автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Теоретические и технологические основы создания шахтно-колосникового агрегата для пирометаллургического обогащения комплексных железных руд на примере титаномагнетитов и сидеритов Уральского региона

На правах рукописи

Для служебного пользования

Экз. №

МАЙЗЕЛЬ Сергей Гершевич

Теоретические и технологические основы создания шахтно-колосникового агрегата для пир омета ллургического обогащения комплексных железных руд на примере титаиомагиетитов и сидеритов Уральского региона.

Специальность 05.16.02 — Металлургия черных металлов

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Екатеринбург 1999

Работа выполнена в лаборатории технологического моделирования Института металлургии УрО РАН.

Научный консультант:

академик РАН Леонтьев Л.И.

Официальные оппоненты: д. т. н., профессор Попель С.И.

д. т. н., профессор Торопов Е.В. д. т. н., профессор Пластинин Б.Г.

Ведущее предприятие - ОАО «Серовский металлургический завод»

Защита состоится " 25 " июня 1999 года в 13.00 ч. на заседании диссертационного Совета Д 002.01.01 по присуждению ученой степени доктора технических наук при Институте металлургии УрО РАН по адресу: 620016 г. Екатеринбург, ул. Амундсена, 101.

Ваш отзыв на автореферат в одном экземпляре, заверенный гербовой печатью, просим направлять по указанному адресу на имя ученого секретаря совета.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Института металлургии УрО РАН.

Автореферат разослан

" 17 " мая 1999 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета, доктор химических наук

Кайбичев А.В.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Масштабность производства качественного металла в постперсстроечный период определяет приоритетное значение процесса прямого получения железа в системе производства металла сегодня и на дальнюю перспективу. Поскольку развитие страны в последние годы характеризовалось как экстенсивное, то это коснулось как доменного производства, так и производства стали и сопровождалось увеличением числа агрегатов большой единичной мощности, интенсификацией плавки, осуществляемой за счет перерасхода топлива и кислорода. Новая концепция развития металлургии до 2005 года и на дальнейшую перспективу предусматривает сокращение выплавки стали за счет ликвидации устаревших агрегатов и повышения экономичности работы остальных печей при одновременном улучшении качеств выплавляемого продукта, повышении требований к экологии и энергосбережению.

Применительно к производству качественной стали эти задачи конкретизируются в направлении дальнейшего снижения расхода электроэнергии, применения дешевых лигатур и повышения степени извлечения легирующих элементов в стали, использования лигатур на основе первородной шихты частично или глубоко восстановленных окатышей, совершенствования методов контроля и управления работой сталеплавильных печей.

В данной работе из многоообразия задач, решение которых обеспечит претворение концепции в жизнь, рассмотрены лишь вопросы совершенствования подготовки сырья к плавке в доменных печах, в сталеплавильном переделе путей разработки, теоретического и экспериментального обоснования нового процесса металлизации, позволяющего применительно к комплексным рудам реализовать также пирометаллургическое обогащение с образованием шлаковой и металлической компактных масс в окатышах.

Технология разработана применительно к уральским комплексным рудам: железованадиевым концентратам Качканарского ГОКа, титано-магнетитовым и ильменитовым концентратам медведевско-копанской группы, бакальским сидеритам.

Как показывает отечественный и мировой опыт, резервы в области улучшения качества сырья использованы не полностью и реализация их является задачей первостепенной важности, поскольку более половины топлива, используемого черной металлургией, теряется на плавку побочных компонентов шихты и производство лигатур. В связи с этим следует

з

отметить, что большая часть пути эволюционного развития доменного и сталеплавильного процессов уже пройдена, поэтому возрастают трудности его дальнейшего совершенствования, что присуще всем сложным техническим системам. Дальнейшее совершенствование технологии, снижение расхода топлива и повышение производительности возможно только при всестороннем и глубоком исследовании как процесса подготовки сырья, годного для современных условий плавки, так и процесса переработки этого сырья либо в существующих, либо во вновь создаваемых агрегатах. Поэтому создание установки принципиально нового типа для получения металлизованного сырья, как и развитие теории тспло-массообмсна для описания протекающих в ней физико-химических процессов, являются актуальными.

Таким образом сформулирована цель работы:

исследование закономерностей металлизации и пирометаллургиче-ского обогащения комплексных руд и разработка агрегата нового типа, сочетающего технологические и теплоэнергетические преимущества колосниковых конвейерных машин и шахтных печей.

Это требует решения следующих задач:

- изучения влияния теплового режима нагрева и охлаждения окатышей на физико-химические процессы, происходящие в его минеральной системе и капиллярно-пористой структуре;

- теоретического обоснования закономерностей, раскрывающих взаимодействие жидких расплавов с поровой структурой железорудных окатышей;

разработки методов расчетного и экспериментального определения критериев, количественно отображающих связь теплового режима с требуемым качеством окатышей;

разработки новых технических решений, позволяющих осуществить процесс производства металлизованных окатышей при теплотехнических режимах, обеспечивающих максимальную интенсивность процессов и высокое качество готового продукта;

- разработки конструкции принципиально нового технологического агрегата шахтно-колосникового типа, обеспечивающего технологический процесс при минимальных энергозатратах и выбросах вредных веществ в окружающую среду.

Научная новизна. Впервые поставлена и решена важная научно-техническая проблема металлизации и пирометаллургического обогаще-

ния окатышей из комплексных железных руд. Решен комплекс задач, каждая из которых обладает новизной:

- разработан подход к определению закономерностей миграции расплава в многокомпонентных системах, претерпевающих ряд фазовых переходов;

предложена модель формирования сгруктуры окатыша при его высокотемпературной металлизации, которая позволяет прогнозировать характер распределения металлической фазы в окатыше п зависимости от его состава и условий протекания процесса;

- впервые сформулированы методы расчетного и экспериментального определения критериев, количественно отображающих связь режима термообработки с требуемым качеством окатышей;

решена задача тепломассообмена в слое окатышей при их металлизации в условиях изменения теплофизических свойств ряда компонентов шихты. Проанализированы закономерности газодинамических свойств слоя переменной в процессе металлизации сгруктуры;

- разработана математическая модель прогнозирования степени восстановления и качества окатыша, теплового состояния зон нового агрегата для получения восстановленного сырья.

Практическая ценность исследования связана с разработкой и опробованием в опытных и промышленных условиях методов получения ме-таллизованного сырья из комплексных руд. Это иллюстрируется следующим:

- установлены оптимальные условия термообработки при металлизации железорудных окатышей на основе комплекса экспериментальных исследований как единичного окатыша, гак и слоевого процесса;

изучены взаимодействия образующихся расплавов с пористой структурой окатыша и определены закономерности миграции жидких масс различного состава;

определены режимы, при которых внутри окатышей происходит разделение металлического расплава и пустой породы;

- разработаны инженерные методы расчета массообменных процессов, происходящих в окатышах;

учтены теплофизические характеристики минеральной матрицы, в частности, ее теплопроводность, что позволило произвести обобщения о возможности разделения металла и пустой породы по рудным группам;

- произведена классификация рудных материалов для производства ме-таллизованных окатышей по тегшофизическим характеристикам мине-

ральной матрицы, а также определены критерии оценки газообразных видов топлив, используемых при металлизации окатышей;

- разработана тепловая схема принципиально нового агрегата, в котором процесс металлизации осуществляется в дискретных слоях окатышей, движущихся ступенчато-поступательно навстречу газу-восстаповителю. В ней предусмотрена зона высоких - (до 1400-1500иС), температур для коагуляции (коалесценции) металла.

Реализация результатов работы. Результаты экспериментальных и теоретических исследований явились фундаментальной основой для технических решений, технологии металлизации и пирометаллургического обогащения различных по своим свойствам руд путем применения для этих целей принципиально новой конструкции устройства, основанного на дискретно-противоточной схеме теплообмена, позволяющей в одном агрегате объединить преимущества шахтных печей и колосниковых машин.

Разработан до рабочих чертежей шахтно-колосниковый модуль, который наиболее экономично с минимальным количеством вредных выбросов в атмосферу способен обеспечить металлизацию и обогащение различных типов комплексных руд;

Разработан рабочий проект промышленного агрегата производительностью 40-60 тыс.т в год металлизованного продукта.

Апробация работы и публикации. Материалы диссертации доложены и обсуждены на 11 международных и российских конференциях, совещаниях и семинарах. Основное содержание диссертации опубликовано в периодической печати и нашло свое отражение в 6 авторских свидетельствах на изобретения и 37 печатных научных трудах.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, списка литературы из 195 наименований. Работа изложена на 389 с. машинописного текста, включая 104 рисунков и 73 таблицы.

На защиту' выносится новое крупное достижение в развитии металлургической теплотехники и технологии металлизации железорудных окатышей, в том числе:

- разработанная система взглядов на формирование структуры при металлизации и обогащении окатышей из комплексного железорудного сырья;

- разработанная система взглядов по выбору тепловых режимов с учетом теплофизических характеристик материалов и их реализации на

шахтно-колосниковых агрегатах нового типа для проведения углетерми-ческнх процессов;

разработанная система взглядов на использование газообразных видов топлива различной тепловой и технологической ценности.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

Мировая наука и практика доказали, что на пути к бескоксовой металлургии необходимо перейти к новым приемам металлизации сырья. Сложность и многогранность подходов к проблеме металлизации показаны в работах российских и зарубежных ученых: Ю.С.Юсфина, Е.Ф.Вегмана, А.Н.Похвнстнева, С.В.Шаврина, Л.И.Леонтьева, Л.Богдани, А.И.Гиммельфарба, В.А.Боковикова, В.С.Кудрявцева, С.А.Пчелкина, В.Ф.Князева и др. Начиная с 60-х годов, в Московском институте стали и сплавов (рук. А.Н. Похвистнев, Ю.С. Юсфин), в институте металлургии Уральского отделения РАН (рук. C.B. Шаврин, Л.И. Леонтьев) и в других организациях были разработаны различные технические решения их реализации. Опробование в промышленных и полупромышленных условиях некоторых из этих способов дает основание полагать, что металлизация железорудного сырья является самым значительным фактором, определяющим экономию кокса в производстве доменного чугуна, и что металлизованное сырье является перспективным заменителем лома в сталеплавильном производстве.

В настоящее время реально существуют два направления в технологии производства метзллизованных окатышей:

металлизация обожженных окисленных окатышей. Она производится во вращающихся или шахтных печах. В качестве восстановителя используют газ (чаще всего продукты конверсии природного газа), твердое топливо (коксовая мелочь, антрацит, буроугольный кокс и др.) или их смеси. Полученные окатыши обладают высокой степенью металлизации (90-95% и более);

- совмещение процессов упрочнения окатышей и восстановления в одном технологическом агрегате. Это направление является более экономичным и перспективным для получения металлизованных до различной степени окатышей. Для получения таких окатышей используют конвейерную обжиговую машину или комбинированную установку (решетка - трубчатая печь). Восстановителем в этом случае также служат

различные виды твердого топлива и газ.

7

Если в мировой практике первое направление реализовано в относительно большом объеме, главным образом за счет применения шахтных агрегатов различного типа с обязательными реформерами для получения восстановительного газа, то второе направление находится в самом начале пути.

Имеющиеся агрегаты могут быть объединены в следующие группы:

- восстановление газом в шахтных печах в противотоке - это способы Midrex, Hyl III, Purofer, SKF, Armco. С их помощью производится более 60 % мирового потребляемого губчатого железа, причем способом Midrex

- около 50% мирового производства. Минимальные энергозатраты, реализованные, к примеру, в установке Midrex, составляют 2,45 Гкал на тонну губчатого железа;

- восстановление газом в ретортах с неподвижным слоем - это способы Hyl I, II. На их долю приходится около 30% мирового производства губчатого железа. Минимальные энергозатраты оценены в 2,7 Гкал на тонну губчатого железа;

- восстановление углем в трубчатых печах - способы Krupp (CODIR), Accar, SL/RN, DRC, SPM и другие. Минимальные энергозатраты составляют с учетом возможности регенерации тепла 3,4 Гкал на тонну губчатого железа;

- восстановление в кипящем слое - способы H-Jron Fior, HiCAP, HiB и другие, удельный вес которых составляет около 1,5% мирового производства губчатого железа. Энергозатраты на эти способы фирмы, как правило, не рекламируют.

В России под руководством академиков РАН Н.А.Ватолина, Л.И.Леонтьева, д.т.н., проф. С.В.Шаврина длительное время исследовались и разрабатывались способы восстановления комплексных руд, концентратов, содержащих легирующие элементы (V, Ti и др.). При этом большинство технологий ориентировано на слоевой процесс в агрегатах колосникового типа.

Автор, участвуя в комплексе этих работ, уделял основное внимание разработке исходных данных для проектирования агрегата, в котором осуществление предлагаемых технологий наиболее эффективно. Для этого потребовалось учесть не только закономерности спекания, но также и те-плофизические свойства материалов, меняющиеся, как известно, с изменением пористости. С помощью математического моделирования процессов тепломассообмена при восстановлении оказалось возможным прогнозировать показатели термообработки применительно к агрегату нового типа, где, исходя из оценки эффективной теплопроводности слоя, был

рассчитан суммарный коэффициент теплопередачи Е а ,и, как следствие, определены основные характеристики футеровки, материала паллет, конструкций горелок и ДТУ.

Комплекс вопросов по разработке основ технологии мегаллизации и пирометаллургического обогащения с использованием агрегата нового тина потребовал решения следующих задач:

исследовать особенности углетермического процесса металлизации трудновосстановимых концентратов;

изучить условия формирования структур металлизованных окатышей с коагулированным металлом;

определить возможности управления структурой металлизованных окатышей при углетермнчсском процессе;

- обобщить закономерности слоевого процесса углетермического восстановления окатышей из трудновосстановимых концентратов;

- разработать требования к агрегату нового типа, обеспечивающего уг-летермический процесс получения готового продукта с заранее заданными свойствами;

- создать принципиально новый агрегат шахтно-колосникового типа, обеспечивающий технологический процесс металлизации при минимальных энергозатратах и выбросах вредных веществ в окружающую срсду.

Некоторый опыт промышленного и полупромышленного масштабов показал, что решение вопросов частичной металлизации и упрочнения па одном агрегате наиболее перспективно при использовании техно-логин восстановления углеродсодержащих окатышей в регулируемой по кислороду атмосфере.

В рассматриваемой проблеме можно выделить также вопросы, связанные с типом сырья, а также с возможностью пирометаллургического обогащения, под которым мы понимаем формирование в процесссе восстановительного обжига такой структуры, в которой металл скоагулиро-ван в шлаковой фазе и может быть выделен путем магнитной сепарации или гравитации.

Изменение размера окатыша, отражающего изменение его структуры при нагреве в регулируемой атмосфере, схематически представлено на рис. I. Однако, для каждого вида сырья должны быть определены конкретные термические условия, при которых все процессы формирования каркаса происходили быстро, полно и экономично. Сложности возникают и при охлаждении уже сформированного минерального каркаса, где

важно не столько удерживать нейтральную (слабовосстановительную) атмосферу, но и заданную скорость охлаждения.

Температура, "С

Условная зона протекания твердофазного спекания

Условная зона протекания жвдеофазного спекашы

Рис. 1. Схема изменения линейного размера окатыша при восстановительном обжиге

}

Анализ имеющихся сведений показывает, что при решении задачи пирометаллургического обогащения наибольшая сложность возникает в период появления расплава. При этом практическая эффективность обогащения окатышей зависит от динамики выделения и сегрегации жидких фаз.

Движение жидкостей в капиллярах и порах может определяться различными причинами. Среди них изменение структуры пор, изменение состава граничных слоев жидкостей за счет таких эффектов, как капиллярный осмос - течение иод давлением градиента концентрации растворенных веществ; электроосмос - течение под давлением градиента электрического потенциала; термоосмос и термокристаллизационное течение - движение под действием градиента температуры и др. При наличии градиента температур (рис. 2) изменение капиллярного потенциа-

ность жидкости; г' - радиусы кривизны менисков, <т, о\ -соответст-

ла будет определяться выражением

ю

пующие коэффициенты поверхностного натяжения жидкости.

(¿¿у г//г

Ри <

Т,-- Г2 Т, -- Ъ

ш _ Ргл

18(Г _ - 180° - в2

Г, <Т2, Р1л>Р2л Т\ < Т2, Р]Л > Ръ

Рис.2. Движение жидкости в капилляре при наличии разности температур

Отсюда получается и уравнение для скоростей движения жидкости в капилляре под действием градиента температур

rcosвda

где I - длина столба жидкости; в - угол смачивания. Направление движения жидкости определяется углом смачивания. Если жидкость, имею-с1а

щая — < 0, лиофильна по отношению к материалу стенок капилляра, то

движение происходит в сторону более низких температур, если лиофобна, то в противоположную сторону. В работе сделана попытка применить эти закономерности к формированию структуры окатыша с коагуляцией металла в шлаке.

2. ИССЛЕДОВАНИЕ ОСНОВНЫХ ОСОБЕННОСТЕЙ ВОССТАНОВЛЕНИЯ И ПИРОМЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО ОБОГАЩЕНИЯ ОКАТЫШЕЙ РАЗЛИЧНОГО СОСТАВА

При разработке технологии металлизации комплексных руд за базовый был принят процесс углетермической металлизации (восстановления) рудоугольных окатышей на колосниковых решетках при высоких температурах (1200-1250 °С).

Основным преимуществом такого процесса являются:

- высокие скорости и достигаемые степени металлизации за счет высоких температур и большой, одновременно доступной поверхности взаимодействия восстановителя и оксидов;

получение металлизованных окатышей в одну стадию в отличие от других способов, когда сначала производят окисленные окатыши (упрочняющий обжиг), а затем либо их восстанавливают газом (Мидрекс, Хил), либо твердым углеродом (СЛ-РН);

- допустимость частичного спекания окатышей в связи с возможностью выгрузки спеков с колосниковых решеток;

- непирофорность металлизованных окатышей, как следствие высокотемпературной пассивации, что создает благоприятные условия для транспортировки и хранения таких окатышей без специальных мер защиты от самовозгорания.

Углетермическая технология восстановления на конвейерной машине с целью снижения энергетических затрат предполагает обжиг в регулируемой атмосфере.

В связи с этим существует необходимость в разработке конструкции колосникового агрегата для углетермической металлизации окатышей, который имел бы следующие достоинства:

- экономичность;

- экологическую чистоту;

- возможность охлаждения продукта металлизации в замкнутом цикле;

- минимальные капитальные затраты;

- получению транспортабельного продукта высокого качества.

Для решения поставленной задачи автором с коллективом сотрудников были проведены исследования в двух направлениях:

- исследование теплофизических свойств рудотопливного сырья с целью получения исходных данных для моделирования процесса слоевого обжига;

исследования влияния режима охлаждения на показатели металлизации.

Как уже отмечалось, развитие процесса обогащения определяется, главным образом, результатами тепловой и восстановительной обработки окатышей. Поэтому была поставлена задача - установить закономерности коагуляции расплава основного компонента в заданном месте объема окатыша, что потребовало изучения поведения расплава в условиях капиллярно-пористой системы. Поскольку такая система, в частности

окатыш, является неоднородной, а размер пор и характер их распределения не поддаются оценке, единственным условно постоянным параметром при данной температуре можно считать краевой угол смачивания расплава и твердой фазы, представляющий комплекс почти всех характеристик системы. Увязывая это свойство окатыша с механизмом получения той или иной структуры, можно прогнозировать получение различных типов окатышей при заданных режимах нагрева.

Известны три типа получающихся макроструктур восстановленного окатыша:

структура типа "орех", включающая в себя металлическое ядро внутри шлаковой корочки;

структура типа "слезы", представленная гаммой разновеликих металлических корольков на поверхности шлакового скелета;

- структура типа "пропитка", представляющая хаотично распределенный металл в порах шлаковой фазы.

Результаты исследований, проведенных для выявления механизма движения расплава в шлаковом скелете, включают итоги расчетно-экспериментального моделирования движения расплава к поверхности и в центр окатыша, т.е. формирования структур типа "слезы" и "орех", что максимально соответствует задачам обогащения.

Принимая во внимание, что движение жидкости в капиллярно-пористых телах при наличии градиента температуры между поверхностью и центром образца (окатыша) определяется термоосмосом в совокупности с капиллярным давлением, можно оценить силы, являющиеся побудителем движения.

Направление движения жидкости (расплава) зависит от степени ее лиофильности по отношению к твердому скелету. При лиофильности движение происходит в сторону более низких температур, при лиофоб-ности - в сторону более высоких. В окатышах механизм движения расплава представляется следующим образом. Благодаря градиенту температуры с поверхности начинает двигаться фронт плавления. Расплав, сформировавшись в столбик внутри капилляра, начинает движение под действием двух факторов:

- разности переладов давлений на концах столбика (термокапиллярный эффект);

- разности температур по сечению столбика и, как следствие этого, послойные перетекания расплава (термоосмотический эффект).

Движение расплава за счет термокапиллярного эффекта описывается зависимостью

V - - Г'АР 7К_ дх~ 8 7)1 •

где - скорость течения расплава; '/ - его вязкость; АР - перепад давления; /- длина капилляра; г - радиус капилляра. Поток жидкости, движущейся за счет термоосмоса, определяется иначе

к «

' ТО -1 у, ,

где х - коэффициент термоосмоса; У(Г) - градиент температуры.

Движение расплава под действием обоих эффектов имеет противоположное направление, поэтому в общем случае движение расплава по капилляру определяется алгебраической суммой потоков

I тк то эд г .

Проведенные на специальной установке опыты с образцами из смесей меди и оксида кремния, бора и олова в различном соотношении при одинаковом материале стенки капилляра позволили сделать ряд выводов:

- движущей силой разделения фаз является результат комплексного взаимодествия термокапиллярного и термоосмотического эффектов на столбик расплава;

- возможна коалесценция, если температура плавления Тгя материала стенок капилляра выше Г„ металлической фазы. В ином случае невозможно создать градиенты температур в столбике расплава;

- материал капилляра должен быть лиофобиым по отношению к расплаву для хоалесценции расплава на поверхности.

Результаты экспериментов, полученные на модельных системах, явились физической основой последующего математического моделирования. Основные соотношения математической модели сформированы при следующих допущениях: окатыш - идеальный шар; частицы в окатыше - идеальные шары; упаковка в начальный моменг времени - кубическая;

- теплообмен происходит в соответствии с законом Ньютона при граничных условиях 3 рода;

- процесс плавления идет по концентрическим сферам, а поглощенное тепло локализуется на поверхности этой сферы;

условия изменения линейного размера окатыша определяются в интервале 400-]000°С по закону Эшби и Веррала, при г> 1 ООО "С - по закону Аррспиуса.

Таким образом, система основных уравнений выглядит так: объем твердой фазы в образце без учета выгорания твердого топлива

где Я„, £■„ - начальные радиус и пористость окатыша; ¡3 - объемный коэффициент термического расширения;

размер частицы руды в период нагрева ¿(7) = ¿,(1+07), где ¡/, - эквивалентный диаметр частицы руды; а - линейный коэффициент термического расширения;

изменение размера образца в связи с твердофазным спеканием

Я(Т) = Д.(1 + аГср)-^£ 1-ехр

<Р

ехр (ЕаШТгг)

где Тср - средняя температура образца; <р - экспериментальный коэффициент, зависящий от структуры окатыша; Е, - энергия активации спекания, тепловой поток через поверхность

_ ¿ГГ МС(Т)

4 ~ Зт / '

где м, С , / - масса, теплоемкость и величина поверхности образца; среднемассовая температура образца

Тм = Т(т) =

а г

где ае - поверхностный коэффициент теплоотдачи.

Температуру поверхности и центра определяли из следующих соотношении: - + ^ ,

г г п ¿(¿^ / - £р)Я(Т)С т^ти-о,в----,

где у0, Я - удельный вес и теплопроводность образца.

Учитывая зависимость профиля температуры по сечению образца от мощности действующих в его объеме источников тепла, в уравнение Фурье вводится второе слагаемое

где со - мощность стока тепла;

где двс, - удельное количество поглощаемого тепла; - - - скорость реакции восстановления.

После принятого условно окончания твердофазного спекания (Тга) закон изменения линейного размера образца

-

Решение системы уравнений позволяет получить данные о температурном поле в образце к моменту начала плавления металла. Далее, вместо <7ИСТ в уравнение теплообмена вводится </пл, которое соответствует количеству теплоты фазового перехода "металл твердый - мегалл жидкий", а поскольку восстановление завершено, вводится скорость движения расплава.

Результатом решения трансформированной системы является явная зависимость градиента температур от времени в уравнении скорости вытекания корольков на поверхность

г. ссвеагГ г2(т)-Щ 2т] ЗТК I ) ■

Результаты компьютерного моделирования можно видеть на рис. 3. Модель дает возможность количественной оценки скорости вытекания расплава на поверхность, времени процесса и уровня температуры в рабочей зоне тепловых агрегатов, т.е. параметров, необходимых для управления процессами.

При оценке выплавления железа из частиц считаем, что на начальной стадии плавления имеем восстановленную рудную частичку, состоящую из железа и тугоплавких соединений. Малый размер рудных частиц позволяет принять фронтальную модель выплавления железа в окатыше. В рамках этой модели принимаем, что в окатыше радиуса аг формируется фронт радиуса ас такой, что при г < ас(г - радиус-вектор) выплавление

а)

Рис.3. Расчетное температурное поле в окатыше на различных стадиях коагуляции металла на поверхности (а, 6, в)

а) t = 0.3, т. =5, V.= 13, ДТ= 1534+1550; 6) т = 255.1 , т, =90, V,= 13, ДТ= 1530+1550; в)г = 121.7, т, =51, V.=12, ДТ=1530+1550, где г - время термообработки, с; т», V. - время и скорость выплавления, мм/с и см/с; ЛТ - температурный интервал, "С

железа из рудных частиц еще не начиналось, при г > с\. все железо уже выплавилось.

Пренебрегая незначительным различием теплопроводностей и теп-лоемкостей железа в твердом и жидком состояниях, задачу о распространении фронта плавления запишем в виде стандартной задачи Стефана:

= г<ас\ С,^- = Л(Д7;. г>ас\

. (ЗТц дГЛ .

^ л

<3г

Здесь индексы 5" и / обозначают твердую и жидкую фазы соответственно; Т3 - температура плавления железа; <7 - скрытая теплота кристаллизации, остальные обозначения совпадают с принятыми выше. Методы решения на ЭВМ задач такого типа хорошо разработаны.

Экспериментальное исследование восстановления проведено с образцами, полученными прессованием смесей порошков заданного состава. Прессование позволяет обеспечить большую минеральную и поровую однородность в объеме, что необходимо для проведения модельных экспериментов.

Чтобы не проводить дополнительных исследований поверхностных свойств используемых материалов, в качестве металла применяли чистые медь и железо, а также чугун, в качестве оксидов - магнезию, кварц, биси-ликат натрия, свойства которых изучены достаточно подробно. Условия проведения опытов представлены в табл. I.

В описанных выше опытах независимо от параметров обжига (скорости нагрева, времени обжига, конечной температуры опыта и т.п.) на поверхность образца выделяется не более 60% от общего количества металла. Это связано с тем, что часть пор или является закрытой, или имеет размер меньше размера пор, где находится жидкость. Жидкость в такие поры не может проникнуть, если она не смачивает материал капилляра.

Проведенные исследования позволили определить условия, необходимые для формирования различных структур окатышей с разделением металлической и шлаковой фаз.

Таблица I

Условия проведения опытов

№ п/п Состав образца Характеристика исходного образца Условия нагрепа Макрохарактеристика образца после опыта

1 2 3 4 5

1 2 Си-Л12Оу Однородный образец Однородный образец Г = IЗОО'С Атм.-Аг Медь на поверхности Медь на поверхности

3 4 Си-ЯЮ1 Си-А/,0, Однородный образец Однородный образец Тг = 1300°С Атм. - воздух Медь на поверхности Медь внутри образца

5 6 7 Си-БЮг (10) С« - 5УО, (25) О/ - 5702 (35) Однородный образец Однородный образец Однородный образец тс = 13оо°с Тс - 1300°С тс = 1 зоо>с Атм. - Аг Медь на поверхности образца в виде крупных капель

8 Си-БЮ2 Однородный образец со слоем дисперсного 570, на торцах таблетки (крупность частиц в поверхностном слое в 2 раза меньше остальных) Тс = 1300-С Атм.- Аг Медь выделялась на боковой поверхности и под дисперсным слоем

9 О/-5/0, Однородный образец Нагрев до 1020 »С, выдержка 5 мин, нагрев до 1300 «С в течение 1 часа. Атм. - Аг Меди на поверхности почти нет, обнаружены мелкие капли, концентрация меди в приповерхностном слое выше, чем в центре

10 Образец с полостью (полость формируется прессованием СЫН,),СО,) Выдержка при 1000°С в течение часа, резкий нагрев до 1300°С. Атм.- Аг Медь в поре, на поверхности таблетки металла нет

Продолжение табл. I

1 2 3 4 5

11 Си - 5/02 Образец с полостью Образцы выдерживают при ЮОО°С в закрытом со- Медь в полости

12 Си- ЛО, Однородный образец суде в течение часа, нагрев при 7; = 1300 "С Атм. - Аг Меди на поверхности нет

13 Си-Л'О, Однородный образец Выдержка при 1000 °С, в течение часа, нагрев при т; = 1300°С. Атм.- Аг Медь на поверхности в виде крупных капель

14 Си~ЯОг Образец с полостью (полость формируется прессованием Выдержка при 1000 "С, в течение часа, резкий нагрев до 1300°С. Атм. - Аг Медь в поре, на поверхности таблетки металла нет

15 16 17 Л - ТУя20 • •25/Ог 40 об.%Я> 40 об.%Л Однородный образец Однородный образец Однородный образец Тс = 1000°С Тг = 1000°С Тс = 1300°С Атм. - Аг Силикатный расплав внутри образца при всех температурах и выдержках равномерно распределен между зернами

18 Л>-ЛГа20-•2570г Однородный образец 7; = 1000 "С Расплав частично вытек из образца, который при этом не потерял форму

Структура, при которой металл выделяется на поверхность, возникает при следующих условиях:

- по сечению окатыша существует градиент температуры;

- металл находится в жидком, а шлак в твердом состоянии;

- жидкий металл не смачивает твердую фазу, температурный коэффициент поверхностного натяжения металла меньше нуля;

- поры окатыша в основном открытые, т.е. любая пора через систему капилляров имеет выход на наружную поверхность.

Формирование структуры, в которой металл находится компактно нну гри окатыша, в частности типа "орех", происходит в силу нескольких причин.

Такая структура может формироваться за счет термокаинлляриого эффекта.

Пели температура плавления шлака выше температуры плавления металла, то металл под действием термокапиллярных сил будет двигаться к центру окатыша, если он не смачивает шлак и имеет положительный температурный коэффициент или смачивает шлак и имеет отрицательный температурный коэффициент.

В первом случае образование крупного королька металла в центре окатыша будет зависеть от наличия исходной полости в его объеме. Окатыш будет иметь следующий вид: металлическое ядро, размер которого определяется размером полости, и шлаковая оболочка, внутри которой находятся корольки металла. Во втором случае, как при отсутствии поры, так и при ее наличии королек металла образовываться не будет, нагрев приведет лишь к повышению концентрации металла в центре.

Если в условиях опыта окатыш будет гетерогенен по агрегатному составу, то есть часть его будет твердой, а металл жидкий, то под действием термокапиллярных сил металл, не смачивающий шлак, будет двигаться к центру окатыша. Мелкие корольки металла в силу условия минимизации поверхностной энергии будут коалесцировать друг с другом, выдавливать частицы шлака на поверхность, поскольку последние имеют гораздо большую подвижность, чем в предыдущем случае, так как их сцепление друг с другом будет определяться не твердофазным спеканием, а капиллярными силами в манжетах.

Другой причиной формирования структуры типа "орех" является тенденция к уменьшению свободной поверхностной энергии системы. В этом случае необходимым условием для ее формирования является превышение разности поверхностных энергий металла и шлака над межфаз-иой энергией

с*» - о-щ, > сгк„ш.

Исследование теплофизических свойств рудотопливных окатышей при восстановительной термообработке

Для расчета теплообмена в слое необходимо определить величину термической массивности (Ш) единичного окатыша. Протекание в слое окатышей эндотермических реакций, изменение собственного размера

вследствие спекания, термического расширения гранул, выделения продуктов реакции осложняет определение теплофиэических коэффициентов.

Вместе с тем, для расчета теплообмена в слое необходима оценка эффективно») теплопроводности окатыша, т.к. суммарный объемный коэффициент теплопередачи является функцией этой величины (я )

где ау- коэффициент теплоотдачи; Я - радиус гранулы; с - порозность слоя.

Условия протекания реакции восстановления значительно усложняют эту формулу, требуя знания кинетических законов изменения и Я. В общем виде она будет выглядеть так

<*!„=('— +--^^-) , кДжЯс- мг К).

Использование этого соотношения требуег определения характера изменения размера окатыша И{Т) при термообработке, изменения его пористости е(Т)и эффективного коэффициента теплопроводностиЯ(Г). Оценку последнего, ввиду отсутствия электронных теплотомеров, проводили опосредованно, используя известные соотношения между скоростью нагрева, перепадом температур "поверхность-центр" и температуропроводностью материала. Последняя характеристика связана с теплопроводностью известным соотношением.

Полученные результаты явились основой для машинного расчета эффективности теплопроводности по методике, описанной выше. Результаты представлены в табл. 2.

Таблица 2

Изменение эффективного коэффициента теплопроводности окатыша от температуры (качканарский концентрат)

Температура, 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

Теплопроводность, Вт/м°С 0.615 0.64 0.665 1.578 1.707 1.836 1.965 2.094 2.223

Описанные соотношения я = /(7") хорошо аппроксимируются полиномами первой степени в диапазонах температур:

О -г 700°С Л = 0,515 + 2,5-10-Х 700 + 1200°С Я =0,675+1,29 10Т.

Использование этих зависимостей при расчетах температурных полей в слое дают возможность оценить необходимые тепловые затраты в условиях слоевого обжига.

На установке "чаша-горн-3" был отработан ряд способов охлаждения, предлагаемых к внедрению на реальных обжиговых машинах без больших капитальных затрат. Это:

- охлаждение прососом сверху инертным газом (использовали азот с содержанием СЬ до 5%);

охлаждение прососом паром, азотом;

охлаждение дымовыми газами;

- охлаждение продувом продуктами паровой конверсии природного газа (СО + Н2 + Н20);

- охлаждение прососом продуктами паровой конверсии угля.

Проведенные исследования дали возможность определить тип хла-доагента с учетом его цены и окислительного потенциала. Наиболее предпочтительным является дымовой газ, т.к. для его производства не требуется больших затрат.

3. ИССЛЕДОВАНИЕ МИКРОСТРУКТУРЫ И ФИЗИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК МЕТАЛЛИЗОВАННЫХ ОКАТЫШЕЙ

С этой целью впервые разработана модель формирования структуры металлизованных окатышей, которая позволяет проводить оценки степени коагуляции металла в зависимости от времени и температуры обжига. Модель предполагает последовательное протекание трех стадий при нагреве и металлизации окатышей. На первой происходит восстановление окислов железа до металла, который, в силу особенностей фазового перехода вюстит-железо, формирует металлический каркас окатыша. Вторая стадия характеризуется образованием шлакового расплава, который под действием капиллярного и термокариллярного эффектов вытекает из металлического каркаса, образуя шлаковую оболочку. На третьей стадии происходит спекание восстановленного металла. Предполагая, что механизмом уплотнения металла является межчастичное проскальзование путем граничной диффузии, оказалось возможным рассчитать температур-но-врсменные условия формирования плотного металлического ядра

Изучение закономерностей разделения металлической и шлаковой фаз потребовало произвести анализ структурных и физических характеристик восстановленных образцов. Далее в главе приведены результаты опытной оценки основных структурных характеристик восстановленных окатышей, полученных при режимах, максимально приближенных к про-

мышленным. Полученные в результате исследований данные соответствуют модельным представлениям и позволяют также оценивать теплофи-зические характеристики слоя в ходе процесса.

Методические особенности исследования структуры металлизованиых окатышей.

Объектом исследований являлись металлизованныс окатыши из концентрата титаномагнетитовых руд Медведевского месторождения и сидеритовой руды Бакальского месторождения. Крупность концентрата и сидеритовой руды составляла 0.1 1 мм. Химический состав рудных материалов представлен в табл. 3.

Окатыши получали из смесей концентрата или сидерита с различным количеством (10 и 20 %) измельченного коксика (С = 66% , 8 = 0.6% , Л« = 19% ). Полученные рудоугольные окатыши в один слой укладывали в графитовый тигель на слой коксика толщиной около 25 мм, затем окатыши засыпали коксиком и на слой засыпки укладывали второй слой ока-

Таблица 3

Химический состав исходных рудных материалов

Содержание,%

Ие ИеО РегОз С02 АЬОз СаО МвО БЮ2 н2о п.п.п

Концентрат

53.12 30.34 42.4 3.0 2.51 0.39 2.03 18.88 0.96

Сидерит

32.80 39.60 2.86 7.3 3.02 2.54 1-.2 - 32.41

тышей, который тоже засыпали коксиком до верха тигля. Термопару для измерения температуры обжига устанавливали в центр тигля на уровне границы первого слоя коксика и окатышей. Тигель с окатышами в коксовой засыпке помещали в печь Таммана, в которой производили их обжиг по следующему режиму:

нагрев окатышей до температуры 1050-1100 °С в течение 7 минут; при этой температуре проводили выдержку в течение 30 минут; затем в каждом опыте температура поднималась (со скоростью 50 град/мин) до 1250, 1350, 1450 и 1500 °С ; далее тигель вынимали из печи и охлаждали на воздухе.

После каждого опыта часть охлажденных окатышей отбирали для изготовления шлифов и исследования их макро- и микроструктуры. Другую часть использовали для определения физических параметров - кажущейся и истинной плотности, общей и открытой пористости.

Кроме того, исследованиям подвергали мсталлнэованные окатыши из медведевского титаномагнетитового концентрата, полученные при проведении опытно-промышленных испытаний металлизации на НПО "Тулачермет". Металлизацию их проводили в процессе нагрева до 950 °С и выдержки при этой температуре. Далее их нагревали до 1050 °С и выдерживали при этой температуре, затем следовал быстрый нагрев до 1500 °С и охлаждение.

Таким образом были исследованы восстановленные по различным тепловым режимам окатыши из титаномагнетитового концентрата и сидерита. Показано, что при повышении температуры после восстановления с 1250 до 1500 °С образующийся металл ведет себя по-разному. Показано, что повышение температуры нагрева до 1350 °С способствует интенсивному спеканию металла и разобщению его со шлаковым расплавом. Уплотнение структуры происходит с поверхности и практически по всему объему окатыша. При этом прослеживается тенденция перетока шлака к поверхности окатыша. При температуре 1450 °С шлак вытекает на поверхность, а металл концентрируется в центре окатыша. Повышение температуры до 1500 °С обусловливает растекание шлака по поверхности металлического ядра окатыша. Выдержка до 5 минут при этой температуре способствует собиранию металлической жидкости в королек при равномерном распределении шлака по его поверхности. Избыток топлива (20%) вызывает "вытекание" металлического королька из окатыша наружу.

Отсутствие процесса спекания и образования крупных корольков железа и металлического ядра в восстановленных при таких же температурах окатышах из сидерита объясняется особенностью химического состава пустой породы руды.

Установлено, что с повышением температуры обжига с 1250 до 1500°С кажущаяся плотность сидеритовых окатышей изменяется от 2.77 до 2.48 г/см3, а истинная - от 5.42 до 5.49 г/см3. Окатыши из медведевского концентрата имеют кажущуюся плотность 2.83 - 3.13 г/см3. Металлическая фаза имеет кажущуюся плотность 7.18 г/см3, а истинную - 7.24 г/см3 . Шлаковая фаза с корольками железа имеет кажущуюся плотность 1.97 г/см3, а истинную - 3.84 г/см3.

Установлено, что после восстановления при Т=1300 °С титан и ванадий сосредоточены главным образом в фазах, обогащенных железом. Содержание титана в стекле невелико, ванадий же в стекле отсутствует.

В ходе дальнейшего нагрева наблюдается тенденция к обогащению кристаллических фаз титаном и ванадием. В стекле их содержание остается примерно на одном уровне.

Фазовый состав шлаковой корочки после коагуляции железа различается при разной крупности засыпки и материала тигля.

При отношении фактического содержания углерода в образцах к необходимому для протекания реакции восстановления С/Сст = 1.0 шлаковая фаза практически не содержит железа и представлена рутилом и стеклом. Металлическое железо в некоторых случаях окаймлено металлическим титаном с примесями ванадия.

Установлено, что при отсутствии металлического каркаса восстановленные окатыши обладают низкой прочностью, размер частиц железа в них не превышает 100-150 мкм.

Показано, что для образования каркаса в окатыше необходимо, чтобы объемное содержание железа в нем было не ниже 16%. Если это условие не выполняется, то в отсутствие жидкой оксидной фазы окатыши будут обладать низкой прочностью независимо от степени восстановления. К таким окатышам относятся металлизованпые рудоугольные окатыши из сидеритов.

Доказано, что эффективное обогащение бакальских сидеритов путем восстановительного обжига и последующего обогащения возможно при увеличении размера частиц металла.

4. КОМПЛЕКСНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ОБЖИГА ЖЕЛЕЗОРУДНЫХ ОКАТЫШЕЙ НА КОНВЕЙЕРНОЙ ОБЖИГОВОЙ МАШИНЕ

Обжиговая машина конвейерного типа наиболее полно приспособлена для обжига окатышей в слое. Это единственный агрегат, в котором на рабочей площади можно осуществить все процессы - от сушки окатышей до их охлаждения, использовать дешевые виды топлива для углетер-мического восстановления. Однако, как и другие агрегаты, колосниковая конвейерная машина должна иметь рациональную тепловую схему распределения зон и газопотоков, установленный уровень температур над и под слоем, полную герметизацию газовых трактов и многое другое, что обеспечивает возможность получения качественного продукта и высокую степень использования тепла.

Особенно важны вопросы, связанные с получением восстановительного газа. Разработки, проведенные под руководством автора в ИМЕТ УрО РАН и ВНИИМТ, показали, что на конвейерной обжиговой машине можно регулировать состав газа путем сжигания топлива в воздухе, имеющем различное содержание кислорода.

Учитывая возможности тульской опытной обжиговой машины (рис. 4), на ней были проведены исследования по восстановительному обжигу окатышей из различных концентратов.

При этом ставили задачу установить общие закономерности ведения слоевого процесса при использовании различных видов топлив, типов хладоагентов, температурно-временных режимов с тем, чтобы получить опорные данные для расчета агрегата большой единичной мощности.

Одновременно отрабатывалась технология производства окатышей с добавлением твердого топлива. Отработку режима обжига и охлаждения проводили на рудотопливных окатышах из оленегорского концентрата с 9% твердого топлива. Режим обжига приведен в табл. 4. Температура верха слоя окатышей в зоне обжига составила при этом 1210 °С. Пробы газов на анализ отбирали как над слоем окатышей, так и непосредственно из вакуум-камер. Исходные материалы были дозированы в следующем соотношении:

на 1000 кг качканарского концентрата израсходовано: 105 кг известняка, 170 кг коксовой мелочи, 13 кг бентонита.

Характеристики окатышей, полученных в ходе подготовки и проведения опытов, приведены в табл. 5.

Анализ результатов работы дал основание полагать, что на получение мегаллизованных окатышей Заданного качества оказывает влияние ряд факторов, ограничивающих возможности процесса восстановления.

Наиболее важными являются:

- ограничения по температуре нижних участков слоя из-за опасности перегрева металла тележек, что приводит к высокой неоднородности температур по слою и в конечном итоге к невысокой в целом по слою степени металлизации даже при углетермическом процессе;

- отсутствие герметичности системы отвода газов, о чем свидетельствуют высокие значения величин содержания кислорода под слоем, что в существенной степени снижает возможности использования этих газов для технологического процесса;

сложности организации системы охлаждения даже при наличии различных хладоагентов, требования к которым в части содержания кислорода (азот) или окислительной способности (пар) не могут быть соблюдены на конвейерной машине.

l.SjrMoy t

2. TipcAWUI lamrrtA

3. Грвхг? 4Пг».д

5 .ДртСш 6. ПртлтлА 6jmoep

Texwntocu »ртиспрнстжя

1. Fa£nu плвам» tyпа,

оипцаикпмашнш

МЛГГМЖЙ

1. CxmfL-n. »IfllllW ,ianu

0,045-« ,45 мЬм.

3, Высот» слоя жатышсЯ «о ЗвО >

Рнс.4. Опытно-промышленная установка OK 5,2 (НПО - Тулачермет)

Таблица 4

Режим работы машины СЖ-5.2 при обжиге рудотошшвных окатышей из оленсгорского концентрата с охлаждением паром

N накуум-камеры Температура над слоем, "С Расход газов на обжиг, нмУмин Расход газа на охлаждение, т/ч

воздух дом. газ пар

1 200 28.8 200V4000

2 730 30 225 380

3 740 60 465 420

4 1070 121.25 1075 0

5 1080 118.0 1080 0

6 900 52.5 410 400

7 890 37 450 400 8

8 90 0.550

9 200 0.55

10 0

* в числителе - расход воздуха на горелке, в знаменателе - на разбавление

Таблица 5

Характеристика обожженных окатышей, полученных при различных способах охлаждения

Вид Содержа- Степень Место Холодная Истирае-

ние С в металлиза- отбора прочность мость, выход

шихте, % ции в слое пробы кН/окат кл.-5 мм, %

Окатыши из 7.8 19.20 Верх (п)* 1.10 13.7

оленегорского 7.8 16.00 Низ (п) 0,90 13.7

концентрата

7.8 14.30 Верх (а) 1,32 11.4

7.8 12.00 Низ (а) 0.88 11.4

Окатыши из 10.0 25.24 Верх (п) 0.88 15.0

качканарского 10.0 30.25 Низ (п) 0.56 15.0

концентрата

10.0 15.60 Верх (а) 1.25 10.8

10.0 11.60 Низ (а) 0.79 10.8

*(п) - охлаждение паром, (а) - охлаждение азотом

Высота слоя - 250мм, расход пара - 775 кг/т окатышей, расход азота - 1400нм'/т окатышей

Таким образом, применительно к металлизованным окатышам получены следующие результаты:

- вюститно-магнетитовые окатыши верхних и нижних горизонтов слоя имеют достаточно высокую механическую прочность вне зависимости от вида хладоагента при охлаждении сверху;

рудотопливные металлизованные окатыши, подвергнутые пироме-таллургической обработке при температурах 1230-1270 "С, охлажденные различными типами хладоагента, не пирофорны и не требуют дополнительной пассивации;

- температура окатышей на выходе с машины (Тер < 460 °С) позволяет сохранить степень металлизации без использования специальных хранилищ;

использование пара в качестве охладителя является предпочтительным для сохранения металлизованного продукта, но несколько снижает показатель истираемости, не ухудшая при этом прочности на сжатие. Азот, взятый в качестве охладителя, дня сохранения степени металлизации окатышей требует повышенной чистоты по кислороду (<1 %);

использование доменного газа в качестве автономного хладоагента, либо совместное его использование с паром, приводит к его загоранию в зоне охлаждения. Использование доменного газа в качестве охладителя принципиально возможно и имеет технологическую перспективу;

- восстановительный обжиг с коагуляцией металла на обжиговых машинах конвейерного типа не может быть осуществлен из-за необходимости выделения зоны высоких (выше 1400 °С) температур и конструктивных особенностей обжигового агрегата;

восстановительный обжиг комплексных руд не имеет существенных особенностей при термообработке окатышей из них на конвейерной машине - меняются лишь температуры и продолжительность обработки, а также некоторые показатели качества (степень металлизации, однородность структуры окатыша).

На основе изложенного сделан вывод о том, что для получения окатышей со степенью металлизации на уровне 75-80% необходимо разработать либо новую конструкцию специального агрегата, либо усовершенствовать обжиговые машины, в конструкции которых были бы учтены требования, вытекающие из проведенных исследований.

5. РАЗРАБОТКА АГРЕГАТА НОВОГО ТИПА ДЛЯ ВОССТАНОВИТЕЛЬНОГО ОБЖИГА И ПИРОМЕТАЛЛУРГИЧЕ-

С1ШГО ОБОГАЩЕНИЯ ЖЕЛЕЗОРУДНЫХ ОКАТЫШЕЙ

Предыдущие исследования показали, что использование обычной конвейерной обжиговой машины для восстановительного обжига окатышей представляет собой значительные трудности даже с учетом реализации технологии с регулируемой газовой атмосферой.

Основной недостаток - отсутствие газонлотной системы - не позволяет осуществить на обжиговой машине безокислительное охлаждение даже при применении хладоагентов, не содержащих кислород.

В связи с этим были предприняты попытки создать специальный агрегат, в котором сочетались бы разработанные в ИМЕТ УрО РАН новые технологические процессы и обеспечивающий их осуществление в наибольшей степени.

Необходимо было найти такое решение, которое отвечало бы всем требованиям, предъявляемым к промышленным агрегатам, а именно: достаточно высокая производительность;

высокая технологичность установки; на ней требовалось осуществить все процессы - от сушки до их охлаждения при любом из выбранных режимов восстановления: газового или углетермического; - низкие энергозатраты на процесс, что, как известно, достигается при теплообменной противоточной схеме;

высокая экологическая чистота, что связано с высокой степенью использования восстановительного потенциала газов и с организацией схемы утилизации тепла.

Кроме того, идея заключалась в том, что, даже при выборе устройства модульного типа, оно в пакете могло бы работать самостоятельно и в то же время потреблять энергоресурсы из централизованных источников.

Разработанная установка представляет собой двухкамерную печь с набором определенного количества кассет, загружаемых материалом (рис. 5).

В 1- й камере осуществляется сушка, нагрев и обжиг материалов путем фильтрации через слой теплоносителя. В этой камере протекают все основные массообменные процессы. В верхней части камеры расположен горн, в котором осуществляется сжигание природного газа (доменного, коксового) с различными коэффициентами расхода воздуха (а). Сюда же в горн перетоком поступает часть газов из 2- й камеры.

1»ï—1

Рис.5. Модульная установка для металлизации хселезооулных окатышей

Во 2- й камере материалы охлаждаются продувом холодного оборотного газа, отсасываемого из 1- й камеры. Особенностью работы печи является осуществление непрерывного движения газового потока с периодическим (циклическим) движением кассет. Технологическим требованием к конструкции установки является ее полная герметизация.

Чтобы иметь возможность менять высоту слоя на одной кассете в приемлемых пределах (200 + 300 мм) в процессе эксплуатации, при проектировании было выбрано оптимальное количество - по 4 кассеты в каждой из камер.

Предварительные расчеты показали, что при термообработке последней кассеты в течение 7-8 мин тепломассообмен в слое высотой 50 мм завершается на 95^-96 процентов. В этом случае начальная температура теплоносителя на сушку не превышает 350 °С. Время цикла приняли равным 7.5 мин с учетом осуществления процесса восстановления оксидов железа в слое, что с определенной степенью точности может быть оценено через скорость "реагирования" углерода Ус

где к; - коэффициент температурной зависимости; <р, - степень выгорания углерода; С, 02 - содержание углерода в окатышах и кислорода в газовой фазе; 7;- температура начала выгорания углерода; /од - функция размера окатыша. Значение л зависит от содержания углерода.

В расчетах также приняли, что 20 процентов от всего углерода расходуется на компенсацию различных потерь.

Выбранные ранее технологические параметры, обеспечивающие среднюю скорость нагрева (в диапазоне температур 700 - 1200 °С), равную 23,4 град/мин, приняли оптимальными. Эти же данные позволяют выполнить материальный баланс процесса, без которого невозможно учесть тепловые эффекты реакций (табл. 6).

Тепловая схема обеспечивает формирование и подачу в модульную установку теплоносителя и хладоагента требуемых составов.

Тепловая схема включает в себя (ло ходу движения газов) следующие узлы и агенты (рис. 6):

горн модульной установки; "выравниватель" температур газов; камеру дожигания;

Таблица 6

Материальный баланс процессов обжига и окомкования

Нимевоивас Охомкомшк Обжиг Остаток после териооб-рабопя

Ко80№-»»т Беятонит Топливо Вомр*г Вода Всего Супим Обжиг Охлаждение

I 2 3 4 5 « 7 8 9 10 11

Кол-»е> в* 1 т шссты 711.11 10.00 141.00 50.00 88.00 1000.00 -88.00 -289.04 622.96

Ке ¡л*, и У. 4« .36 62.78 к ю 1.00 0.93 0.66 39.12 78.25 ' - 487.51 48.75 487.51 78.26

Ге —,, кг У. • - - 35.5 71.0 - 35.5 3.55 441.13 70.81

ГсО, кг 194.10 27.30 0.04 0.40 1.32 0.94 4.65 9.30. ■ 200.il 20.01 Уда.иете» О! -158.90 57.97 9.31

КезСЬ, кг 421.27 59.25 0.10 1.00 - - - 421.37 42.14 •

СаО, кг % 8.46 1.19 0.36 3.60 0.79 0.56 0.84 1.68 - 10.45 1.05 10.45 1.68

ЯОг, кг У. 23.46 3.30 6.13 6130 6.1« 4.37 3.12 6.24 • 38.87 3.89 38.87 6.24

с, кг У. - - 128.03 90.80 0.35 1.09 - 128-58 12.16 -121.80 -8.34 6.78 1.09

ииц кг 7.54 1.06 0.80 8.00 - - - 3.84 0.83 -

ШЗ. кг У. - - - 88.0 100 88.0 8.80 -88.0 -

Прочее, юг У. 54.17 7.90 2-57 25.70 4.7 3.33 5.34 10.69 - 68.78 6.87 68.78 11.04

^ Природный газ

Обозначена*:

Р<из - реактор обжата;

Раи, - реахтор

охлаждевяя; МРП- межреаггораое

простраистао; ШК - шлюзов. хы/ера; ВТ - выразпивателъ

тсипер&тур; С - скруббер; ' КД - камера дожит.; Д - дымосос

(вентилятор);

- дроссель;

- задвщки;

- даллееяе;

- тсмлериура;

- расход;

- состав гаэоооЯ фазы;

м г*** «»А туг гуд- Л+п4 ГЫьХ^щш

СО 4 * Л

ф ОГФ а* »V *» «г

Ф «м •ш ш и» Ш

Ф /гм* -ли л* /и «г/ о М'

Ф а5ы л - <*/ - /и ЫГ а1

<?. лов го к* лт а./

Рис.6. Тепловая схема и усредненные параметры потоков модульной установки на природном газе

охладитель газов (С! и Сг); газогорелочные устройства;

- газгольдер;

тягодутьевые установки (ТДУ); дымовую трубу.

В тепловой схеме модульной установки предусмотрено три газого-релочных устройства различного назначения: П. Гг, Гз.

а). Газогорелочное устройство горна Г|

Газогорелочное устройство предназначено для сжигания природного газа в рабочем режиме с а < 1 и в режиме пауз с а > 1.

Регулирование режима работы газогорелочного устройства П осуществляется за счет изменения тепловой нагрузки, расхода воздуха на горение и соотношения "газ-воздух".

б). Дежурная горелка камеры дожигания Гг

Дежурная горелка камеры дожигания предназначена для организации в топочном объеме камеры постоянного пламени, обеспечивающего надежное воспламенение топливной смеси на выходе из основной горелки. Режим работы горелки Гз постоянный как в рабочий период, так и в период пауз.

в). Основная горелка камеры дожигания Гз

Основная горелка камеры дожигания предназначена для сжигания горючих компонентов, выходящих из реактора обжига, в смеси с воздухом. В периоды пауз реакторный газ заменяется газами из МРП.

Полный цикл работы модульной установки включает шесть положений подвижных узлов и механизмов.

Положение первое

Все кассеты в реакторах обжига и охлаждения прижаты друг к другу и к стационарным камерам горна. Все шиберы шлюзовых камер закрыты. В шлюзовой камере зоны охлаждения находится кассета с обожженными окатышами. ШК и межреакторное пространство (МРП) омываются нейтральным хладоагентом. В этом положении протекает основной режим термообработки окатышей, при котором в рабочий объем реактора обжига поступают:

горячие восстановительные газы из реактора охлаждения;

- продукты горения природного газа, сжигаемого горелочным устройством Г| в эксплуатационном режиме.

Потоки в объеме горна перемешиваются, направляются в реактор обжига с температурой 1250 °С и просасываются через кассеты сверху вниз, осуществляя термообработку окатышей.

Положение второе

Прекращается подача хладоагента в ШК, открываются их наружные шиберные затворы, из ШК реактора охлаждения выводится кассета с готовыми окатышами, а в ШК реактора обжига вводится кассета с сырыми, после чего затворы закрываются.

Продолжается основной режим термообработки. Подвижные механизмы перемещаются в положение, предшествующее разуплотнению рабочего объема реакторов.

Положение третье и четвертое

Прекращается подача хладоагента в реактор охлаждения, снижается до минимума подача природного газа в горелочное устройство, открывается задвижка на свече для сброса газов в камеру дожигания и закрывается отсос газов из реактора обжига.

Происходит разуплотнение рабочего объема и перемещение кассет в реакторах обжига и охлаждения.

Положение пятое

Производится уплотнение рабочего объема реакторов.

Положение шестое

Возобновляется подача технологических газов и отсос отходящих газов из реактора обжига. Увеличивается до рабочего уровня подача природного газа в горелочное устройство Г| и закрывается сброс газов в камеру дожигания из горного объема.

Рассмотрена возможность применения в модульной установке различных видов газообразного топлива.

Выбраны следующие виды топлив:

доменный газ; генераторный газ; водяной газ; ферросплавный газ; - коксовый газ; природный газ.

Выполненные расчеты позволяют дать обобщающие характеристики каждому виду топлива. Усредненный показатель качества газа, обеспечи-

вающий процесс металлизации, определяется как П = (СО + Нг) / (СО + С0г + Я, + НгО) , где СО, C0V Нг, Нг0 - содержание

компонентов в газе-восстановителе.

Доменный газ (ДГ)

Основным восстановительным компонентом являются моноокись углерода (СО). Даже при сжигании газа в токе кислорода и подаче в реактор охлаждения (РО) 100% доменного газа П не превысит 0.42.

Подача в РО смеси ДГ и оборотных газов без их предварительного дожигания целесообразна лишь при содержании ДГ в хладоагенте до 50%.

Доменный газ как самостоятельное топливо не может быть использован в качестве источника активного газа-восстановитсля без специальной его подготовки.

Воздушно-генераторный газ

Газ обеспечивает примерно в 1.5-2 раза более высокие показатели качества, чем ДГ. При использовании атмосферного воздуха в качестве окислителя усредненный показатель качества Я достигает 0.46 (против 0.30), а при содержании в окислителе 40% кислорода - 0.56 (против 0.38). Для получения высокой степени металлизации воздушный газ использоваться не может.

Водяной (генераторный) газ

При сжигании газа в атмосфере воздуха достигается П = 0.53-0.70, где нижний предел соответствует 20% топлива в хладоагенте, а верхний 100%. С повышением содержания Ог в окислителе до 40% нижний предел Л повышается до 0.62, а верхний - до 0.75. Водяной газ, таким образом, может быть использован для металлизации без обогащения окислителя кислородом.

Ферросплавный газ

Восстановительные возможности его несколько хуже, чем водяного. Однако при обогащении окислителя кислородом до 40% возможно повышение показателя JT до 0.67, а при сжигании газа в токе кислорода - до 0.7.

Коксовый газ

При сжигании коксового газа в атмосферном воздухе обеспечивается показатель Л на уровне 0.6-0.68. Этот показатель может быть увеличен до 0.72-0.77 при обогащении окислителя 40% кислорода. Отметим, что верхние значения показателя Л будут несколько меньше указанных, т.к. предельное относительное количество газа в хладоагенте несколько меньше 0.4 (0.387).

Природный газ

Для природного газа, при сжигании его в атмосферном воздухе, 77 ожидается па уровне 0.6, так как относительное содержание газа в хладоа-генте ограничено условиями его конверсии в реакторе охлаждения (е -0.125 при дожигании оборотных газов в камере дожигания и е = 0.079 без их дожигания). В оборотных газах, не прошедших дожигание, значительно больше сумма Нг + СО, чем в газах, прошедших дожигание, однако, соответственно, в них меньше содержание НгО + СОг . В итоге уровень показателя П практически не зависит от способа обработки оборотных газов.

При использовании окислителя с 40 до 100% кислорода показатель Л достигает, соответственно,0.75 и 0.83.

Обзор полученных данных показывает, что увеличение содержания кислорода в окислителе свыше 40% не приводит к существенному улучшению показателей качества газа-восстановителя для всех рассматриваемых видов газообразного топлива.

Таким образом, разработаны принципиально новый тип агрегата для металлизации железорудных окатышей и тепловая схема, обеспечивающая его работу. Основная особенность агрегата в том, что в нем сочетаются возможности колосникового агрегата, работающего по схеме неподвижного слоя, с возможностями шахтного агрегата, работающего по схеме противотока. Показано, что сочетание противоточной схемы теплообмена с теплообменом в плотном слое позволяет достигать значительно лучших показателей по расходам топлива при обеспечении заданного качества конечного продукта. Разработанная тепловая схема, в которой обеспечиваются условия формирования хладоагента, дожигание отходящих газов и другие параметры, обуславливает безопасную высокотемпературную работу установки с удовлетворительными экологическими показателями.

Показано, что в качестве критерия качества газов, обеспечивающих процесс металлизации, должно быть принято следующее соотношение

—— к—Ил—>0,75 .

СО + СО, Нг+НгО

Расчетным анализом выявлены возможности получения газа-восстановителя для металлизации окатышей в модульной установке при использовании различных газообразных топлив.

Установлены следующие особенности их применения: - относительное качество газа-восстановителя улучшается в последовательности:

а) при сжигании в атмосферном воздухе:

доменный газ

воздушно-генераторный газ природный газ ферросплавный газ коксовый газ

- 100%,

- 153%,

- 190%, -210%,

- 227%,

- водяной (генераторный) газ - 233%; б) при сжигании в окислителе с 40% кислорода:

доменный газ

воздушно-генераторный газ ферросплавный газ водяной газ природный газ коксовый газ

- 100%,

- 147%,

- 179%,

- 197%,

- 200%, - 203%.

При сжигании газа в атмосферном воздухе с обогащением до 40% кислородом усредненный показатель качества газа-восстановителя достигает максимальных значений (доли) для:

Самостоятельно доменный и воздушно-генераторный газы не могут служить источниками высокопотенциального газа-восстановителя без дополнительных мероприятий (например, предварительного высокотемпературного нагрева).

Показано, что повышение содержания кислорода в окислителе более 40% существенно не изменяет показатели качества газа-восстановителя. Обогащение окислителя кислородом не вызывает развития в топочном пространстве горна температур, отличающихся от обычных.

Доказано, что при наличии, наряду с природным газом, газов, содержащих моноокись углерода (доменный, воздушный, ферросплавный), можно использовать их совместно, что позволит снизить расход природного газа примерно на 20% без снижения показателей качества газа-воссгановителя.

Качество газа-восстановителя повышается по мере увеличения суммарного расхода тепла газообразного топлива на модуль: для усреднен-

коксового газа водяного газа

доменного газа воздушно-генераторного газа природного газа ферросплавного газа

- 0.30 и 0.38,

- 0.46 и 0.56,

- 0.59 и 0.76,

- 0.63 и 0.68,

- 0.68 и 0.77,

- 0.70 и 0.75.

ного показателя качества 0.7 его величина будет изменяться в пределах « (3.5-6.0) Гкал/ггодн. в зависимости от условий.

Таким образом, источниками газа-восстановителя для металлизации железорудных окатышей могут служить различные виды газообразных топлив как искусственного, так и естественного происхождения.

Главный вывод из топливного анализа заключается в том, что благоприятные условия для металлизации в модульной установке складываются в условиях металлургических и коксохимических предприятий.

Установлены удельные расходы тепла на производство металлизо-ванного продукта с учетом вида топлива и цикличности процесса. Показано, что температура в топке горна практически не зависит от вида топлива, однако достижение заданной температуры существенно отражается на величине расхода воздуха, что при выборе топлива должно учитываться в саду влияния на расход электроэнергии.

Модельными опытами доказана возможность влияния на равномерность температурного поля над слоем способа подвода горючего газа в горн.

Показано, что наиболее равномерным температурное поле становится при подаче всего топлива через торцевое горелочное устройство.

При подаче горячего доменного газа в камеру горения по самостоятельному радиальному каналу при любой ориентации этого канала наблюдается влияние потока на работу горелочного устройства, что приводит к перекосу скоростного поля, возникновению застойных зон в камере горения и различному влиянию этого потока на течение теплоносителя над кассетой реактора обжига.

Показаны возможные направления изменения конфигурации горна с целью повышения однородности температурного поля аэродинамического потока теплоносителя.

Показано, что переходная камера может быть использована для перегрева окатышей после их восстановления с целью достижения заданной структуры и коалесценции расплавов в заданном месте объема окатышей.

6. ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертационной работе на примере сидеритов и железо-титанистых руд исследованы особенности металлизации и лиромегаллур-гического обогащения комплексных, бедных по содержанию железа, руд.

Диссертационная работа представляет собой законченное исследование новых сторон технологии металлизации железорудных окатышей. Она разрабатывает систему взглядов на возможность осуществления технологического процесса металлизации и обогащения окатышей в принципиально новом агрегате, обеспечивающем низкие энергозатраты и высокие технологичность, безопасность и экологическую чистоту при эксплуатации.

Основные научные и практические результаты диссертационной работы могут быть сформулированы следующим образом:

1. На основе анализа физико-химических и теплофизических свойств расплава и твердого каркаса окатыша разработаны принципы подхода, сформулировны и экспериментально определены закономерности миграции расплава в бедных по содержанию железа многокомпонентных системах.

2. Разработана и экспериментально апробирована модель формирования структуры окатыша при его высокотемпературной металлизации. Модель позволяет не только прогнозировать структуру распределения металлической фазы в окатыше, но и сформулировать условия получения оптимальной с позиций его последующего передела структуры металлизо-ванного окатыша.

3. Исследованы и систематизированы общие закономерности формирования структуры окатышей из различных концентратов. В зависимости от физико-химических и теплофизических свойств окатышей определены закономерности формирования структуры окатышей при различных режимах термообработки.

4. Впервые поставлена, конкретизирована и решена задача тепломассообмена слоя окатышей при их металлизации в условиях непрерывного и значительного изменения теплофизических свойств ряда компонентов шихты. Проанализированы закономерности газодинамических свойств слоя переменной в процессе металлизации структуры.

5. Показана и подтверждена экспериментально, а также промышленными испытаниями, принципиальная невозможность использования существующих шахтных и колосниковых агрегатов для решения проблем металлизации бедных по железу комплексных руд Уральского региона.