Ковогуты Кромпахи" методом модифицированной кислородно-факельной плавки (ШГ)

Таблица 6

Показатели 1 Ед. I I | П

; изм. | режим | режим

КИСЛОРОДНО-ФАКЕЛЬНАЯ ПЛАВКА

Производительность по шихте т/ч 14,02 13,1

в том числе: 8,94 8,94

по рудному концентрату 1»

по концентрату от флотации 1.17

шлака н

по известняку » 2,24 1,70

по кварцевому фипосу и - 1,20

по оборотным пылям м 1,67 1,26

Удельная производительность > 2 .16,8 15,7

печи по шихте т/м *сут

Расход технологического нм3/ч

кислорода 2246. 2307

Характеристика продуктов

плавки:

штейн: содержание меди % 75,7 76,6

выход т/сут 69,1 58,1

температура °с 1210 1215

шлак: содержание меди % 2,1 4,2

выход т/сут . 172,4 167,2

температура °с 1350 136?

газ: выход из печи

объем К.13/ч 2824 _ 2784

состав: об. % 52,8 56,5

со2 11 17,2 13,2

°2 и 6,7 6,7

N2 температура 11 23,3 23,6

°С 1265 1320

Пылевынос (по сульфидной 7,0 5,?

пыли) %

Продолжение таблицы 6

Показатели

Ед. изм.

I

режш

П

режш

ОБЕДНЕНИЕ ШПАКОВ КФП Производительность по шлаку т/сут Расходы реагентов:

- бутиловый ксантогенат кг/сут

- аэрофлот бутиловый "

- вспениватель Т-80 ' "

- пиритный концентрат т/сут

- природный газ нм3/ч

- технологический кислород "

- воздух 0,15 Жа Расход электроэнергии

КОНВЕРТИРОВАНИЕ БЕДОГО 2.-IATTA

Производительность по штейну

Расход флюсов:

- известняка

- кварца

Расход дутья при обогащенном дутье (30,8$):

- технологический кислород

- воздух 0,15 МПа

При верхнем кислородном дутье:

- технологический кислород

ИТОГОШЕ РЕЗУЛЬТАТЫ

суммарный расход технологического кислорода (максимальный)

суммарный выход черновой меди

Извлечение меди в черновую по всему циклу (без учета угара металла) %

Суммарный объем серосодержащих газов (при конвертировании на обогащенном „ дутье) нм /ч

172,4

35,3 17.2 3,4

кЗт.ч/суг II3I6

т/сут т/сут

н

нм3/ч

ii

нм3/ч

ш3/ч т/сут

69,1

4.0

1.1

265 1725

646

2892 51,4

99,1 85 75

184.7

26,2 506 490 960

76,5

4,6

311 2034

760

3557 50,73

98,1 12920

Продолжение таблицы 6

Показатели

Ед. изм.

режим

режим

Состав- газов перед сернокислотным производством:

50,

со2

н2о °2

Извлечение серы в газы Суммарный выход пара

Выход отвального продукта

Состав отвального продукта:

Си Ре 5Юг

СаО

об.

о?

т/ч т/сут

сг /°

21,9 6,0

12,9 59,2 98,8

0,8

144,2

0,29 42,2 8,7 23,0

16,9 6,7 7,6

11.5 57,3

97.2

4,05 185,2

0,54

37.6

23.3 12,9

и

п

- увеличить в несколько раз удельную производительность агрегатов;

- получить отвальные шлаки, пригодные для стройиндустрии;

- снизить энергозатраты на единицу продукции;

- прекратить выбросы серы в атмосферу и создать безотходную технологию.

Технологическая схема переработки концентрата "Ковогутн Кромпахи" с флотацией саморассипающихся шлаков

радкыЕ кпиаситрдты

г

| шихтаЕкя 1

гдзыв

ГГУБи

г

ГИИд!

с ушк д

РЗКЯВМЫИ

_гаильтр

кислородна -ияксльняя плдккд (кшгп

| КРМСТДЛПИЗДЦИЯ| «слый | ДаИЗМЕЯЬМЕНМЕ| I МЛРТДЦЦЯ I

I 1

г«ш]хлядительндя

кдмерд гак

т

■адых, кислород

И* ПГШКОАСТП

исмо«гл

иисстуи

горячим «аник ня СУШКУ

ЗЛЕКТРОШИЛЬТР

т

т

кшгигяыь) млюс

ИШСТХЯК Н*

МШБЕРГМРОБДНиЕ

А

астта ^ЭОч

ЭЛЕКТРОВШЬТР

шляп мели Г" ЧСРЫОСДЛ

I

пиль

ДНИЛНДЯ ПЕЧЬ

ШЛАК

Л г

нмоаи гиз б

МСДНЫС

ТОМГМЯЯ

ПРОДУКЦИЯ

Рис. 18

5. РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ И АГРЕГАТОВ ДЛЯ КИОЮРОДНО-ФАлШГЬНОК ПЛАВКИ / 7, 23-31, 38-43, 45 /

5.1. Шихто-кпслородные горелки / 23-24 /

Учитывая особенности процесса КФП, была разработана инфекционная прямоточная однопроводная шихго-кпелородная горалка с полным предварительным смешением шихты с кислородом. Инфекционная горелка исключает потерн кислорода в месте подвода шихты. Однако применение инжекционного принципа может привести к присосу воздуха шесте с эжектируемой шихтой и разбавлению 02, что снизит интенсивность процесса. Устранить этот недостаток можно подбором геометрических размеров горелки, при которых разрежение, созда-

Баемое эяектирующш кислородом, полностью гасится потоком экек-тируемой шихты при входе её в горелку. С этой целью была разработана методика расчета геометрических параметров горелки, при которых отсутствует как выбивание кислорода, так и подсос воздуха в месте подвода шихты. В расчете горалки (рис. 19)

Схема иняекционной горелки

г

Г' Г,

Рис. 19

приняты обозначения:

£, - секундный весовой расход эжектирующего кислорода;

- секундный весовой расход эжектирующего материала;

коэффициент эжекцяи;

- площадь для прохода и скорость движения эжектирующей среды на выходе из сопла в сечении 1-1;

и - площадь для прохода и скорость движения экектируемого материала вдоль оси горелки в сечении 1-1; и Ц - площадь смесительного участка и скорость

движения смеси в сечении П-П; и - площадь выходного сечения горелки (Ш-Ю и

скорость движения смеси на выходе из горелки;

- удельный вес кислорода при нормальных условиях;

у, - удельный вес кислорода на выходе из сопла

(или перед соплом); Л - удельный вес эжектируемого материала;

- удельный вес смеси;

, г,; и/;

п,- —5- - динамически!! напор кислорода на выходе

9

из солла;

и К к//

пг-—* - динамическим напор эжектируемого мате-

8 риала в сечении 1-1;

'Т -\л/г

/?3= £ - динамический напор смеси в сечении П-П;

Р{ - давление кислорода перед соплом; Р2 , Р^ и - статические давления в сечениях 1-1, П-П. Ш-Ш; уи - расходный коэффициент сопла; Ир - показатель адиабаты для. кислорода; У - коэффициент восстановления давления в диффузоре.

В качестве исходных приняты основные режимные параметры работы горелки - Сч / С-£ и и/ ■ Исходное уравнение для расчета - уравнение импульсов, которое для участка горелки между сечениями 1-1 и П-П запишется в виде

так как Ц = 0 и = О, а р = р _ у Тем и/з2

То п То г, и/ - • и -

" 7см 'з

то исходное уравнение импульсов преобразуется в 2__(2-У)('+9-У П

н• п. ($)

Для того чтобы обеспечить отсутствие подсосов воздуха в горелку через шихтовой патрубок, необходимо иметь Р2 = Раш = I ата.

Так как Р^ - это давление струи при выходе её из горелки в рабочее пространство печи. т.е. Р4 = Рраб.пр. ~ Ратм' т0 •Разность р4 11 Р2 обращается в нуль п уравнение принимает вид:

При заданном

F/

G, Г< f, =

2 Тем

является функцией

G, .

(20

Гг

и/,

к/, = //V

С/

О

KW

AW

vf?/

Р, =

Рсгям Го

•И

Из (2/). (22) и ( 23 ) получим

(JL\*p= 12-ï) (t+9? (2A)

\r<J к*" P"*« '

' « ' ~n~

Выражение (24) является основной расчетной формулой. После подстановки значений Кр и fo ДОя конкретного эжектирунцего газа и логарифмирования выражение (24) примет более удобный для пользования вид.

Для кислорода Кр = 1,41, tf0 = 1,43.

Принимаем JU - 0,8.

Тогда

Ц Г, = о.m - {-85-{Q'TS£W*(2-vf «+%)*]

По найденному значению , воспользовавшись формулой

(22) определяем значение Р} и далее Р3 и £4.

Длина смесительного участка определяется по эмпирической формуле г В. = & с/г .

Горелки, рассчитанные по разработанной методике» прошли длительные полупромышленные испытания при различных производительно-стях по шихте и кислороду, обеспечивая концентрацию кислорода на' выходе из горелки 91-95$ при содержании кислорода в дутье 95-97$, устойчивую подачу шихты-в печь, удовлетворительное качество смешения шихты и кислорода. Аналогичными горелками оборудована действующая опытно-промышленная печь КФП (рис. 20).

Схема промышленной горелки печи кислородно-факельной плавки

Рис. 20

Кроме перечисленных, эти горелки имеют следующие достоинства: при их использовании исключены потери дорогостоящего кислорода в месте ввода твердой шихты в горелку; необходимо минимальное давление кислорода, которое расходуется на разгон и прямоточное движение частиц шихты по стволу горелки; наблюдается минимальный износ конструктивных частей горелки абразивной шихтой ввиду отсутствия завихрителей, турбулизаторо'в, улиток и пр.

Горелки указанной конструкции обеспечили удовлетворитальные технологические показатели процесса КФП при полупромышленных и промышленных испытаниях: штейны и газы получаются заданного состава и температуры, пылевынос составляет от 3 до 7$ при полупромышленных испытаниях (в зависимости от расхода кислорода, т.е. от количества отходящих газов) и около 6$ (или около 250 г/м3 против 300 г/м3 по проекту) по данным промышленных испытаний (при количестве отходящих газов выше проектного).

5.2. Кессоны и их охлаждение / 25-28, 39, 41, 43 /

В процессе КФП всё тепло генерируется в шихто-кислородном факеле сульфидными частицами, поэтому последние имеют наивысшую температуру в системе факел - кладка - металл. Температура расплавленных частиц в факеле, а также температура поверхности шлака. на которую непрерывно выпадают эти частицы, достигает 1500-1550°С. Поэтому факел оказывает активное термоэрозионное воздействие на стены и свод печи. Такому же воздействию подвергаются и стены на уровне поверхности ванны - шлаковый пояс.

Для защиты кладки от интенсивного разрушения на печи КФП было применено кессонирование указанных участков стен. В связи с этим расход тепла через конструкции печи составляет существенную величину - 26,2%, в том числе с охлаздающим агентом 17%. Из таблицы 7 видно, что необходимость столь интенсивного охлаждения конструкции печи и неизбежность значительных удельных потерь тепла характерны не только для автогенного процесса КФП в Алмалыке, но и для других процессов факельной плавки, несмотря на то, что в последних приходится вводить дополнительное тепло в виде нагретого дутья или энергетического топлива, т.е. такой уровень охлаждения печей является минимальным для обеспечения приемлемой стойкости футеровки печи.

Таблица 7

Удельные погеш тепла для различных конструкций печей установок факельной плавки

Завод ¡Удельные ¡тепло-потери, ! ккал | (ч7;?7 ¡Температура! ¡выпускае- ! ¡мого шлака,! I °С 1 Вид дутья и дополнительные источники тепла

Алмалыкский Ё.О.Ю4 1280 Технологический кислород

Коппер-Клифф (Канада) 4.8.Ю4 5,3-Ю4 1240 То же

Саганосеки (Япония) 1270 Воздух, обогащенный кислородом, с нагревом до Ю00°С

Тойо (Япония) 5.0.Ю4 1220 Воздух, нагретый до 450°С + углеродистое топливо

Металлические водоохлаждаемые кессоны на печи КФП работают в крайне тяжелых условиях: высокая средняя плотность тепловых потоков (до 230 кВт/м2), большая их неравномерность во времени

о

п пространстве (локальные потоки достигают 900 кВт/м ), химическая агрессивность рабочей среды в печах, которая в газовой фазе содержит до 90$ диоксида серы и кислорода. Практика эксплуатации промышленных печей автогенной плавки показала, что длительность межремонтной кампании печек определяется надежностью работы кессонов. Срок службы кессонов в печах автогенной плавки может быть существенно увеличен за счет выбора материала кессонов в сочетании со способом их охлаждения.

Нами были разработаны медные кессонированные элементы на испарительном охлаждении. Использование меди в качестве материала кессона позволяет благодаря её хорошей теплопроводности выровнять локальные тепловые потоки и добиться тем самым равномерного гар-нпсажа на рабочей поверхности футеровки, а испарительное охлаждение благодаря высокому коэффициенту теплоотдачи от стенки кессона к охлаждаемому агенту - до 10 МВт/(м^ • °С) и более - обеспечивает снятие высоких тепловых потоков, уменьшает или полностью устраняет коррозионный износ кессонов вследствие повышения температуры их стенки и увеличения плотности защитного гарнисажа.

Одним из основных вопросов при разработке системы испарительного охлаждения (СИО) печей автогенной плавки является выбор конструкции рабочего элемента. Нами отработана надежная конструкция охлаждающего элемента для печи КФП на водяном охлаждении, который представляет собой скобу (рис. 21), изготовленную из серийно выпускаемого медного профиля квадратного сечения 65x65 мм с отверстием диаметром 25 мм. Данная конструкция проста, технологична в изготовлении и монтаже, а также обладает высокой тепловой и коррозионной стойкостью. Применение таких кессонов позволило увеличить длительность рабочей кампании печи до 2 лет. Поэтому в качестве рабочего (охлаждающего) элемента СИО для печи КФП было решено использовать кессон отработанной конструкции.

Кессон печи КФП

В связи с тем, что перевод печей автогенной плавки на испарительное охлаждение выполнялся впервые, был принят поэтапный порядок проведения работ. На первом этапе на промышленной печи КФП-1 был сооружен опытный участок СИО. В качестве опытного участка печи использовался свод шлаковой (пиритной) стороны кладки, который являлся одним из наиболее теплонапряженных. На нем было установлено 16 кессонов испарительного охлаждения с принудительной циркуляцией.

Пуск СИО был произведен при расчетном расходе циркуляционной вода 40 м3/ч. С этого же режима были начаты исследования. Затем расход циркуляционной воды снижали ступенчато до 20 м /ч, чему соответствовала скорость всщы в кессоне 0,7 м/с. В процессе проведения испытания изменяли также тепловой режим работы печи путем изменения расхода технологического кислорода на I т шихты. Остальные параметры работы печи в среднем оставались постоянными: содержание в шихте меди - около 19$, диоксида кремния - 17$. По тепловым нагрузкам было выделено два режима работы печи, характеризующихся номинальным и повышенным температурными уровнями (при содержании меди в штейне соответственно 30-42 и 45-56$). В процессе исследований были получены следующие результаты: I. Давление в СИО колебалось от 2 до 9 кгс/см в соответствии с изменением давления в магистральном заводском трубопроводе, в который подавался вырабатываемый СИО пар. На рис. 22

Гидравлическое сопротивление СИО

приведена зависимость гидравлического сопротивления системы от расхода циркуляционной воды, представляющая собой известную квадратичную зависимость сопротивления от расхода, что свидетельствовало об отсутствии нарушений циркуляции в системе.

2. Температура металла кессонов СИО, определяемая по показаниям термопар, изменялась в пределах П4-186°С (соответствовала температурам насыщения) и не зависала от расхода циркуляционной воды (рис. 23).

Температура стенки кессонов

I ---

Н ^ ^о--Г-О—% о°+-

^ £ > ? \ г

£ £ £ ягс/смг Змс/сн

сэ ^

100___

го зо ьо 50

Расход циркуляционной ¿одь/б^/ч Рис. 23

3. Паропроизводительность СИО изменялась от 198 до 630 кг/ч независимо от расхода циркуляционной воды, так как являлась функцией многих параметров печи и собственно СИО: производительности печи по шихте и расходу кислорода, соотношения шихта -кислород, количества работающих шихтовых горелок, разрежения в печи, давления в СИО.

4. Тепловые нагрузки на кессоны СИО колебались от 9,2 до 29,1 кВт и были близки к расчетным.

5. Объемное расходное паросодержание на выходе из кессонов изменялось в пределах 0,57-0,91. Зависимость объемного расходного паросодержания от тепловой нагрузки и расхода циркуляционной воды показана на рис. 24. Необходимо отметить, что во всех испытанных режимах по паросодержанию СИО работала устойчиво, стук и вибрации отсутствовали.

Полученные результаты позволили в 1987 году перевести на испарительное охлаждение весь свод печи КФП-1, на котором было установлено 53 сводовых кессона.

Система находится в эксплуатации с апреля 1987 г. Расход циркуляционной воды составляет 60-70 м3/ч. Режим работы печи по плавке шихты существенно меняется: от 700 т/сут (при работе на одной горелке) до 2500 т/сут.

Температура стенки кессонов

о

"о _±±_4. ии+ -

г Р=(5"ягс/см + \ .....

га зо ьо 50

Зависимость паросодеряания от тепловой нагрузки ( £ ) и циркуляционного расхода (

Рис. 24

Несмотря на это, СИО работает надежно и вырабатывает от 2,08 до 5,08 т/час пара. Давление в системе колеблется от 3,3 до 8,4 кгс/см2. Тепловые нагрузки на кессоны составляют 21,9 -59,3 кВт.

Внедрение испарительного охлавденш на печи КФП-1 практически устранило износ футеровки свода.

5.3. Узел ^бо^ки просыпей котла-газоохладителя

Вопрос совершенствования узла соединения печи с котлом-газоохладителем тесно связан с вопросами совершенствования отдельных элементов собственно котла. Неудачная конструкция места входа печных газов в котел приводила к образованию на передней стенке котла крупных конгломератов расплава. Кроме того, недостаточные размеры радиационной камеры котла, что являлось, как известно, одним из основных его недостатков, вызывали образование крупных спеков пыли непосредственно в котле. Выгрузка этих крупных образований пыли через холодную воронку требовала больших затрат ручного труда, а иногда и остановки комплекса.

При реконструкции узла уборки просыпей из-под холодной воронки котла-газоохладителя разработано и смонтировано новое устройство, состоящее из сепаратора с вращающимися элементами, предназначенного для перемещения и удаления крупкой фракции.

Благодаря полно:', герметизации узла выгрузки пыли из котла-газо-охладптеля ликвидированы подсоси воздуха п вдвое увеличилась кон, центрация диоксида серы в газах за электрофильтрам::, что обеспечило дополнительны:: выпуск серной кислоты. Испытания устройства показали надежность его работы. Внедрение устройства позволило ликвидировать тяжелый ручной труд 1-2 рабочих в смену и сократить остановки комплекса на ремонт конвейеров.

5.4. Перегородка в ванне печи / 25 /

Для повышения эффективности обеднения шлака в ванне печи КФП была сооружена перегородка из охлаждаемых труб, которая отделяла по штейну зону плавления (йзгатий штейн) от зоны обедне-нгл (бедный штейн).

Промышленные .тспитания перегородки били проведены в несколько этапов. Целью испытаний являлся попек достаточно надежной конструкции и способа охлаждения перегородки.

В основу разработок били положены исследования теплообмена между плаком и гарниссажпрованно"; поверхностью. Был накоплен опыт длительной эксплуатации перегородки в непрерывном режиме (5,5 мес), отработана наиболее рациональная конструкция перегородки из медных толстостенных труб и выбран оптимальный способ её охлаждения пароводяной эмульсией в режиме жидкопленочного кипения.

Охлаждение труб перегородки осуществлялось за счет испарения влаги, впрыскиваемой в поток пара или воздуха, которым продувались трубы. Расход пара (воздуха) выбирался из расчета обеспечения скорости течения в каждой трубе 40-50 м/сек, а количество впрыскиваемой воды - из расчета её полного пспарен::я без перегрева, о чем свидетельствовало равенство температуры охлаждаемого агента на выходе из труб температуре насыщения пава при данном давлении.

Разработанная конструкция и система охлаждения перегородки, обеспечивающая высокую надежность п безопасность её работы в штейновой ванне, в настоящее время широко применяется в печах с барботируемой ванной расплава (печи Ванюкова, факельно-барботаж-ной плавки, фыомингпечи).

5.5. Короткофакельные вертикальные шихто-кислородные горелки /29, 40 /

Незначительная энергетическая длина сульфидно-кислородного факела позволяет использовать вертикальные горелки без шахты или с шахтой небольшой высоты (форкамера). Однако факел, образованный горелками применяемой в промышленности конструкции, в конце реакционной зоны обладает еще большой кинетической энергией, на поверхности расплава энергично раскрывается и устремляется к стенам печп, ускоряя разрешение кладки или требуя её дополнительной зашиты. Это несколько затрудняет применение горелок обычной конструкции в качестве вертикальных. Просто снизить скорость на выходе при сохранении единичной мощности имеющихся горелок не представляется возможным, так как при уменьшении скорости истечения увеличивается вероятность проскока пламени в горелку, который и наблюдался при промышленных испытаниях. Кроме того, проведенные в Гпнцветмете технико-экономические исследования подтвердили рациональность реконструкции отражательных печей с переводом их на КФП. Для этого будут необходимы вертикальные горелки, не требующие наличия башен, так как в большинстве случаев здания отражательных переделов и сами печи имеют небольшую высоту.

Вышеизложенные соображения послужили основой для разработки вертикальных короткофакельных шихто-кпслородных горелок: батарейной и многосопловой с предварительным смешиванием шихты и кислорода и двухпроводной с внешним смешиванием. Испытания этих горелок проводили на полупромышленной установке Опытно-экспериментального металлургического завода Гинцветмета в г. Рязани.

Батарейная шихто-кислородная горелка (рис. 25) представляла собой блок из четырех обычных однопроводных цилиндрических ин-жекционных горелок полного предварительного смешивания. Производительность каждой горелки составляла 1/4 суммарной производительности блока. Питание всего блока шихтой и кислородом осуществлялось от одного дозатора через специальные делительные устройства. Эффект сокращения длины и энергии факела достигался в данном случае за счет уменьшения мощности единичных горелок, входящих в блок.

Многосопловая горелка (рис. 26) являлась инкекционной с полным предварительным смешиванием, имела однопроводной смесительный участок и многоканальный наконечник (в данной работе -семиканальный).

Батарейная пихто-клслородная горелка

I - цилиндрическая шшекционная горелка блока; 2 - амбразура горелки; 3 - делитель шихты; 4 - сеод пзчи

Рис• 25

Многосоюювая шихто-кислородная горелка

Диаметр каналов наконечника был выбран из расчета получения скорости на выходе из них 12 м/с - минимальной для работы горелки без проскока пламени. Эффект сокращения длины факела достигался за счет уменьшения массы и скорости единичной струи шихто-кисло-родной смеси на выходе из горелки. На опытной печи испнтывались два варианта многосоплозой горелки: с обычным смесителем в виде однострунного эжектора (см. рис. 26а) и с укороченным смесителем за счет многоструйного ввода кислорода (см. рис. 266).

Двухпроводная горелка внешнего смешивания (рис. 27) представляла собой систему из двух коаксиальных водоохлаждаемых труб, по одной из которых (внутренней) под действием собственного веса подавалась шихта, а по облегающему её кольцевому пространству со скоростью около 5 м/с - кислород.

Двухпроводная горелка внешнего смешивания

1 - водоохлавдаемая труба для подачи кислорода;

2 - водоохлаждаемый элемент для ввода шихты;

3 - амбразура в своде печи

Рис. 27

4

Смешивание шихты и кислорода происходило вне горелки (в факеле), за счет чего и предполагалось получить минимальные значения скорости шихты и кислорода на выходе из горелки и факел уменьшенной длины.

При проведении испытаний для сравнительной оценки работы различных горелок в качестве базового варианта была принята одно-проводная шихто-кислородная горелка. Полученные для каждой шихты показатели сравнивали с аналогичными данными для короткофакельных горелок. Резким испытаний (расход шихты, кислорода, расстояние от устья горелок до поверхности расплава -1,5 м) был для всех типов горелок один и тот же.

Результаты испытаний приведены в таблицах 8 и 9.

Пробные пуски двухпроводной горелки показали, что интенсивного протекания реакций окисления и плавления шихты в факеле на имеющейся высоте печи не происходило: отходящие газы содержали большое количество свободного кислорода, температура в печи падала, ваяна покрывалась нерасплавленными продуктами. Это явилось, очевидно, результатом плохого перемешивания шихты и кислорода.

Результаты полупромышленных испытаний позволили сделать следующие предложения по использованию короткофакельных горелок для процесса КФП:

1. Многосопловая горелка рекомендуется для промышленного использования; скорость истечения пшхго-кполородной смеси из многосоплового наконечника должна быть равна 12 м/с для медного алма-лыкского, медно-цинкового уральского и никелевого норильского концентратов и 20 м/с для медного норильского концентрата.

2. Батарейная горелка может быть рекомендована для промышленного использования при условии оборудования её надежными устройствами, обеспечивающими равномерное деление потока поступающей шихты между отдельными элементами блока. При этом скорость шихто-кислородной смеси в стволе каждого элемента должна составлять 16-18 м/с для медно-цинкового уральского, медного алмалык-ского и никелевого норильского концентратов и 20-24 м/с для медного норильского концентрата.

Основные показатели работы горелок при плавке медно-цинкового уральского и медного алмалыкского концентратов

Таблица 8

Тип горелки

Расход шихты,

кг/ч

Расход кислорода,

м3/ч

Скорость смеси в

устье м/с

;Содержание|Температура ¡меди в ,/ ;на оси сЬа-;штейне, / ¡кела (°С)

;-----т—¡на расстоя-

рас- ¡фак-;нии от толчет- ¡ти- ¡релки, мм

¡ное ¡че- ;----1-----

| ¡ское| 1150; 1450

Состав отходящих газов (усредненный), %

Фактический | рас_______________х четный.

/К

0Ш ЩЩЧ +С02

Примечание

10 II

12

13

Однопровод- 1000 260 ная с предварительным смешиванием

Батарейная 1000 250

Многосопловая:

с обычным 1000 225-смесителем -285

15,5 55 50- 1520 1650 -55

13,0 55 50-55

19

6,6 74,3 75,2

12,5--Й,3

55 50-55 -

16,52 10,0 73,4 75,3 Недоосвоение

кислорода в факеле составляет в среднем 8%

22,1 38,4 73,9 73,86 Полное освоение

кислорода на всех режимах

оэ о

Продолжение таблицы 8

8

10

II

12

13

с укороченным смесителем

1100

235-280

13.1-16.7

55

55-60

1640 1630 25,3 0.2 74.6

73.09 Полное освоение кислорода на всех режимах

Двухпроводная с внешним смешиванием

1000 285

55

27-32

15- 75- до 4 73.17 Процесс -18 -78 плэеки

затухал

Таблица 9

Основные показатели работы горелок при плавке норильских концентратов

Тип горелки

Длительность работы,

ч

Рас-

Рас-

ход ! ход шихты! кис! ло-!рода.

кг/ч;

! м3/ч

Скорость смеси в

устье, м/с

Содержание{Темпера-меди + ¡тура на никеля в (оси йаке-штейне, % ;ла (°С) на ---т-----¡расстоянии

рас-!фак-

чет-! ти- ш

Н°е !ское \ ЪФ™

Состав отходящих газов (усредненный), %

Ьас- „

;четный

фактический

Примечание

Однопро-водная предварительного смешивания

Батарейная

Многосопловая

8

10

II

12

13

14

со го

186 900- 160- 15,2-1000 -270 -25,0

33 1000 250- 13-290 -15,2

Медный концентрат

55 50-55

55 50-55

24,0 3,2 72,8 72,2 Заплавление

горелок при скорости смеси в устье менее

18 м/с

19 1000- 240- 13,6- 55 50-1050 -260 -14,7 -55

Продолжение таблицы 9

10 II 12 13 14

Никелевый концентрат

Однопровод- 334 810- 175- 20.2- 45- 45- 1530 1630 23,8 1.8 74.9 74,1

ная -1250 -225 -26.0 -80 -76

Многосоп- 581 1100- 200- II.3- 40- 40 1620 1630 20,5 4.3 75,1 73,0

ловая -1400 -265 -15,0 -45

5.6. Кислородный пневмотранспорт шихты / 7, 38 /

Для подачи медного и ипритного концентратов в вертикальные горелки печи КФП был предложен, проверен и освоен в полупромышленном масштабе метод транспортирования этих материалов технологическим кислородом, заключавшиеся в применении пневмотранспорта инжекшонпого типа. Была разработана, в частности, специальная конструкция сопла инжектора, позволившая изменять выходное сечение кислородного сопла без остановки печи.

При расчете и наладке системы пневмотранспорта особое внимание было обращено на обеспечение минимальных подсосов через шихтовый патрубок инжектора. С этой целью диаметр кислородного сопла определялся при расчете как функция скорости транспортирования, коэффициента эжекции и величины сопротивления системы пневмотранспорта (включая сопротивление горелки). Приближенные расчеты были проведены по формулам, основанным на законе импульсов:

- ffc« = A ,

где 4 Рх - сопротивление системы;

tOK , - соответственно скорости кислорода в сопле

и смеси;

, / - площади сечения кислородного сопла и пневмопровода; fl* , Ре» ~ плотность кислорода и смеси.

Исследования показали возможность снижения скорости смеси в трубопроводах; так, при 18 м/сек нет видимого ухудшения качества транспортирования.

Пневмотранспорт шихты кислородом позволяет значительно упростить схему загрузки печи вследствие исключения шнеков и, главное, из-за независимого расположения бункеров, питателей и весоизмерителей относительно горелок (при шнековой подаче указанное оборудование должно располагаться на определенной высоте). Такой резервный вариант запроектирован для промышленной печи с вертикальными горелками.

5.7. Конструкции печи КФП с пониженным пылевыносом / 30-31. 44 ]

Ряд важных технологических показателей процесса факельной плавки (ФП) и в первую очередь такой, как количество уносимой из почи шли, существенно зависят от того, как организована подача шихто-кислородной смеси в печь, т.е. от организации аэро-

динамики рабочего пространства печи. Однако эффективное решение вопроса снижения пклевпноса гозь'оано лишь с прше.чегием комплекса мер, включая использование способов вторичного обеспыливания газового потока на выходе из почи. Поскольку выносимая из рабочего пространства печей автогенной плавки пыль представляет собой расплавленные мелкодисперсные частили - брызги, - заслуживает внимания применение в данном случае способа жидкопленоч-ной сепарации расплавлен;; ого уноса но выходе из-рабочего пространства. ■ '

С точки зрения максимального улавливания выносимых газовым потоком брызг наиболее эффективна установка сепарациопних поверхностей в зоне непосредственного взапмодейскшя их с высокотемпературным потоком частиц. Для печи КФП характерно высокое тепловое напряжение в факеле, поэтому оптимальным местом размещения сепаратора является входное сечение аптейка, которое не подвержено непосредственному воздействию факела,и в то же время в нем еще сохраняется высоки"; температурный уровень пылегазового потока.

Методом физического моделирования реальных процессов на основе теории подобия нами было изучено влияние организации аэродинамики процесса КФП на пылеунос в зависимости от следующих факторов: I) направления факела (горизонтальное и вертикальное); 2) расположения аптейка в своде печи (в средней или торцевой части); . 3) числа горелок (две или три); 4) расположения горелок в своде и торцевой стенке печи, а также исследовали возможность эффективного применения горизонтального жидкопленочного сепаратора расплавленного уноса, расположенного во входном сечении аптейка печи КФП.

Исследования проводили на холодной физической модели печи КФП-1 Ашалыкского комбината. Вывод критериев подобия и расчеты модели были выполнены в соответствии с требованиями теории подобия при следующих допущениях:

- процесс изотермический, физические свойства рабочих сред -постоянны;

- поток - двухфазный;

- форма, размер и агрегатное состояние частиц - неизменны.

Аэродинамика рабочей камеры печи КФП описывалась следующими дифференциальными уравнениями движения:

- дач газовой Фазы

* /г /Я /г/<5 - р^в-е + ■#■ /г, 7 6 иГг - ~2 6/ -^-¿с .

- для частиц факела

-/>/> - * # а ;

- для массы расплава в ванне печи

= -рхги{Р* + /г V1

Уравнение неразрывности

с//¥ейгг + <//У /¡¿^ =<? ;

- для жидкости : с/м = О .

Начальные условия: при t - О, = иЪ*-0■ Краевые условия: скорость на границе со стенкой

"Гг - = и^ж = 0. скорость потока на входе игг ~ ¿иг(е,е,,ее,... .еп т);иг~ ,г).

На границе раздела фаз:

Я +Я -Р* * ¿-('/г, V-

С помощью масштабных преобразований получена система определяющих критериев подобия для моделирования аэродинамики газового пространства печи КФП:

у_ Яг\л/гУг('+С-Лг) . ,

M -j^-fr =idem - N - ;

Si= fÍ = idem < RT " f'/P* = '

Определяемый критерий - бе: размерный массовый унос брызг:

Q - Ч™

где р - плотность, кг/м3; uf - скорость, м/с; V -объемный расход, м3/с; Q - массовый расход, кг/с; д - ускорение свободного падения, х.:/с^; 6 - характерный линейный размер, м; Jit - вязкость, Н»с/м ; & - поверхностное натяжение, Н/м; d7 - диаметр частицы, м; (frg - брызгоунос, кг/с;

Т - время, с; я - объемная конпентрагия; / -ß> ;

р - давление, Па; c'f - коэффициент сопротивления частицы; Cf - С0 / Re" (/7 = 1/2). Индексы: г - газ; ж - жидкость; т - твердое.

Требует объяснения исключеш:е условия Wé-= idem из

системы определяющих критериев.

Соблюдение условия We— idem в рзшем случае накладывало требование к масштабу I : I,ü2, что неосуществимо в лабораторных условиях. Поэтому была произвздояа оценка, насколько критерий We является суиестаоншла для данного происсса, нельзя ли в наших условиях пренебречь соблюдением требования We - idem и так:а; образом выбрать приемлемые геометрические размеры модели. Нами на модоли печи КФП масштаба 1:20 бил:: проведены спегцалькые опиты по взаимодействию газовой струи с ванной при параметрах сред (импульс, вязкость, высота расположения сопел), отвечающ::х реальному процессу в рабочем пространстве печи. На всех исследованных режимах брызгоунос отсутство-

вал. Исходя из этого, геометрический масштаб модели был выбран 1:20, что приемлемо в лабораторных условиях.

В качестве рабочей жидкости использовали водный раствор технического глицерина, физические свойства которого ( 5М =

= 62,75 х Ю-3 Н/м; рж = 1248 кг/м3;= 156 х Ю-3 Н.с/м2) достаточно хорошо удовлетворяют условию М - idem . В качестве рабочего газа при моделировании использовали воздух; при этом с достаточной точностью выдерживалось условие М = idem . В качестве дисперсной фазы использовали водный раствор глицерина, подаваемый' в горелку через специальную форсунку. При этом руководствовались соображениями, что в реальном процессе КФП твердые частицы рте на незначительном расстоянии от горелки расплавляются и приобретают Физические свойства расплава в ванне. В этом случае легко соблюдается условие RT =¡dew . Расчет модельного размера пыли (брызг) глицерина в факеле производился из условия St - idem . Для различных расходных режимов модельная крупность пыли колеблется в пределах d* ~ 64,2 73,2 мкм при сродней крупности шихты в образце d°of> - 160 мкм. При расчете d? величины скоростей газа в модели определяли из условия У= idem и К - ¡dew . Требуемая тонина распыла раствора глицерина достигалась соответствующей конструкцией форсунки. Температуру и давление измеряли термометра.-, и манометром.

Количество пыли, уносимой из модели, определяли с помощью стеклянного патрона ШЮГАЗа с улавливающим элементом в виде там-, пона из стеклянной ваты и асбестового волокна.

Величину массового уноса брызг в модели рассчитывали по формуле:

. м лт - Ус ЧО*

fe = ТЩ- '

где - массовый унос брызг из модели; кг/ч; л т - привес

патрона, г; IL - расход воздуха на форсунки, м3/ч; Г - время отбора пробы в патрон, мин; \1Р - расход воздуха через патрон по реометру, мг/мин.

Ниже представлены результаты измерений пилеуноса (хсг/ч).

Горизонтальное расположение горелок:

двух 2189,2/2709,Зх^ ____трех________________________1916,0/1601,9

х) Числитель - аптейк расположен в средней части свода печи

знаменатель - в торцевой.

Вертикальное расположение горелок:

двух в ряд по оси трех в рял по оси трех треугольником (I) то же (П)

1436,2/1333,1 593,5/498,8 1503,0/1353,1 1653,2/1535,0

двух параллельно

торцевой стенке 1710,9/1574,0

Полученные экспериментальные данные показывают, что величина пылеуноса при горизонтальном направлении факела больше, чем при вертикальном на 2,10-2,76$ от загрузки. Следует обратить внимание

дает большее снижение величины пылеуноса для двух горелок, чем для трех. Увеличение числа горелок (при сохранении режима работы печи в целом) приводит к снижению величины пылеуноса при аналогичном расположении горелок на печи на 0,55-2,22$ для горизонтальных и на 2,16-2.25$ - для вертикальных.

Для вертикальных горелок наибольшее.влияние на величину пылеуноса оказывает взаимное расположение горелок на своде. Наименьший палеунос наблюдается пои расположении горелок в ряд на продольно!'; оси печи. ¡Ложно предположить, что механизм влияния этого фактора заключается в "запирании" факела, расположенного дальше от аптейка, последующим факелом. В этом случае параллельно со снижением пылеуноса из печи следует ожидать повышенного износа кладки печи в районе размещения горелок.

Размещение аптейка в торцевой части печи приводит к незначительному снижению пылеуноса (0,29$) в сравнении с расположением аптейка в средней части свода для всех.режимов работы печи на вертикальных горелках. Это связано, по всей видимости, с удлинением пути пылегазового потока до аптейка и поэтому с более полной сепарацией частиц.

На горизонтальных горелках наблюдается иная картина: при работе на двух горелках пылеунос меньший (4,38$) при расположении аптейка в середине свода. По всей вероятности, большой начальный импульс факела создает такие условия движения потока в печи, при которых значительная часть пыли пролетает аптейк, попадает в ипритную зону и там сепарируется на стенках при повороте газового потока. При трех горизонтальных горелках (малый начальный импульс) меньший пылеунос (1$) наблюдается при расположении аптейка в то.ще печи.

На рис. 28 представлены зависимости пылевыноса из печи КФП от интенсивности размещения сепарационшх элементов в горизон-

на то, что перевод печи с горизонтальных горелок на вертикальные

so

тальком сечении аптсика.

Еризгоунос в модели со сводом, имеющим аптеик, расположенный в средне;; (а) и торцевой (б) части печи, и в модели со сводом, имеющим реакционную башню (¿).

til 25 35 И / 15 25 25 W / 1525 J5 М ПоЯертосшь сепаратора, "А к площади алтейка

!

v }

Sí

Ь

!

.. ., . --- —и i

1

■ Л) г

/5 Z5 JS Н

Поберхиос/т сепараторе, % к площади аптсйха

Варианты расположения горелок: I - горизонтальные; П - две вертикальные; Ш - три вертикальные.

Обозначения: I - три горелки; 2 - две, I режим; 3 - две, П режим; 4 - две вдоль осн. I режим; 5 - две вдоль оси, П режим; 6 - две поперек, I режим; 7 - две поперек, П режим: 8 - три вдоль оси; 9 - три треугольником д ; 10 - три треугольником V

Обозначения высот реакционной башни, мм: II - 175; 12 - 140; 13 - 105; 14 - 35

о

i

Экспериментальные данные показывают, что для всех исследованных схем расположения горелок п аптейка в своде печи и на всех исследованных режимах работы горелок установка жидкопленочного сепаратора расплавленного уноса в аптепке с площадью сепарапион-ной поверхности, составляющей 16-44$ от площади сечения аптейка, приводит к снижению пылевыноса из рабочего пространства печи. Максимальное снижение брызгоуноса колеблется от 20 до 70$.

На основе исследований был разработан жидкопленочный сепаратор расплавленного уноса для полупромышленной печи КФП РОЭЫЗа. Испытания этого сепаратора дали положительные результаты: пыле-вынос из печи снижается с II до 9$ при гидравлическом сопротивлении сепаратора по газу 20-40 Па.

6. ФАКЕШЮ-ЕАРБОТАЖНАЯ ПЛАВКА ЭДНОГО СЫРЬЯ С ОДНОСТАДИЙНЫМ ПОЛУЧЕНИЕМ БЕЛОГО МАТТА (ЧЕРНОВОЙ ЩДИ) И ОТВАЛЬНЫХ ШЛАКОВ / 32-35, 44 . 47 /

Как показали результаты исследований, в том числе и приведенные в данной работе, применение для одностадийного получения белого матта (черновой меди) известных методов организации рабочего процесса автогенной плавки - чисто факельная (в том числе и КФП), плавка Ванюкова (в жидкой ванне), КИВЦЭТная - не решает до конпа проблему безотходной и экологически безопасной переработки сульфидного сырья: шлаки плагки в этом случае содержат достаточно большое количество магнетита (до 30$) и поэтому могут быть обез-межены только на самостоятельном переделе со значительными затратами ресурсов и загрязняющими окружающую среду выбросами.

Поэтому для промышленной реализации одностадийной плавки сульфидного сырья на белый матт или черновую медь с получешем отвальных по цветным металлам шлаков требуется поиск и разработка новых приемов организации процесса плавки, обеспечивающих образование при плавке шлаков с минимальным содержанием трехвалентного железа, т.е. близких к равновесным. Известно, что обезмеживание близких к равновесию шлаков восстановлением и сульфидированием протекает с достаточно высокой скоростью и может быть осуществлено внутри плавильного агрегата при условии выделения в нем специальной обеднительной зоны.

6.1. Теоретические предпосылки и обоснование технологии

Большой объем исследований последних лет, а такяе отечественная и зарубежная практика развития автогенных процессов, в том числе конвертирования, позволяют говорить о научно-техническом прогрессе в этой области. Существенным на наш взгляд является обращение исследователей и металлургов-практиков к принципиально новым подходам при осуществлении окислительно-восстановительных процессов.

Особое внимание в последние годы было обращено на изучение особенностей окисления сернистого железа с разным парциальным давлением кислорода при высоких температурах, изучение физико-химических свойств систем Ре-0-5-Си (Ж/, Со,Zn.PS). условий получения шлаков системы РепОт - СсеО , распределения и

форы нахождения в них цветных и благородных металлов, сульфиди-рования сложных оксидных и сульфидных систем.

Исследования высокотемпературного окисления расплава сульфида железа показали, что при продувке расплава сульфида железа кислородом до содержания серы выше 3% он остается жидкотекучим. При этом прослеживается значительная (1,5-2,55) металлизация расплава.

Установленные новые закономерности окисления расплава сернистого железа позволяют разделить процессы окисления и шлакования, регулировать состав получаемого шлака, а также оказывать действенное влияние на формы нахождения, цветных металлов в шлаках. Б отличие от промышленной практики продувки металлизированных штейнов воздухом, при которой сначала окисляется металлическое железо штейна, а затем сульфид железа, при кислородных продувках с сохранением жидкотекучести системы окисление сернистого железа и штейнов, содержащих железо, протекает с высокой металлизацией по схеме: „ _ „ _

И только близко к составу штейна, соответствующего белому матгу, при окислении медных штейнов наблюдается, образование магнетита. Воздействие на систему £е0 - Ре - РеЪ -(Си, /V!) Б д0 шлакования (подачи в расплав 5;02 иди СаО) сульфидизатором или восстановителем позволяет перевести цветные и благородные металлы из оксидных форм в металлическое состояние или сульфиды легче и эффективнее, чем из шлаков.

Создаются благоприятные условия для получения бедных шлаков уже в самом процессе шлакования, особенно если при шлаковании перемешивание будет осуществляться нейтральным газом.

Улучшаются и условия для получения ферритно-калъциевых шлаков. Процесс идет быстрее.

Наиболее полно принципиально новые представления о закономерностях протекания окислительно-восстановительных процессов при автогенной плавке, в частности закономерности раздельного окисления и шлакования, основанные на теоретических исследованиях последних лет и изложенные выше, использованы нами при разработке комбинированного автогенного процесса нового поколения -факельно-барботажной плавки (ФБП). Процесс ФБП заключается в комбинировании-' в одном агрегате плавки сухого концентрата в вертикальном кислородном факеле с барботажным доокислением оксидно-сульфидного расплава в расположенной непосредственно под факелом барботируемой ванне. Это создает качественно новый эффект, позволяющий интенсифицировать все стадии металлургического процесса и селективно извлечь цветные и благородные металлы, серу и железо в товарные продукты при переработке как медного, так и сложного медно-свинцового, медно-цинкового, медно-никелевого, медно-кобальтового концентратов.

В факельно-барботажной плавке используются все достоинства гетерогенно-факельных и бавботажно-эмульспонных процессов.

Эффективное, близкое к равновесному разделение металлов и серы между богатым сульфидно-металлическим расплавом, шлаком и газом на начальной высокотемпературной стадии окисления сульфидов реализуется в пшхтово-к::слородном факеле без подачи флюсов, обеспечивающем высокую скорость гетерогенного взаимодействия при хорошей стойкости футеровки факельной зоны аппарата. При доокис-лении расплава с переработкой всего необходимого количества флюсов, промпродуктов и оборотов реализуются достоинства плавки в барботажной зоне, с использованием всех преимуществ этого процесса.

В шихтово-кпслородном факеле происходит бесфлюсовое окисление и плавка концентрата с практически полным окислением диссоциировавшей серы высших сульфидов.

В факале, меняя концентрацию кислорода и соотношение количества дутья - количество шихты, возможно получение расплава, где компоненты, например, медной плавки могут находиться в следующих формах: Си20, Си, ГеБ^-Гг , Ре304, 21 СаО, 3>02 , РеО. Соот-

ношение С^О/Си и зависит от окислительного потенци-

ала факела и тзкператуш. Ранее было установлено, что при температурах ^ 1600°С на кислороде окисление сульфида железа без флюсов вдет с сильной металлизацией. Эти новые закономерности позволяют организовать ряд новых процессов для переработки сульфидного сырья. В ванне расплава создают барботажную зону с боковым и верхним дутьем кислородом и с загрузкой восстановителя в виде угля или природного газа или мазута через боковые фурмы.

При этом в ванне при попадании в нее расплава из факела происходят реакции

Ре2 + Сиг О (Си)-* Ре (ТеО)+ Сиг Б

Образующаяся металлизированная фаза является хорошим коллектором цветных и благородных металлов, дает возможность получать особо бедные отвальные шлаки.

Например, при таком процессе происходят реакции для кобальта

(СоО) - [Ре] — [Со] + Ре О

для никеля

(//¡О) ^ [Ре] Щ + Ре О

Цинк, содержащийся в ишаке в окисленной форме, восстанавливается и переходит в возгоны

(гпО) + [Ре] — т\ (РеО)

Возможность распределения кислорода между факельной и бар-ботажной зонами позволяет достаточно тонко регулировать процесс -достигать необходимой степени десульфуризации, практически полного усвоения кислорода, распределять в необходимых пределах тепловые и газовые потоки, получать шлаки с низким содержанием магнетита, близкие к равновесному состоянию в широком диапазоне гомогенности расплава при высоком.парциальном давлении кислорода.

На рис. 29 приведена схема основных взаимодействий в ФЕП.

В результате такого совмещенного двухстадийного окисления получаются богатые сульфидно-металлические продукты (вплоть до белого ыатта и черновой меди), близкие к равновесному состоянию шлаки и в одном агрегате создаются условия для комплексного извлечения компонентов основных полиметаллических руд и концентратов.

Сущность процесса ¡ракелЬ но- Зардатс&кной плабки

Ор ____

~ 510г '> СаО

Си Ре 5г, Ел 5, Ге 51 ;

Реакция ^ сракеле

г~2п5 = 21п1 +5г

2Си^г*£0г *2Си*2Ге&№ г?п5+30г*22п0+250г

Я? 5/ 0г = Ре$+502

Ге52 ; С.

2 2пО+1п 5+32л 1*30?

Ре<-?п0-2пиГ{-0 ЗГеО+2пО-2пиРе3Оч 2Си+2п5=2л7->Си25 Ре +1п5=1п! +Ре5

гСо+РеЗ-Си^+Ге

Ре30ц->Ге= 4ГсО 2Си + Ре3- Ге + Си23

2 Ел В --22п Т +¿2

*203 - 230г

2СиРе52 *50г -2Си * *2ГеО+Ь$Ог

2Ре5 +30г -2ГеО*2Щ

2С * 02~ 2СО

Рис. 29

6.2. Полупромышленные испытания технологии и оборудования

На опытном заводе в г. Усть-Каменогорске по инициативе и под руководством автора данной работы, при участии институтов "Гинцветмет", металлургии Уральского отделения Российской АН, "ВНШцветмет" была создана полупромышленная установка ФБП с печью с площадью пода около 6 м2, на которой проведены технологические и балансовые испытания. Плавке подвергался сульфидный медный концентрат Алмалыкского горно-металлургического комбината. Состав.концентрата, %: медь - 14,47; железо - 33,40; цинк - 1,05; свинец - 1,26; сера - 40,38; кремнезем - 3,80; оксид кальция - 0,11; углерод - 0,36. Ситовой состав концентрата - 1005 минус I мм, влажность - менее 15. В качестве флюсов применяли кварцевый песок с содержанием кремнезема 97,05 и из-

вестняк дробленый с содержанием оксида кальция 54$. В качестве энергоносителя дая компенсации потерь тепла в плавильной зоне попользовали коксовую мелочь с содержанием углерода 70$ и крупностью не выше 30 мм и клинкер цинкового производства.

Для обеднения шлака в отстойно-обеднительную зону загружали ипритный концентрат (колчедан) и клинкер цинкового производства Усть-Каменогорского свинцово-цшжового комбината следующего состава. $:

медь цинк сви- же- сера крем- оксид нец лезо незем каль-

ция

колчедан 0,51 0,45 0.47 35.6 41.40 13,32 0,44 клинкер 1,38 4.69 1,73 15.5 3.79 14,12 3,02

Окислителем в процессе плавки служил технологический кислород с содержанием 02 95-98$.

В период пуска и опробования установки и при отработке технологических ре;::ш.;ов плавки все агрегаты и узлы установки ФЕП работали надежно и стабильно, что позволило устойчиво выдерживать технологические показатели режимов плавки.

Шихто-кпслородная горелка работала в устойчивом технологическом режиме, обеспечивая автогенное факельное окисление концентрата до оксидно-сульфидного расплава с содержанием меди 30-35$ при расходе концентрата от 600 до 1300 кг/ч и кислорода -от 220 до 300 нм3/ч. При этом создавался устойчивый высокотемпературный факел с температурой 1380-1540°С.

При барботажной доработке штейно-пшакового расплава расход флюса составлял 250-350 кг/ч, кокса - до 80 кг/ч. Расход кислорода на одну или две работающие фурмы составлял от 150 до 250 нм3/ч иинималышй расход кислорода на одну фурму - 105 нм3/ч. В целом за весь период испытаний все зоны печи - факельная, барботажная п отстойно-обеднительная - работали устойчиво, обеспечивая температуру штейна в пределах П00-1250°С, шлака - 1250-1380°0.

В процессе плавок отбирали пробы материала из факела, шлака и штейна, которые были проанализированы методом ыикрозондовогс анализа. В пробах материала из факела установлено присутствие борнита, иногда халькозина, вюстита, кварца, прожилок ■ силиката в вюстпте. Оксиды меди не найдены. Б незначительном количестве встречается магнетит, отмечены в незначительном количестве включения металлической меди. Содержание ферритной фазы (магнетит + делафоссит) незначительно. В пробах шлака из барботажной окислительной зоны имеется взвесь корольков халькозина, в незначитель-

ной степени металлизированных, обнаружено немного взвешенного магнетита. Фазы: кальций, содержащий силикат, фаялит, стекло, магнетит. Количество магнетита составляет 6-7$.

Пробы штейна представлены халькозип-борнитовым слабо металлизированным твердым раствором. Имеется металлическая медь. Магнетита очень мало.

Результаты микрозондового анализа подтвердили, что содержание магнетита в пробах материала факела, шлака и штейна достаточно низкое и близко к равновесному.

В результате испытаний был отработан следующий оптимальный режим плавки для данной конкретной установки ФШ: удельная производительность по шихте

расход концентрата (шихты) на ших-тово-кислородную горелку

расход кислорода на горелку

расход флюсов на ванну барботажной зоны

расход кислорода на фурмы

Данный технологический режим обеспечил устойчивую работу,

всего комплекса ФЕП:

температуру газов перед газоохладительной камерой

пе^ед электрофильтром

после электрофильтра ПГТ-3-2,1

нормальный выпуск всех продуктов плавки При этом были получены следующие продукты плавки: штейны плавильной зоны с содержанием меди 68-77$ (в отдельных плавках до 83$);

шлаки плавильной зоны с содержанием, $: меди - 0,7-1,3; диоксида кремния - 22-26; оксида кальция - 10-12; железа - 41-44; серы - 0,35-0,9;

пыли в газоохладительной камере и электрофильтре с содержанием меди 16-23$, серы - 6-11$. сера на 90-92$ представлена в сульфатной форме;

состав технологических газов, $:

в аптэйке: диоксид серы - 16-56; диоксид углерода - 15-30; кислород - 1-6;

после электрофильтра: диоксид серы - 7-15; диоксид углерода -5-12; кислород - 8-12 .

18-20 т/м -сутки

1000 кг/ч 220 нм3/ч 250 кг/ч

до 150 нм3/ч

до 1Ю0°С до 520°С не менее 280°С

Запыленность технологических газов после электрофильтра составила 0,1-0,35 т/т3.

Обеднение шлакд. Обеднение шлаков плавильной зоны вели в отстойно-обеднительной зоне печи как в периодическом режиме, так и в непрерывном. Обеднение проводили смесью клинкера и пиритного концентрата в соотношении 2:1. Еарботаж ванны шлака осуществляли через фурму воздухом, обогащенным кислородом.

Режим обеднения шлака с барботажем зоны обеднения в периодическом режиме осуществляли при подаче в плавильную зону кокса в количестве 90 кг/ч и кислорода - 120 нм3/ч для компенсации тепловых потерь, а в зону обеднения - смеси клинкера и пирита в количестве 450 кг/ч. Барботаж массы в зоне отстаивания и обеднения проводили через фушу, в которую подавали 60 кислорода и 80 нм3/ч воздуха. Результаты обеднения показали, что концентрация меди в шлаке, составившая на этом режиме обеднения 0,4$, получена после барботажа и отстаивания расплава с целью осаждения корольков сульфидной фазы. ¡Дикрозондовое изучение этих шлаков показало, что основное количество меди сосредоточено в корольках сульфидно-металлической фазы, а железосиликатная часть включает около 0,3$ меди. Содержание магнетита в этих пробах шлака составляет 1—3$. Штейн, слитый из отстойно-обеднительной зоны, содержал 33-39$ меди.

В непрерывном режиме при тех же расходных коэффициентах были получены штейны с содержанием меди 22-35$, шлаки обеднения с содержанием меди 0,3-0,7$.

Анализ тепловой работы установки показал, что удельные тепловые штоки плавильной и отстойно-обеднительной зон оказались значительно более низкими, чем в печах ПВ, которые были заложены в тепловой расчет установки. Отсюда вытекает еще одно преимущество печи ФБП в сравнении с ПВ - более высокая стойкость ограждений печи в районе ванны расплава.

В целом тепловая работа новой опытной печи отличалась высокой стабильностью: все кессоны, включая штейновую перегородку на водо-воздушном охлаждении, работали надежно, без перегрева, выпуск расплавов не вызывал затруднений, в вертикальном газоходе печи (аптейке) образование настылей не наблюдалось.

Система газоочистки работала надежно и стабильно.

С целью оценки правильности выбранной конструкции факельно-барботажного агрегата, выявления оптимальных технологических и тепловых режимов его работы нами были рассмотрены некоторые осо-

бенности построения математической модели и результаты расчетного анализа теплообмена в надслоевом пространстве (НП) опытного ФБА.

Геометрия трехмерной ыногозонной модели представляла собой

часть рабочего пространства, ограниченного снизу поверхностью

расплава (рис. 30).

Геометрическая модель надслоевого пространства факельно-барботарного агрегата

о ни 1.61 ¡,оа ¡.м

Римские цифры - номера расчетных участков по дайне и ширине модели; I и 2 - периферийные и центральные слои;

- концентрат и флюсы;

- расплав;

- газы

С целью учета особенностей' работы агрегата модель но длине н зарине была разделена на пять и три участка соответственно, по высоте - на два яруса. Аптейк был выделен в отдельный, третий ярус. Общее количество расчетных зон составило 63, включая 20 объемных зон газовой газы и 43 поверхностных зоны кладки и ванны расплава. Учитывалось, что на продольной оси свода третьего участка установлена одна горелка для подачи концентрата и кислорода. четвертого участка - одна течка для подачи Флюсов. Границы факела, энергетическая и аэродинамическая длина которого принималась равной высоте НП (1,7 ы), располагались в третьем участке. Б нижнем ярусе этого участка газопылевой поток отделялся от факела при ударе о поверхность ванны и, смешиваясь с выделяющимися из расплава газами, двигался вдоль поверхности расплава в сторону аптейка. Рециркуляция газопылевого потока в корень факела составляла 15$. В четвертом участке по длине и втором участке по ширине модели агрегата была выделена область движущегося от свода к ванне потока флюсов.

Трехмерная зональная математическая модель теплообмена в над-слоевом пространстве ФЕА объединяла ранее разработанные расчетные схемы печей взвешенной плавки и плавки Ванюкова. Б основу модели была положена система нелинейных алгебраических уравнении теплового баланса и теплообмена, которые для каждой расчетной зоны в случае селективно-серой аппроксимации имеют вид:

где ^ =1,2.....т,п .

Здесь А-^ - селективные коэффициенты, учитывающие соответственно передачу лучистой энергии от зоны I к зоне ^ . Вт/К^; Т£ (Т^ ) - температура зоны. К; - коэффициент конвективного

теплообмена или переноса теплоты массой соответственно между зонами I и у , Вт/К; т , п и 7 - число объемных, поверхностных зон и зон, соседних с зоной ^ и контактирующих с ней через поверхность; - свободный член, Вт. Отметим некоторые

особенности применения уравнений (25) к условиям плавки в ФЕА.

Как и в печах взвешенной плавки учитывалась сепарация из факела жидких частиц конденсированной фазы на поверхность кладки и Еанны расплава. При этом доля осевших га факела на кладку и ванну частиц конденсированной фазы может быть определена расчетным пу-

тем или из эксперимента. Учитывалось также выплескивание из бар-ботируемой ванны капель расплава. Принималось, что брызгоунос попадает в объемные зоны 1Ш и затем частично сепарируется па поверхность кладки, частично - обратно в ванну. Система уравнений (25) замыкается при условии, что часть расплава, сепарирующегося на кладку, стекает по стенам или через газовую фазу в ванну и вместе с расплавом, непосредственно сепарирующимся в ванну, весь поток осажденных частиц удаляется из агрегата.

Для объемных зон НП ФБА свободный член уравнений (25) включал тепловыделение в зоне 0.та.^ • Физическую теплоту компонентов. входящих в зону О?.} (концентрата, флюсов, дутья и технологических газов, выделяющихся из барботируемой ванны расплава), а также стоки теплоты за счет её поглощения компонентами зоны в погл ^ ■ ® объемных зонах, моделирующих сульфидный

факел и поток загружаемых в агрегат флюсов, величина 3погл.^

включала потребление теплоты на прогрев частиц концентрата (если стадия их прогрева до воспламенения не входит в расчет )

и флюсов с учетом термической диссоциации известняка и испарения влаги. Прогрев частиц в рабочем пространстве факельно-барботаж-ного агрегата происходит за счет конвективного теплообмена и радиационного взаимодействия частиц с продуктами плавки и внутренней поверхностью ванны расплава, свода и стен.

Расчет прогрева полидисперсных частиц 2 проводился при условии, что их поверхность в рабочем пространстве приобретает сферическую форму. Тогда дифференциальное уравнение теплопроводности в сферических координатах запишется в виде

?Т5 _ а дгТ% , 2 дТь /рб)

эг " эр* * * ъй (2б;

о

где а% - коэффициент температуропроводности, м /с.

В начальный момент времени при с = 0 все точки шара с радиусом Я0 имеют одинаковую температуру Т $0 . Граничные условия для поверхности сферической частицы, двигающейся в потоке газов объемной зоны ^ , на первом этапе принимались при достаточно упрощенном учете радиационной составляющей теплообмена :

где А - коэффициент теплопроводности материала частицы, Вт/(ы - К); Р^ - площадь поверхности частицы, м2; - постоянная Степана-Больцмана. Ът/(м2 • К4); <£3 - степень черноты частицы; ы^ - коэффициент теплоотдачи конвекцией в зоне у , Ет/(м2 «К); Т^ и Тц - температуры газа и поверхности частицы в зоне у , К. Расчет <?у производится по известным зависимостям, - предварительно на многозонной модели.

Решение уравнений (26) и (27) реализовалось численным методом. При этом в рамках зонально!: модели ::а каздом шагу по времени, соответствующем переходу частицы из одной объемной зоны в другую, меняются условия теплообмена (27). В результате определялось распределение температуры по толщине частицы_в процессе движения и средняя её температура на границах зон . Вели-

чина &Пби + • входящая в свободный член уравнения (25) для зоны , вычислялась по соотнощешда_

Опои.; « М $ С5 С Т^- , (28)

где М $ - массовый расход компонента в агрегате, иг/с;

- средняя теплоемкость единицы массы частиц, кИгтЧкг • К); и ~ сРеднш* температура частиц соответственно

на входе и выходе га зоны ^ (см. рис. 30 ), К.

Полученные в многозонной модели поля температур использовались в качестве граничных условий (27) при расчете прогрева потока частиц. Далее вкосились коррективы в величину свободных чле> нов уравнения (25) и решение, таким образом, реализовивалось методом последовательных приближений до достижения требуемой точности. Отметши, что в первом приближении для принятых условий внешнего теплообмена (27) значения "Т^ • и О.пои : могут быт определены с использованием известных аналитических зависимостей На рис. 31 представлены изотермы в центральных и периферийных зонах модели НП, полученные в результате расчета; на рис.32 изменение температуры по длине надслоевого пространства.

Анализ показывает, что процесс окисления концентрата в факеле. как и в печах КФП, приводит к существенной неравномерное!! распределения температур и тепловых потоков в объеме Ш. Максимальная температура наблюдается в факеле у поверхности расплава минимальная - в районе подачи концентрата в горелки. Температур пылегазового потока снижается по мере приближения к алтейку. Ма симальные падающие тепловые потоки на боковые стены также имеют место в районе факела у поверхности ванны.

Распределение изотерм в надслоевоы пространстве факельно-барботажного агрегата

\\

1 1 ^ --- / / Ф- Кч > \ \ \

/ / — / ' ^ \ / /

- - - ---

а

А! \

л - т у

/ / к Ч^ / & _ \ \ 1

--

1

а и б - периферийные и центральные слои: температура ванны расплава 1250°С; равномерное охлаждение футеровки

Рис. 31

Оценка влияния учета при моделировании потребления теплотг на прогрев потока флюсов, термическую диссоциацию известняка и испарение влаги была проведена для условий проектного охлаждения футеровки при температуре ванны расплава 1250°С. Для принятых конструкции агрегата и режимных параметров его работы учет тепло-потребления фшосами, несмотря на существенное снижение их температуры (в среднем по высоте-потока на 365°С), прпеодит к сниже-

низ максимально!', темпегатуры Оакела на 25°С, уходящих из агрегата

газов - на 18°С (рлс. 32).

Распределение температуда гаяо-пилевой среда по длине надслое-вого пространства факельно-барбогажного агрегата

е

а а б - периферийные'и центральные слои; I и 2 - нижний и верхний ярусы;

--- без учета прогрева потока флюсов;

- с учетом прогрева потока флюсов;

температура ванны расплава 1250°С; проектный вариант охлавдения футеровки

Рис. 32

При этом плотность падающих на стены радиационных тепловых потоков сн:жается на 55-30 кВт/м^.

Тагам образом, в результате проведения численных экспериментов выявлены особенности теплообмена в надслоевом пространстве' ФБА, а также показана теплотехническая работоспособность выбранной конструкции полупромышленного агрегата.

По результатам испытании бил разработан технологический регламент перевода медеплавильного производства Алмалыкского гор::о-металлургпческого комбината на технологию факельно-барбо-тажной плавкп. Результаты полупромышленных испытаний и технологически?: регламент были рассмотрены на Техническом совете Алма-лнкского комбината. Технолога и агрегат ФБП были приняты к внедрению в составе строящегося комплекса КФП-2, так как 5ЕП решает проблему переработки гсех медьсодержащих сырьевых материалов, промпродуктов и оборотов, алеющихся на комбинате, при одном работающем плавильном агрегате, получения в этом агрегате отвальных злаков, перевод конвертерного отделения на одностадийный процесс варки меди при работе одного конвертера, эффективную переработку всех серусодержаших газов в серную кислоту, в которую извлекается 96,2$ серы сырья, обеспечивает извлечение меди из сырья в черновую на уровне 97,6$.

В настоящее время институтом "Гипроцветмет" ведется проектирование опытно-промышленной печи ФЕП АПЛК производительностью 200 тыс. тонн шихты в год.

ВЫВОДЫ

1. Разработан и внедрен в крупном промышленном масштабе процесс кислородно-факельной плавки (КФП) медных сульфидных концентратов. Показано, что топливно-энергетические затраты КФП с учетом сушки, конвертирования, утилизации серусодержащих газов плавки и конвертирования являются наименьшими в сравнении с автогенной плавкой, использующей воздушное или воздушно-кислородное дутье.

2. Экспериментально установлено, что методом КФП могут быть переработаны флотоконцентраты и шихты, составленные на их основе, различного состава: медные, медно-цинковые, медно-никелевые и никелевые концентраты с различным содержанием серы - от 6,5 до 42$; минимальное содержание серы в шихте, достаточное для автогенного протекания процесса, зависит от производительности печи,

содержания меди в штейне, но не может бить ниже 245.

3. Изучена возможность автогенной как флюсовой, так и бесфлюсовой КФД концентратов. Показано, что флюсы являются хорошим регулятором температуры процесса плавки: изменение содержания в шлаке диоксида кремния :шп оксида кальция на I5 изменяют его температуру в больше!'; степени (на 20-30°С), чем изменение на 15 содержания меди в штейне. При бесфпюсовой плавке шлаки при перегреве до 1250-1350°С так же жидкотекучи. как и при плюсовой плавке.

4. В результате крупномасштабных полупромышленных испытаний установлено, что ;ялаки КФП при птеглах с концентрацией меди 50-605 содержат 0,8-1,25 меди. Вся медь в шлаках находится в сульфидной или металлической формах. Количество магнетита в шлаках составляет 3-155 и увеличивается с ростом содержания меди в штейне. При внутрипечяоы обеднении шлака смесью пирита п пыле-угля с расходом 185 от массы штаты и последующем отстаивании в течение I часа содержание меди в шлаках снижается до 0,375 при содержании меди в штейне обеднения 205. Наибольший эффект обеднения шлака достигается при перемешивании его с образующимся бедным штейном.

5. Опытным путем установлены следующие показатели процесса КФП: удельная производительность печи с горизонтальным факелом составляет 14-18 т/м^.сутки, пылевынос 6-75; эти параметры определяются аэродинамической длиной факела, достигающей 60-80 калибров горелки, в отличие от энергетической длины, равной 7-П калибров. Экспериментально доказано, что аэродинамическая длина горизонтального факела увеличивается с увеличением скорости в горелке; при увеличении производительности горелки относительная длина зоны выпадения частиц из факела меняется незначительно. Расчетными исследованиями выявлено, что оптимизация процесса КФП с точки зрения наращивания удельной производительности, получения более бедных шлаков должна осуществляться снижением скорости шихто-кислородной смеси на выходе из горелки за счет увеличения её выходного сечения.

6. На основе современных представлений о гетерогенном горении показано, что сульфидно-кислородный факел обладает высокими внешнедиффузионными свойствами; на начальном участке происходит интенсивная сорбция газообразного кислорода твердыми частицами

с образованием промежуточных хемосорбционных соединений; выгорание серы в факеле лимитируется внутренними процессами - разло-

"синем хеаосорбционких комплексов, внутренней дц.фузией; жест ::„сго нулевой порядок реакции окисления сульфидов по газообразно;-; кислороду, т.е. скорость реакции определяется даишлшеой десуль'ууюзяиил сульфидов. Экспериментально подтверждено превышение более чем на порядок скорости расходования газообразного кислорода в факеле над скоростью выгорания серы, что доказывает потребление кислорода на образование промежуточных металло-серокыслородных соед1шений. Па основании полученных данных сформулирована массообменная модель шихтокислородного факела в виде свободной двухфазной турбулентной струи, несущей твердые частицы с большой концентратаей и относительной скоростью в начальном сечении.

7. Экспериментально доказано подобие профиле:; плотности потока суммарного импульса фаз в поперечных сечениях основного участка осесимметричной двухфазно:" струи, па основан:::: чего разработан полуэмпирический метод расчета двухфазной свободной струп, позволившей рассчитать осевке значения осредненных скоростей фаз

с учетом 1:х скольжения с заимствованием из эксперимента всего лишь одно:: опытно:: константы. Определены значения эмпирической константы в широком диапазоне изменения начальных параметров истечения, характерном для процесса кислородно-факельной плавки. Расчетами, выполненными па основании разработанного метода, показано, что завершение окисления сульфидов в вертикальном Факеле при расположении горелок в своде без увеличения его высоты и снижения единичной мошности горелок возможно при скорости истечения из горелки 15 м/сек.

8. Разработан способ плавки в вертикальном кислородном фа-неле без реакционной башни, позволяющий избежать образование подозых настылей и проводить одновременно с плавкой в непрерывном режиме Енутршечное обезмеживание шлака. Определены технические показатели КФП с вертикальными горелками:

- удельный проплав - до 219 т/м2«сутки теоретически и 25-30 т/м2*сутки практически на полупромышленной печи;

- пылевынос - на 2,1-2,8$ абсолютных ниже по отношению к плавне с горизонтальными шихтовыми горелками .

9. Расчет теплообмена в рабочем пространстве печи КФП, выполненный с помощью зональной математической модели, прошедшей промышленную адаптацию, показал, что области максимальных температур кладки стен и свода промышленной печи с горнзонтальжми горелками расположены на расстоянии 2-4 м от горелочного торна

печи к требуют интенсивного кессонпрования. Промышленная печь КФП при вертикальном расположении факела имеет температуры футеровки на 110-175°С ниже, чем печь с горизонтальными горелками, при одинаково-;'; степени кессонпрованш; температура газов на выходе из печи также снижается на 52°С, а температуры шлака и штейна на выходе из печи практически не меняются.

10. Отработаны основные конструктивные элементы печного агрегата и комплекса КФП в целом:

- шссекнионнне шихто-кислороднне горелки, являющиеся горелками наиболее рациональной конструкции, так как исключают потери кислорода, экономят энергию на компремирование кислорода, имеют минимальный абразивный износ деталей; разработана методика расчета с использованием которой создана горелка, стабильно работающая при минимальных подсосах воздуха и потерях технологического кислорода;

- форма и соотношение размеров рабочего пространства печи с горизонтальными горелками, которые определяются стойкостью стен и свода печи и рассчитываются исходя из аэродинамической длины и экспериментально определенного угла раскрытия факела, равного 16°;

- конструкция закладных кессонов, выполненных в виде медных квадратных толстостенных труб сечением 65x65 мм и внутренним диаметром 25 мм; наиболее ответственные кессоны на своде печи переведены на испарительное охлаждение, что практически устранило износ Футеровки свода и позволило вырабатывать и использовать вторичное тепло;

- узел уборки дэосыпей из котла-газоохладителя, снижающий подсосы воздуха в котел и повышающий тем самым эффективность охлаждения газов;

- перегородка в ванне печи, в том числе в штейнозой ванне, охлаждаемая паро-воздушной или водо-воздулшой смесью в режиме пленочного кипения;

- короткофакельные многосопловая и батарейная вертикальные шихтовые горелки, обеспечивающие гарантированное завершение процессов окисления в вертикальном факеле;

- система пневмотранспорта шихты в горелки технологическим кислородом, обеспечивающая простую и надежную подачу шихтовых материалов в вертикальные горелки со скоростью не менее 18 м/сек;

- конструкция печи КФП с различным количеством, размещением ших-то-кислородных горелок, расположением аптейка, установкой в ая-

тейке жидкопленочного сепаратора расплавленного уноса, позволяющая снизить пилеЕШОс из рабочего пространства печи па 20-70$ относительных.

11. Обосновано и экспериментально подтверждено, что при одностадийном получении белого патта (черновой меди), являющимся наиболее рациональным вариантом автогенной планки, перспективно:"; является плавка с получением внсокоосновнмх шлаков при использо-Еанш! в качестве флюса известняка; увеличение отношения концентрации диоксида углерода к диоксиду серн в газовой газе снкгяет количество растворенной меди и сери в алане плавки. Процесс К5П является наиболее подходящим автогенным процессом для осущестгле-ния плавки на ферритно-кальциевые пли комбинированные внсокоос-новнне шлаки.

12. Отработаны два варианта технологии одностадийной КФП медных сульфидных концентратов на белый матт (черновою медь):

- без применения кварцевого флюса с получением высокоосновных ферритно-кальциеЕЫХ шлаков, содержащих 20-28$ оксида кальшя;

- с переработкой кварцевого флюса и получением комбштрогап:п'х спликатно-кальциевых 1ллаков. содержащих 10-12$ оксида кальтая и 20-26$ диоксида кремния. В первом варианте возмо:;ша плавка как на белый матт с содержанием 77-79$ меди, так и на черновую медь с содержанием 95$ меди; при этом шлаки без обеднения содержат 2-3$ меди при извлечении меди в металл более 90$. Во втором варианте, позволяющем перерабатывать золотосодержащий кварцевый флюс, целесообразна плавка па белый матт с содержанием меди 75-76$; пшаки без обеднения содержат 4-5$ меди при извлечении меди в птейн около 90$.

13. В результате полупромышленных испытаний установлено, что при одностадийной плавке на внсококальциевистке шлаки при соотношении оксида кальция к диоксид:; кремния в шлаке не менее 1,4 получаются саморассыпающиеся шлаки, флотапия которых выделяет концентраты с содержанием 11-20$ меди и хвосты с содержанием 0,29-0,5$ меди при затратах электроэнергии 80 кВт.ч/тонну шлака. При выделении комбинированных шлаков отработано ппрометаллургп-ческое их обеднение в барботажном агрегате с получением отвального шлака, содержащего 0,5$ меди.

14. Разработан процесс факельно-барботажной плавки (ФЩ) сульфидного сырья, который исключает недостатки процессов КФП и плавки Ванюкова (в жидкой ванне), аккумулирует их достоинства и обладает рядом дополнительных преимуществ, основным из которых

является возможность получения в одном агрегате богатого сульфидно-металлического продукта практически любого состава (до черновой меди), шлака, содержащего минимальное количество магнетита в виде самостоятельной фазы и поэтому легко подвергающегося рипечному обеднению до отвального по содержанию цветных металлов, стабильного потока всех серусодержащих газов, характеризующихся высокой концентрацией диоксида серы, необходимой для эффективно:: химической переработки.

15. Разработана зональная математическая модель теплообмена в рабочем пространстве печи ФЕИ, которая прошла адаптацию при полупромышленных испытаниях. Исследованиями температурных поле:': и поле:: тепловых потоков на ограждения печи ФБП, проведенными на математической! модели, показана высокая надежность промышленного агрегата ФШ в теплотехническом отношении.

16. Полупромышленными испытаниями ФЕП сульфидного сырья подтверждена правильность теоретических предпосылок, положенных в основу разработки процесса: в одну стадию получены белый матт с содержанием до 835 меди и черновая медь (955 меди), шлак с содержанием меди без обеднения 0,7-1,35, газ с содержанием диоксида серы до 565; при внутрппечном барботажном обеднении шлака смесью клинкера от вельцевания цинковых кеков и пиритного концентрата получен штейн обеднения с содержанием меди до 395 и шлак с содержанием меди до 0,45; практически показана стабильность работы печи ФШ. конструктивная надежность как агрегата в целом, так и отдельных его узлов, что позволило принять технологию и агрегат ФЕП к промышленному внедрению.

СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ

1. Быховскпй Ю.А., Парецкий В.М.. Донец В.И. и др. Освоение кислородно-факельной плавки медных сульфидных концентратов на Алмаликском медеплавильном заводе//Сб. науч. тр. Гинцветмета.-1,1., 1975. - Вып. 39. - С. 29-36.

2. Донец В.И., Парецкий В.М., Быховский Ю.А. и др. Анализ удельных топливно-энергетических затрат для взвешенной плавки медных сульфидных концентратов с различной степенью обогащения дутья кислородом// Сб. науч. тр. Гинцветмета. - М., 1975. -Вып. 39. - С. 15-29.

3. Бнховский Ю.А., Парадкий B.;;I., Донец B.Ii. :i др. Энергетика комплексных технологических процессов в производстве тяжелых цветных металлов// Промыли:енная энергетика. - 1978. - 7. -С. 14-17.

4. Бочкарев Л.ГЛ.» Крупкин Н.З.. Парецкии В.."л. Взвешенная плавка сульфидных руд - важное направление экономии топливно-энергетических ресурсов// Рациональное использование электроэнергии, тепла и топлива на предприятиях цветной металлургии: Тез. дом. Всесоиз. науч.-технич. семинара. - Свердловск, IS78. - С. 2425.

5. Парецкии В.1.1., Тарасов A.B., Кошелев В.А. н др. Автогенная плавка сульфидного сырья - основное направление энергосбережения в металлургии цветных металлов// Разработка и исследование новых типов энерготехнологических и теплоутилизационных установок с глубоким использованием вторичных энергоресурсов: Тез. докл. Всесоюз. науч.-технич. совещания. - Баку, 1985. -С. 39-40.

6.|Снуршжов А.п", Макарова С.Н., Парещси:"- B.;.i. Анализ тепловых

балансов автогенных процессов// Цветные металлы. - 1989. -10. - С. 16-20.

7. Бочкарев Л.М., Быховскпи Ю.А., Макаров Д.;.!.. Парецкий В.1.1. и др. Укрупненно-лабораторные и полупромышленные исследования кислородно-факельноГ плавки// Сб. науч. тр. Гинцвотмета. -М., 1969. - Вып. 29. - С. 5-16.

8. Бочкарев Л.М., Быховский Ю.А., Купряков Ю.П., Орловцев Ю.В., Парецкий В.2,1. и др. Кислородная взвешенная плавка алмалыкских медных концеятратов//Цветная металлургия. - 1965. - 6. -

С. 31-35. _

9. Бочкарев Л.ГЛ., Быховский Ю.А., Купряков Б.П., Косгерпн В.В.,

Парецкий В.ГЛ. Полупромышленные исследования плэеки медных сульфидных концентратов во взвешенном состоянии на кислородном дутье// Сб. науч. тр. Гинцветмета. - :Л., 1965. - Вып. 23. -С. 115-126.

10. Бочкарев Л.Ы.. Ушаков К.И., Ромазанов Ы.Р., Иванов А.В., Щурч-ков В.П., Парецкий В.М. Разработка, исследование и внедрение технологии и аппаратуры факельной плавки медных концентратов// Сб. науч. тр. Гинцветмета. - М., 1979. - Вып. 47. - С. 68-82.

11. Паренки:"' В.;,I. Некоторые особенности механизма л кинетики процессов в сульфидно-кислородном факеле при кислородно-факельной плавке (КФП)// Сб. науч. тр. Гишшотмета. -:Л., 1971. - Bun. 33. - С. 51-60.

12. Еочкарев Jl.i.l., Быховский Ю.А., Парецкий 3...1. и др. О некоторых фшзиг.о-хпмичсскпх явлешшх в факоле при кислородной взвешенной плавке медных сульфидных концентратов// Цветные металлы. - 1965. - Г- II. - С. 67-75.

13. Светозарова II.-и. Парешшн 3...I., Ыейлихова С.Ю. Исследование сепарации конденсированной фазы из факела кислородно-взвешенной плавки// Цветные металлы. - 1971. - ß 6, - С. 15-18.

14. Парецкий В.И. Исследование свободной пилегазовой струи со скольжением фаз// Теплоэнергетика. - 1974. - # I. - С. 86-90.

15. Парецкий В.М. Исследование динамической задачи о свободной двухфазной струе с учетом скольжения фаз// Сб. науч. тр. Гпяцветмета. - :.!., 1975. - Вып. '39. - С. 41-50.

16. Скуратов А.П., Лисиенко В.Г., Скуратова С.Д., Парецкий В.М. .Моделирование теплообмена в печах КФП// Цветные металлы. -1983. - В 3. - С. 11-14.

17. Скуратова С.Д.. Парецкий В. 1,1.. Скуратов А.П. Теплообмен в печах кислородно-факельной плавки// Разработка и внедрение высокоэффективных процессов и новой техшпси при добыче и переработке руд цветных металлов: Тез. докл. краевой науч.-техн. конф. - Красноярск, 1983. - С. 83.

18. Скуратов А.П., .Парецкий В.М., Скуратова С.Д. Исследование теплообмена в печи КФП с вертикальными шихтовыми горелками// Цветные металлы. - 1989. - JS 4. - С. 27-30.

19. Бочкарев Л.1.1., Быховский Ю.А., Бершак В. Калнин Е.П., Лурье Л.Ы., Парецкий В.М., Промышленные исследования и внедрение кислородно-факельной плавки// Сб. науч. тр. Гинцветмета. - ГЛ.. 1974. - Вып. 37. -С. 5-18.

20. Быховский Ю.А.. Донец В.П., Лурье Л.М., Парецкий В.М. и др. Совершенствование комплексного процесса кислородной факельной плавки медных концентратов// Труды УШ Всесоюз. совещания по энерготехнологическим циклонным и комбинированным процессам. - U.: МЭИ. 1974. - С. 127-129.

И., Донец В.И., Зульчинский В.В

21. Паренки:* B.i,'., Чахотин B.C., Белых В.Л. и др. Новая технология одностадийной переработки медных сульфидных концентратов на черновую медь (белый матт) в условиях кислородно-?аколь-ного процесса// Комбинированные пронесен в производстве тяжелых цветных металлов: Сб. науч. тр. Гпнцветмета. — Fi.. I9S8. - С. 25-30.

22. Парецкий В.:.:., Чахотин B.C., Селиванов Е.П. Лабораторные исследования и полупромышленные испытания переработки сульфидного медного кошенграта завода "Ковогути Кромпахл" (ЧССР) на черновую медь (белый матт) и высокоосновные ферритно-катышевие шлаки способом кислородно-факельной плавки (КФП): Отчет о НПР/Гинцветмет. - ГР 01870077955; шт. № I23I3. -I;!., 1989. - 166 с.

23. Парецкий В.У., Быховскш": К.А., Бочкарев JI.Li. Методика расчета и конструкция инжекпионпой шихтовой горелки для печи взвешенной кислородной плавки// Сб. науч. тр. Гинцветмета. -М., 1965. - Вып. 23. - С. 144-150.

24. Парецкий В.Г.1., Быховский Ю.А. О конструкции шихто-кислородных горелок и пылеунос из рабочего пространства печи кислородно-факельной плавки// Сб. науч. тр. Гинцветмета. - Li., 1975. -Вып. 39. - С. 36-41.

25. Быховский Ю.А., Донец В.И., Парецкий B.I.i. Пропущенное освоение и перспективы совершенствования теплотехнических элементов комплекса кислородной факельной плавки// Цветные металлы. - 1976. - 1» 8. - С. 19-24.

26. Кошелев В.А., Ыаслов В.В., Тарасов А.В., Парецкий В.М. и др. Совершенствование аппаратурного оформления процесса кислородно-факельной плавки медных концентратов// Цветные металлы. - 1986. - >5 7. - С. 28-31.

27. Парецкий В.!.!., Мейерович Е.В., Гринберг В.Е. Перевод печей автогенной плавки на испарительное охлаждение// Цветная металлургия. - 1989. - J5 8.-С. 27-29.

28. Парецкий В.ГЛ., Волков В.А., Мкмрина Н.И. и др. Перевод печи автогенной кислородно-факельной плавки на испарительное охлаждение// Промышленная энергетика. - 1990. - J'1 6. -

С. 38-40.

29. Парецкий B.Li., Бочкарев Л.М., Тарасов А.В. и др. Разработка и испытания короткофакельных верт:жалышх горелок для печей кислородной факельной плавки// Сб. науч. тр. Гинцветмета. -М., 1984. - Вып. 56. - С. 15-23.

30. Волков З.А., Паренки': В.ГЛ., Быховский Ю.А. Исследование на модели печи кислородно-факельной плавки (КФП) влияния организации аэродинамики рабочей камеры на пылеунос// Сб. науч. тр. Гпнцветмета. - M., 1981. - Вып. 49. - С. 70-77.

31. Парецкий В.LI., Мымрина H.H., Волков В.А. Внутрипечной сепаратор расплавленного уноса для печей автогенной плавки// Цветные металлы. - 1990. - Уз 10. - С. 26-31.

У*. ParstslV., Tarasov A., Uechev V., Generalov V. Autogenous Smelting of Sulpliiae Concentrates//lransactions of the Technical University of ivoshitse. - Issue of Rechanslc Seien Publishing Coupany. - Cambridge. - 1992. - V. 2. - Special icsuo, p. 4-7-56.

33. Парецкий В.M., Генералов В.А., Чахотин B.C. и др. Перспекти развития автогенных процессов нового поколения на основе фа кельно-барботажной плавки (ФШ) сульфидного сырья// Энергосберегающие технологии в производстве тяжелых цветных металлов: Сб. науч. тр. Гинцветмета. - М., 1992. - С. 54-59.

34. Парецкий B.W., Скуратов А.П., Финкельштейн A.B. и др. Методика математического моделирования теплообмена в надело вом пространстве факельяб-барботажного агрегата// Теория пр цессов производства тяжелых цветных металлов: Сб. на?/ч. тр. Гинцветмета. - I.i., 1991. - С. 100-105.

35. Соболев C.B., Скуратов А.П., Генералов В.А., Парецкий В.М. Исследование особенностей теплообмена в надслоевом прострал стве проектируемого факельно-барботажного агрегата автогенной плавки// Цветная металлургия. - 1992. - J5 I. - С. 23-2rt

36. A.c. 177609 СССР, МКИ5 С 22 BI/I0. Способ плавки сульфидина ¿¡атериалов/Бочкарев Л.М., Быховский Ю.А., Парзцкий В.ГЛ.,

Шейнкман Л.Н.| - I с. 37. A.c. 198653 СССР, МКИ5 С 22 В Г/10. Печь для переработки мелкозернистых полиметаллических материалов в шихтово-кислс родном Факеле/Бочкарев Л.М.. Быховский В.А., Парецкий В.М.,

Купряков Ю.П., Куур В.П., Макаров Д.М., |Шейнкман Л.Н. 2 с.: ил.

38. A.c. 241660 СССР, МКИ5 f 273)3/09. Способ транспортирован] мелкодисперсной шихты/Бочкарев Л.М., Быховский Ю.А., Макаров Д.ГЛ., Парецкий В.М., [Шейнкман Д.н7| - 2 с.

39. A.c. 65II87 СССР. МКИ5 Р 27^1/12. Футеровка металлурга-, ческой печп/Еочкарев Л.М., Донец В.И., Парецкпй В.М., Кошелев В.А., Шейнкмая I.H.. Приходъко Ю.И. - 3 е.: пл.

40. A.c. 1024254 СССР, МКИ5 С 22 В 15/04. Шихтовая горелка/ Кошелев В.А., Парецкпй В.М.. [Калач В.3.| - 3 е.: ил.

41. A.c. 1204907 СССР. МКИ5 Р 27 "£>1/12. Металлургический агре-гат/Маслов В.В.. Кошелев В.А., Тарасов A.B., Парецкий В.М., Шнайдер И.Ф., Романов Л.А., Подлунная В.А. -2с.: ил.

42. A.C. 1243468 СССР, МКИ4 Р 27^3/00. Устройство для выгрузки твердых материалов из котла-утилизатора металлургических аг-регатов/Кошелев В.А., Хейн А.И., Маслов В.В., Лачинов О.В., Тарасов A.B., Парецкий В.М., Шурчков В.П., Щечка В.Г.. Бес-каравайный В.В., |Гренц И.КТ], Моспо Л.Я. - 2 е.: ил.

43. A.c. I4I2420 СССР, МКИ5 Р 27 <Z> I/I6. Способ защиты металлических элементов футеровки печей от коррозпп/Парецкий В.М., Тарасов A.B., Кошелев В.А., Костецкий М.О., Шакунов И.Е.,

Степанян П .А., Гринберг B.S., |Гренц И.Щ. Довченко В.А., Штанг В.А. - 3 с.

44. A.c. 1459380 СССР. МКИ5 Р 27 В 17/00. Печь для непрерывной плавки полидисперсной пихты/Мечев В.В., Парецкпй В.М., Тарасов A.B., Черномуров Ф.М., Кошелев В.А., Птпцин A.M., Морошкия Б.А., Шварцбург Г.М. - 3 е.: ил.

45. A.c. 1549257 СССР, МЮГ Р 27 В 15/00. Печь для автогенной плавки мелкодисперсных шихтовых материалов/Парецюш В.М., Мымрина Н.И., Волков В.А., Дгицын A.M.. Морошкия Б.А.,

Шапунов И.Е., Шурчков-В.П., |Гренц И;К:|, Штанг В.А. -2 с.: ал.

46. A.c. 1734390 СССР, МКИ?.С 22 В 15/02. Способ переработки сульфидных медных концеПтратов/ПарецКий В.М., Мечев В.В., Окунев А.И., Селиванов E.H., Чахотин B.C., Кукоев В.А., Генералов В.А.. Капитонов С.И., Шиш В.Г., Аранович В.Л., Шурчков В.П., Довченко В.А. (СССР); Вейгяер Любош, Шимко Ян (ЧСФР). - 3 с.

47. A.c. I74I439 СССР. МКИ5 С 22 В 15/02. Способ переработки сульфидных медьсодержащих полщшепереннх материалов/Парец-кий В.М., Мечев В.В., Чахотин B.C., Тарасов A.B., Окунев А.И., Селиванов А.Н., Кошелев В.А., Маслов В.В., Генералов В.А., Капитонов С.И., Равданис Б.И., Араяович В.Л., Трифонов А.Ф., Арзуманян С.С., Шахназарян Р.Г. - 3 с.

Фирм» 'П-Центр'.МИОО.т.ЮО