Дослідження процесів приготування залізо-вуглецевого стопу з більш повним використанням тепла хімічної енергії окислення домішок вторинного чавуну. Аналіз закономірностей розподілу енергетичних витрат при отриманні порошку-сирцю методом диспергування.
Аннотация к работе
В сучасних умовах спостерігається зростання цін на енергетичні та сировинні ресурси, тому є актуальним дослідження технологій виробництва залізного порошку з точки зору використання енергії. Для підвищення енергетичної ефективності технології виробництва залізного порошку є достатні резерви, тому що при розробці або удосконаленні технологій на перше місце ставлять досягнення потрібної якості продукції, менше уваги приділяючи тому, за якої енергетичної ціни задовільний результат досягнуто. 90% світового виробництва залізного порошку припадає на два способи, а саме: диспергування перегрітого залізовуглецевого стопу або карботермічного відновлення оксидів заліза, переважно карботермічним способом. Ця робота виконувалась у рамках науково-дослідної роботи "Розробити наукові основи та технології отримання особливо чистих залізних порошків з суперконцентратів та обгрунтувати оптимальні витрати технологічних атмосфер при відпалі порошків та спіканні виробів", проект ДКНТ 05.55.01/002-92 та у рамках міждержавної науково-технічної програми між Україною та Індією "Розробка наукових основ, обладнання та технології отримання особливо чистих відновлених залізних порошків (на основі унікальних індійських концентратів "Blue Dust". Теоретично та експериментально дослідити основні закономірності процесів масообміну в процесі відпалу-декарбонізації та на цій основі розробити ефективний спосіб інтенсифікації масообміну за вуглецем на стадії відпалу-декарбонізації порошку-сирцю та модернізувати піч СКН-8.60.08/9.5-Х4 для його реалізації.
Список литературы
Основні матеріали дисертації відображені у 12 опублікованих роботах: 5 публікацій - у наукових журналах, у тому числі одна стаття без співавторів, 2 патенти на винахід, 3 публікації - у збірниках наукових праць, у тому числі одна стаття у англомовному виданні, 2 - публікації у тезах докладів на наукових конференціях.
Структура та обсяг роботи
Дисертація складається із вступу, 6 розділів, загальних висновків, переліку використаних літературних джерел (137 найменувань, 12 сторінок), 3 додатків. Загальний обсяг - 178 сторінок, у тому числі - 145 сторінок -основний текст, 32 малюнки, 28 таблиць, 20 сторінок - додатки.
Стислий зміст роботи виробництво залізний порошок
У вступі обгрунтовано актуальність теми дисертації та сформульовані мета і задачі дослідження, наведено дані щодо реалізації отриманих результатів, та апробації роботи.
В першому розділі розглянуто особливості та основні складові енергетичних витрат на сучасному етапі розвитку порошкової металургії та складові процесу виробництва залізного порошку. Більшість досліджень в цій галузі спрямовані на підвищення якості кінцевого продукту. Відмічена недостатність робіт, присвячених енергетичному вдосконаленню. Серед таких робіт найбільш цілісним вважають дослідження Joseph M. Capus технології фірми "Quebek Metal Powders", Канада. Він використовує метод складання теплових балансів окремих агрегатів, задіяних в технологічному процесі. Але для дослідження процесів, які включають в себе багато послідовних енергоємних технологічних операцій і мають на різних підприємствах різноманітну апаратну реалізацію цього недостатньо. Саме тому в цій роботі запропоновано комплексне енерготехнологічне дослідження технологій виробництва залізного порошку. Енерготехнологічний аналіз включає в себе: · Складання матеріального балансу технології, на основі чого визначають витратний коефіцієнт вихідної сировини на кожній стадії.
· Визначення витрат різних форм енергії на послідовних етапах технології з визначенням найбільш енергоємних стадій.
· Аналіз окремих технологічних стадій з метою визначення суто технологічних методів, за допомогою яких можна знизити питомі енергетичні витрати.
Два основні процеси виробництва залізного порошку - методом диспергування рідкого металу та методом відновлення оксидів заліза - мають такі технологічні стадії, що визначають енергоємність процесу: приготування та перегрів металу перед його диспергуванням; відновлення порошкових оксидів заліза; рафінуючий відпал порошку-сирцю, який було отримано або диспергуванням або відновленням.
Зроблено огляд літературних джерел щодо основних закономірностей реалізації цих технологічних операцій.
Приготування рідкого металу - залізовуглецевого стопу - є високотемпературний процес (1800...1920°К). Вязкість та поверхневий натяг є головними параметрами стопу, що визначають умови диспергування. Обидва параметри залежать від температури перегріву стопу та вмісту вуглецю у ньому. Для здійснення диспергування необхідно забезпечити температуру металу у фокусі диспергування на 150...250° вище над лінією ліквідуса. Рівень реальної температури перегріву металу в печі визначає вміст вуглецю та втрати тепла металу на проміжних операціях, як-то: випуск металу у проміжний ківш, час на транспортування ковша до установки диспергування, втрати тепла при переливанні металу з ковша до металоприймальника, час диспергування тощо. Так, наприклад, для вмісту вуглецю 0.5% (мас), що є звичним у практиці, рівень нагріву металу 1990°К. А при вмісті вуглецю близько до 4.3% (евтектична температура плавлення 1416°К) цей рівень можна знизити на 100-150 градусів. Тому регулювання вмісту вуглецю є ключовим у процесі приготування залізовуглецевого стопу.
Найбільш доцільні напрямки енергозбереження в цьому процесі: використання вторинного чавуну із вмістом домішок кремнію, марганцю, фосфору та сірки, організація рафінування чавуну з максимально можливим використанням тепла окислення домішок.
Диспергування залізовуглецевого стопу. За визначенням, диспергування - це трансформування цілісної рідини у факел, що складено з її крапель. З енергетичної точку зору - це перетворення частини кінетичної енергії струменів диспергенту на роботу проти сил поверхневого натягу рідини. Процес грунтується на законах газодинаміки та технічної термодинаміки щодо взаємодій струменів диспергенту та металу. Крім того, в ході процесу має місце фазовий перехід крапель рідкого металу у тверді частинки порошку. Ці взаємодії достатньо складні, тому більшість закономірностей мають емпіричний, а тому обмежений конкретною установкою характер. Використовують критеріальні рівняння, що звязують діаметр частинок (dk) із критеріями Вебера (We), Лапласа (Lp) та Рейнольдса (Re), наступного вигляду: dk=F(We, Lp, Re). Аналіз закономірностей диспергування показує, що напрямком зниження енергетичних витрат у цьому процесі може бути підвищення коефіцієнту використання енергії диспергенту.
Відновлення порошкових оксидів заліза. Головну роль мають процеси теплота масообміну, які суміщаються з хімічною взаємодією реагентів у твердій та газоподібній фазах. Система рівнянь прикордонного шару, що описують перенос маси та енергії, для двохкомпонентної суміші має вигляд: Перенос маси: r/t=DC2r;
перенос енергії: t/t=AC2t;
кількість руху: w/t=NC2w, де: r - концентрація речовини, кг/м3; t - час, с; D - коефіцієнт дифузії, м2 /с; t - температура, К; a - коефіцієнт температуропроводності, м2/с; w - швидкість, м/с; n - коефіцієнт кінематичної вязкості, м2/с;С - оператор Лапласа. Одночасно має місце реакція відновлення твердим відновлювачем оксидів заліза. Найбільш стійкий оксид заліза - FEO. Відомо, що термодинамічна можливість протікання реакції визначається ізобарним потенціалом (енергією Гіббса - DG ): DG=DH - TDS, DH - зміна ентальпії, Дж/моль; Т- абсолютна температура, К; DS-зміна ентропії, Дж/МОЛЬК
Для реакції відновлення FEO твердим вуглецем визначальною є реакція газифікації твердого вуглецю: С СО2 Ы 2СО
Енергія Гіббса для цієї реакції є: DG= -38163.7 38.56*Т , Дж/моль, звідки температура початку відновлення FEO твердим вуглецем дорівнює: Т= 38163.7/38.56=989.56°К
Але у конкретному реакційному агрегаті час відновлення визначає кінетика перебігу реакції, тому задля досягнення потрібної потужності печей у практиці виробництва залізного порошку з оксидів карботермічне відновлення здійснюють за температури в межах 1300-1500°К. Так, наприклад, працюють печі карботермічного відновлення світового лідера з виробництва залізного порошку фірми "Hoganaes".
Тепловий баланс - інструмент для визначення показників ефективності печей відновлення, специфіка яких полягає у врахуванні реакції відновлення оксидів заліза, яку визначили через сумарне рівняння: 3Fe2O3 a C = b CO c CO2 6 Fe, де величина коефіцієнтів a, b, c - функція температури процесу. Дисертантом розроблено методику розрахунку реакції відновлення на основі балансу за елементами та співвідношенням СО/СО2 у реакційній атмосфері.
(b/c)= z, тут z= СО/СО2 , що визначають за експериментальними даними.
Баланс за киснем: b 2c = 9.
Баланс за вуглецем: b c = a.
Рішенням системи цих рівнянь є кількість вуглецю, що йде на відновлення, вихід СО та вихід СО2 на один кг початкового оксиду заліза. Зауважимо, що продукт реакції відновлення СО є паливним газом, тому його слід допалити у робочому просторі печі, як додаткове паливо.
Тоді у приходну частину теплового балансу печі карботермічного відновлення ввели тепло від спалювання СО у робочому просторі печі (Qco*Bco), а у витратну частину - тепло ендотермічних реакцій (Qen) та витрати тепла з димовими газами, що утворились від допалювання СО та виходу СО2 (Qgco).
Bco - витрата СО, Всо = KCOGM, м3/с; kco - вихід СО на 1 кг оксиду заліза, м3/кг; Qco - теплота згорання СО, КДЖ/м3;
Qen =GMHEN; Hen - ентальпія ендотермічної реакції відновлення, КДЖ/кг;
Hen віднайдемо за сумарною реакцією відновлення заліза: Hen = 3HFE b HCO2 c HCO - (HFE2O3 a Hc )
H - із відповідним індексом - ентальпія утворення хімічного зєднання, КДЖ/кг;
Qgco =(BCOVGCOCGCO kco2GMCCO2)*tg;
Vgco - питомий вихід димових газів при спалюванні СО, м3/м3; Cgco, Ссо2 - теплоємність димових газів, що утворилися при спалюванні СО, та СО2 відповідно, КДЖ/м3; ксо2 - коефіцієнт виходу СО2, як продукту реакції відновлення.
Оскільки при газовому відновленні оксидів заліза відновлювальний потенціал СО при зниженні температури збільшується, то напрямком енергозбереження в цьому процесі могло би бути відновлення при більш низькому температурному рівні 1050-1100°К, що можливо з використанням газоподібного відновлювача.
Рафінуючий відпал порошку-сирцю. Цей процес за теплотехнічною сутністю є схожим із процесом відновлення. Призначення відпалу - зняття внутрішніх напружень частинок порошку-сирцю, що є наслідком попередніх технологічних стадій процесу. Часто додатковою метою є видалення надлишку кисню та вуглецю, які містить порошок-сирець. Головні процеси - нагрівання дисперсного шару порошку-сирцю та взаємодія кисню й вуглецю, що містить тверда фаза з технологічною атмосферою або між собою, так званий „самовідпал”. "Самовідпал", як правило, є першою стадією відновлювального відпалу у практиці виробництва залізного порошку. Саме такий процес використовують у процесі ВАТ "СЕВЕРСТАЛЬ" для декарбонізації порошку-сирцю у інертній атмосфері. Швидкість нагрівання шару порошку до температури „самовідпалу” залежить за інших рівних умов від такого специфічного параметру порошку, як його насипна щільність. На підтвердження цього наведено розрахунок нагрівання шару порошку з різною насипною щільністю. Для кожного діапазону розраховували: критерій Bi=ah/l; середню температуру матеріалу за період: Tav = (Tb Te)/2;
температуру печі
Tfr = Tav q/ a;
відносну температуру поверхні
Qsf=(Tfr -Te)/(Tfr-Tb) за критерієм Ві та відносною температурою визначали критерій Фурє. З критерію Фурє Fo=lt/crh2 визначали час нагріву t. Тут: a - коефіцієнт тепловіддачі від муфелю печі до шару порошку, Вт/м2К; h - висота шару порошку,м; l - коефіцієнт теплопровідності порошку, Вт/м*К; Tb, Te - початкова та кінцева температура; q - питомий тепловий потік, Вт/м2; c - теплоємність порошку, Дж/кг*К; r - насипна щільність порошку, кг/м3.
Розрахунки показали, що в діапазоні практичних температур "самовідпалу" (1000...1150°К) шар прогрівається, як термічно тонке тіло (Ві=0.09), тому не варто вводити обмеження щодо темпу його прогріву, на відміну від загально-визнаних у літературних джерелах обмеженнях швидкості прогріву 9-15 градусами на хвилину. Ці обмеження обумовлені явищем утворення поверхневої "скорини" за рахунок спікання поверхневих металізованих частинок порошку в процесах відновлювального відпалу. Оскільки при "самовідпалі" відновлення оксидів йде у цілому обємі порошку, тому не існує загрози утворення поверхневої скорини. Звідси можливий напрямок енергозбереження у цьому процесі - прискорення нагрівання шару порошку при зниженні температурного рівня відпалу-декарбонізації, що можливо за рахунок активації процесу "самовідпалу" шляхом дозованого додавання окислювача до реакційної атмосфери.
Таким чином, на основі аналізу здійснення головних технологічних процесів виробництва залізного порошку визначено мету та сформулювано задачі дослідження, які наведено у загальній частині автореферату.
У другому розділі описано використання енерготехнологічного дослідження виробництва залізного порошку методом диспергування на прикладі ВАТ “СЕВЕРСТАЛЬ”, м. Череповець, Росія.
Згідно з принципами енерготехнологічного аналізу розробили детальну технологічну карту процесу із всіма головними операціями та виокремили головні блоки технологічних операцій, загалом шість: · Рафінування вихідної сировини - первинного чавуну. Піч ДСП-3а · Диспергування стисненим повітрям у воду.
· Операції зневоднення, сушки у барабанному сушилі, відсів грубої фракції (більше, ніж 315 мкм, що не йде у подальшій переділ) та накопичення.
· Відпал-декарбонізація у печі СКН-8.60.08/9.5-Х4 конструкції Інституту газу.
· Відпал-відновлення - аналогічно попередній, за виключенням того, що замість азоту, як технологічної атмосфери, використовують водень.
· Фінальні операції.
Проведений енерготехнологічний аналіз технології ВАТ “СЕВЕРСТАЛЬ” показав наступні результати. Для врахування непрямих витрат тепла на виробництво вихідної сировини - первинного чавуну ввели показник енергомісткості сировини. Для первинного чавуну ця величина дорівнюватиме кількості енергії, що витрачено на його продукування (30 МДЖ/кг), для вторинної сировини, тобто відходів виробництва, що повертаються у обіг, ця величина прийнята рівною 0.
Потужність печі відпалу-декарбонізації СКН-8.60.08/9.5-Х4 складала тільки 94 кг/год. проти 300 кг/год. паспортного номіналу. Саме це обумовило підвищені питомі енергетичні витрати на двох послідовних стадіях відпалу. Таким чином, енерготехнологічне дослідження показало наступне: · Найбільші питомі витрати спостережено на стадії рафінування залізовуглецевого стопу.
· Найбільші нетехнологічні втрати сировини спостережено на стадії диспергування - вихід споживної фракції тільки 82.80%.
· Зниження потужності печей СКН-8.60.08/9.5-Х4 внаслідок нераціонального втілення технології двохстадійного відпалу призвело до збільшення питомих енерговитрат на цих стадіях.
За результатами проведеного дослідження запропоновано: · Зменшити питомі витрати первинного чавуну за рахунок використання вторинної сировини - відходів чавуну від литва виливниць. Для цього розробити та втілити нові прийоми процесу рафінування.
· Зменшити питомі матеріальні та енергетичні витрати за рахунок збільшення виходу споживної фракції (розмір частинок менше 315 мкм) на стадії диспергування. Для цього удосконалити техніку диспергування.
· Інтенсифікувати процес відпалу-декарбонізації з метою збільшення потужності печей відпалу. Для цього втілити у виробництво нові методи відпалу та модернізувати піч саме для цього процесу.
У третьому розділі аналітично та експериментально досліджено основні закономірності диспергування стисненим повітрям залізовуглецевого стопу. Підвищити вихід споживної фракції на цій стадії означає зменшити середній діаметр частинок порошку-сирцю. Для визначення найбільш енергетично виправданого способу розглянуто баланс енергії струменю диспергенту. Повна кінетична енергія струменю диспергенту: Кс = КА КІ, Вт.
КА - частина кінетичної енергії, яку витрачено суто на диспергування, Вт; вона дорівнює роботі, що витрачена на утворення нової поверхні вторинних крапель після роздрібнення первинної краплі: КА=6 Gms/Dkrm, Вт
КІ - частина кінетичної енергії, що пішла на збільшення кількості руху метало-газового факелу, Вт.
KI= 0.5(Gc Gm)( WCGC/Gm)2/(Gc/Gm 1), Вт
Введемо Gc/Gm = R , тоді баланс кінетичної енергії в остаточному вигляді: Кс = (WCR)2/(R 1) 12s/Dkrm, Вт
Де Gm - масові витрати металу, кг; s - поверхневий натяг металу, Н/м2; Dk - діаметр краплі металу, м; rm - щільність металу, кг/м3; R - співвідношення витрат диспергенту до витрат металу; wc - швидкість струменю повітря, м/с; Gc - витрати диспергенту, м3/с
З рівняння балансу кінетичної енергії визначили також діаметр краплі: Dk=12s/rm*1/R*1/(1-R/(R 1))*1/wc2 , м. (1)
А також віднесли витратну енергію KI до повної Kc: KI/ Kc = R/(R 1) (2).
Графіки аналітичних залежностей показують, що збільшення швидкості струменів диспергенту впливає на зменшення діаметру частинок порошку ефективніше, ніж підвищення відносних витрат диспергенту. Підвищувати відносні витрати диспергенту вище 1.0 взагалі не доцільно, тому що тоді більше 50% кінетичної енергії струменю диспергенту втрачається просто на збільшення кількості руху метало-газового факелу.
Аналітично визначено вплив монооксиду вуглецю, який, розширюючись із середини краплі, виконує роботу проти сил поверхневого натягу. В ході диспергування СО утворюється за рахунок окислення вуглецю киснем, який містить залізо-вуглецевий стоп. Дисертантом отримано наступне рівняння для визначення цієї роботи: ACO=115.31CXPDK3RMTLN(v2/v1), Вт
Тут: c - вміст вуглецю; x - частка вуглецю, що окислюється в процесі диспергування; Т - температура стопу, К; v2, v1 - кінцевий та початковий питомий обєм монооксиду вуглецю, м3/кг. Аналіз рівняння показує, що чим вище, за інших рівних умов, вміст вуглецю (c) та вище частка вуглецю, що окислюється (x) в процесі диспергування, тим меншу енергію треба витратити на руйнування краплі одного й того ж самого розміру. Цей вплив стає помітним, якщо вміст вуглецю наближується до 3.0%. Руйнуванню краплі сприяє також більш висока температура металу.
В процесі охолодження частинок для повнішого використання енергії утвореного СО вигідніше, щоби час сфероідізації був більше, ніж час солідіфікації. Це можливо, якщо охолодження частинок уповільнюється. У випадку охолодження краплі вирішуємо задачу нестаціонарного охолодження кулі, яку омиває потік газу з температурою Тс. Умови однозначності мають наступний вигляд: · теплофізичні параметри: щільність, теплопровідність, теплоємність для часу dt є постійними;
· форма обєкту - куля з діаметром Dk;
· температура у початковий момент часу t=0 Т=Тм, тобто дорівнює температурі металу у фокусі диспергування;
· граничні умови третього типу (теплопередача): (¶T/¶n)n=0=-a(Tn=0-Tgas)
Диференціальне рівняння нестаціонарної теплопередачі для кулі вирішують через визначення безвимірної температури як функції критеріїв Біо та Фурє. Рішенням для термічно тонкої кулі у нашому випадку є наступне: Q=sin(0.5D(Ц3Ві) )/(0.5D(Ц3Bi))*exp(-2BIFO)
Для зручності позначимо
Const1= sin((0.5DЦ3Bi))/(0.5D(Ц3Bi)), тоді
Q= Const1*exp(-2BIFO) (3)
З іншого боку, маємо: Q=(Ts-Tgas2)/(Tm - Tgas1) (4)
Тут: Ts - температура отвердіння краплі; Tm - температура металу у фокусі диспергування; Tgas1, Tgas2- температура газу на початку та у кінці процесу охолодження, Bi= AD/l - критерій Біо, Fo=(lt)/(CRDK2) - критерій Фурє, a - коефіцієнт тепловіддачі, Вт/м2 К, Dk - діаметр краплі, м; l - коефіцієнт теплопровідності, Вт/м К; t - час,с; с - теплоємність краплі, Дж/кг К; r - щільність краплі, кг/м3.
З критерію Фурє та рівняння (3) визначаємо час охолодження краплі порошку: t=(LNCONST1- LNQ)CMRMDK/3a (5)
З цього витікає, що час збільшується при умові зменшення LNQ. Оскільки Q<1 (з рівняння (4)), то LNQ<0 і буде тим менше, чим менше відносна температура. Аналіз рівняння (4) показує, що такі умови можливі, якщо: § нижче температура отвердіння краплі Ts, що можливо при більш високому вмісті вуглецю. Це збігається з попереднім висновком щодо корисного впливу підвищеного вмісту вуглецю;
§ вище температура металу у фокусі диспергування Tm , що можливо при більш високому перегріві металу. Це потребує додаткових витрат енергії на перегрів металу і не задовольняє поставленій меті дослідження;
§ нижче початкова температура повітря Tgas1, що забезпечує застосування сопла Лаваля, тому що при адіабатному витіканні газу температура на виході сопла тим нижче, чим більше перепад тиску (T2 /T1=(P2/P1 )(k-1)/k). Це також збігається з попереднім висновком щодо повного використання наявного тиску диспергенту;
§ вище кінцева температура повітря Tgas2.
Для визначення Tgas2 застосували рішення рівняння теплового балансу між краплями металу, які охолоджуються до температури затвердівання, та повітрям, що нагрівається. Радіаційну складову випромінювання факелу крапель сприймають стіни камери диспергування. Тоді рівняння теплового балансу: Qgas=Qmk Qmelt- QMR, Вт (6)
Qgas=Gccc(Tgas2-Tgas1), Вт - тепло, що отримано повітрям;
Qmk=Gmcm(Tm-Ts), Вт - тепло, що віддано металом до температури солідіфікації;
QMR=SKNKC0e((Tk/100)4-(Tw/100)4), Вт - тепло, що сприйняли стінки камери диспергування.
Тут Gc,cc, Gm, cm - витрата і теплоємність повітря та металу, відповідно; qmelt - питома теплота солідіфікації; SKNK - біжуча поверхня випромінювання крапель металу, в кінцевому підсумку залежить від витрат металу; c0, e- коефіцієнт випромінювання абсолютно чорного тіла, 5.77 Вт/м*К4 , та ступінь чорноти крапель металу; Tk, Tw - середня температура крапель та середня температура стінок камери диспергування.
Рішення рівняння (6) показало, що підвищення температури Tgas2 раціонально здійснювати тільки за рахунок зниження витрат диспергенту.
Таким чином, на базі аналітичного дослідження дисертантом для зниження питомих енерговитрат рекомендовано наступне: · Знизити температуру початку рафінування присадками вторинного чавуну та максимально повно використати енергію окислення домішок кремнію, марганцю та фосфору, забезпечив вміст вуглецю на рівні 3.2...3.8%;
· знизити відносні масові витрати повітря до 0.3...0.35 м3/кг при одночасному збільшенні швидкості його витікання за рахунок повного використання потенціальної енергії диспергенту (тиску повітря), впровадив сопло Лаваля замість простого конфузора.
Проведено експериментальні дослідження приготування залізовуглецевого стопу та процесу диспергування з використанням форсунки нової конструкції.
Експериментальні плавки з додаванням 23...25% вторинного чавуну показали наступне: § розтоплення вторинного чавуну за рахунок фізичного тепла рідкого первинного чавуну знизило температуру початку рафінування з 1350°С до 1230..1250°С;
§ зниження температури початку рафінування забезпечило кращі умови для видалення домішок кремнію, фосфору та марганцю;
§ використання хімічного тепла окислення домішок на початковий розігрів ванни забезпечило зниження питомих витрат електроенергії;
§ забезпечено збереження вмісту вуглецю без додаткових заходів карбонізації металу на рівні 3.10...3.22%;
§ загальні питомі витрати енергії знижені з 52.80 до 27.40 МДЖ/кг.
Диспергування з використанням нової конструкції форсунки проводили методом пасивного експерименту у промислових умовах. Отримано наступні результати: § відносні витрати диспергенту знижено з 0.5 до 0.3 кг/кг;
§ початковий тиск повітря зафіксовано на рівні 0.45 МПА при збільшені швидкості струменів диспергенту у 1.5 рази до 423 м/с;
§ початкова температура повітря (Tgas1) за рахунок адіабатного розширення знижена з 240...250°К до 171°К;
§ отримано рівняння залежності насипної щільності порошку-сирцю (r) від початкового вмісту вуглецю (С): r=4.88 - 0.572*С. Насипна щільність відображає форму частинок (умови їх охолодження) і є тим нижча, чим вище вміст вуглецю, що підтверджує висновки аналітичного дослідження.
У четвертому розділі описано дослідження інтенсифікації відпалу-декарбонізації порошку-сирцю. В процесі "СЕВЕРСТАЛЬ" використовували відпал-декарбонізацію в інертній атмосфері за рахунок кисню, що вміщує порошок-сирець у вигляді оксидів заліза. Вирішено інтенсифікувати цей процес без підвищення температурного рівня шляхом додавання окислювача до інертної атмосфери.
Для аналітичного аналізу процесу декарбонізації за рахунок додавання газового окислювача (реагенту) застосовано наступний опис процесу. Розміри шару порошку з щільністю rs: ширина В і висота h. Він переміщується зі швидкістю w вздовж реактора з довжиною L. Масова частка елементу [С] складає ho на початок часу t=0. В реактор, висота якого Н, подають газ з вмістом газоподібного реагенту j та витратою G. Зроблено допущення, що обємна концентрація газоподібного реагенту (окислювача) на поверхні розділу фаз дорівнює нулю. Аналітичний опис процесу - це суміщення реакції між вуглецем та окислювачем на поверхні розділу фаз, дифузії вуглецю крізь дисперсний шар порошку до його поверхні, дифузія окислювача з обєму технологічної атмосфери до поверхні розділу. Основні рівняння: [С] a GR = b RP (7)
Де: [С] - елемент вуглець; GR - газоподібний реагент; RP - продукт реакції; a,b - стехіометрічні коефіцієнти.
Потік маси елементу до поверхні визначає наступне рівняння: DMO/dt = J (8)
З іншого боку цей потік маси буде рівним потоку газоподібного реагенту до реакційної поверхні. Його визначимо, як рівняння масовіддачі: J = - b kh (ghs - ghg)S (9)
Де: b - коефіцієнт масовіддачі, м2/с; kh - коефіцієнт витрат окислювача на одиницю вуглецю; ghs , ghg - обємні концентрації газоподібного реагенту на поверхні розділу та в атмосфері, відповідно; S - площа поверхні розділу, поверхня масообміну, м2.
Після відповідних перетворень отримано рівняння, що звязує час з умовами масообміну та ходом реакції (7): t = (ho - hk) rs BWHH/ b kh Gjrh (10)
Де t - час,с; ho , hk - початкова та кінцева концентрація вуглецю; rs - насипна щільність порошку-сирцю, кг/м3; B - ширина шару порошку, м; w - швидкість руху шару порошку, м/с; h - висота шару порошку, м; Н - висота реактора, м; G - витрати газового реагенту, м3/с; j - вміст окислювача в технологічній атмосфері;rh - щільність технологічної атмосфери, кг/м3.
Аналіз рівняння показує, що час декарбонізації залежить від багатьох факторів. Інтенсифікувати процес можна наступним чином: · За рахунок збільшення обємних витрат G газового реагенту, що можна забезпечити збільшенням швидкості потоку газоподібного реагенту вздовж межі двох фаз. На цей фактор буде впливати температура процесу, тому що вища температура прогріву газової атмосфери забезпечить більш високі швидкості потоку при незмінних масових витратах.
· Збільшити обємну концентрацію газоподібного реагенту (jrh), що відповідає температурі точки роси газової атмосфери.
Оскільки процес відпалу-декарбонізації в промисловій печі є досить складним для теплофізичного моделювання доцільно застосувати метод Бокса-Вільсона для експериментального дослідження процесу. Цей метод дозволяє розглядати агрегат, в якому здійснюють процес, як "чорний ящик". Це дає можливість встановлювати залежність між вхідними факторами впливу на обєкт та вихідними параметрами без прийняття до уваги, що саме відбувається в обєкті дослідження. Серед вхідних факторів, що змінюють, за ознакою можливості керування ними на реальному промисловому агрегаті обрано три наступні: температура процесу декарбонізації у зволоженій атмосфері (Х1), точка роси технологічної атмосфери (Х2), час витримки у зволоженій атмосфері (Х3). Інші фактори стабілізувалися.
Фактори змінювали на двох рівнях, кожний дослід повторювали двічі. Для проведення експерименту використали спеціальну лабораторну установку. Вона включає в себе муфельну піч, зволожувач, блок керування піччю, блок керування зволожувачем, балон з азотом, балон з воднем, ротаметри та відповідну арматуру. За результатами експерименту отримано адекватні лінійні рівняння для вмісту вуглецю та кисню в залежності від обраних змінних факторів. Адекватність результатів підтверджено розрахунком дисперсії експериментальних вимірювань, дисперсії адекватності, довірчого інтервалу.
Таким чином, аналітичне та експериментальне дослідження масообміну за вуглецем показало наступне: · Отримано аналітичне рівняння часу декарбонізації. Час залежить від багатьох факторів, як-то температура процесу, точка роси технологічної атмосфери, геометричних параметрів печі, висоти шару порошку, концентрації вуглецю тощо.
· Експериментально підтверджено позитивний вплив зволоженої атмосфери на прискорення декарбонізації порошку-сирцю.
· Отримано адекватні моделі впливу обраних факторів на вміст вуглецю та кисню.
· Зволоження атмосфери та час витримки в цілому збільшують вміст кисню у відпаленому порошку, але цей показник не виходить за межі задовільних значень.
· Визначено, що найбільш вагомий вплив на вміст вуглецю та вміст кисню має величина точки роси. Саме цей фактор обрано для інтенсифікації процесу на промисловому агрегаті.
У пятому розділі описана промислова реалізація заходів енергозбереження для методу диспергування та підбиті підсумки від втілення цих заходів у виробництво.
Для практичної перевірки провели промислове дослідження відпалу-декарбонізації порошку-сирцю у зволоженій атмосфері на печі СКН-8.60.08/9.5-Х4. Враховуючи умови діючого виробництва, розробили спеціальну методику експерименту "Імпульсний вплив". Сутність методу є імпульсна зміна одного з незалежних факторів керування процесом на визначену величину на визначений час при незмінності інших параметрів. Порошок рухається поступово крізь зони печі, тому під час досліду кожний послідовний поперечний зріз порошку буде знаходитись різний час в умовах, що змінюються. Відбираючи зразки обробленого порошку через рівномірні проміжки часу, можна простежити, як зміна умов проведення досліду впливає на якість порошку. Змінним фактором була кількість водяної пари, що подавали у піч, для зволоження інертної технологічної атмосфери на першій стадії процесу.
Час проходження крізь гарячу зону печі - 120 хвилин. Середній рівень витрат водяної пари 3.5 кг/год. Зроблено дві зміни - до 6.3 кг/год. та до мінімального рівня 0 кг/год. Тривалість експерименту 270 хвилин. Було відібрано 9 проб порошку через кожні 30 хвилин. Проби 2,3,4 на Рис.3 протиставлені пробам 8,7,6 за принципом симетричності впливу збільшеної витрати водяної пари на більш “гарячі” та “більш” холодні відрізки відповідних проб згідно їх проходження крізь піч. Аналіз цих результатів показує, що вплив водяної пари на початкові (більш “холодні”) відрізки порошку-сирцю є більш ефективним, ніж на кінцеві (більш “гарячі”). Водяна пар відіграє роль активатора циклічного процесу газифікації вуглецю і значно прискорює масообмін.
В цьому розділі також підбито підсумки втілення заходів енергозбереження у процесі виробництва залізного порошку методом диспергування. Були впроваджені наступні заходи: · Додавання відходів чавуневого литва до рідкого первинного чавуну в процесі приготування залізовуглецевого стопу. За рахунок цього знижена температура початку продування металу киснем та знижена енергомісткість вихідного чавуну.
· Початок продування ванни металу киснем при більш низьких температурах, що забезпечило більш сприятливі умови для видалення домішок кремнію, фосфору та марганцю при збереженні більш високого рівня вмісту вуглецю. Економія енергії досягнута за рахунок використання тепла реакцій окислення домішок на розігрів ванни замість використання електроенергії.
· Впровадження сопла Лаваля для повного використання наявного перепаду тиску. Це призвело до збільшення швидкості струменів повітря у 1.5. рази при зниженні питомих витрат стисненого повітря на 40% в процесі диспергування. За рахунок цього підвищено вихід споживної фракції порошку на цій стадії.
· Додавання водяної пари на першій стадії відпалу-декарбонізацїї забезпечило підвищення потужності печі та зниження питомих енергетичних витрат на цій стадії.
· Модернізована піч СКН-8.60.08/9.5-Х4, що забезпечило збільшення потужності печі з 94 кг/год. до 143 кг/год.
Втілення цих заходів забезпечило зниження питомих енергетичних витрат на 40%.
У шостому розділі досліджено процес виробництва залізного порошку методом відновлення. В ARCI, м. Хайдерабад, Індія була втілена технологічна лінія виробництва залізного порошку методом карботермічного відновлення. Використовуючи метод енерготехнологічного дослідження, встановлено, що питомі енергетичні витрати в цьому процесі складають 49 МДЖ/кг, що значно вище, ніж у аналогічному процесі фірми “Hoganaes”, Швеція (20.50 МДЖ/кг). Визначальною стадією в цій технології є процес карботермічного відновлення у вертикальній печі. З метою визначення показників енергетичної ефективності печі провели теплотехнічне дослідження її роботи. Піч з верху до низу розділено на три зони нагріву, які опалюють інжекційні пальники. Паливо - зріджений газ, за складом це суміш пропану та бутану, 30% та 70% відповідно. В ході експерименту визначали витрати концентрату і відновлювача на вході в піч, вихід губчастого заліза та надлишку відновлювача після обробки. Одночасно крізь піч пропускали термопару, вмонтовану у шар концентрату. Це дозволило отримати графік прогрівання матеріалу в печі. Також заміряли температуру по зонах печі. Час обробки складає 42 години, при цьому тільки на 21 годині сировинні матеріали прогріваються до температур початку реакцій відновлення (1106°К), тобто частка ефективного часу 0.5. На основі проведеного експерименту за методикою, що розроблено в розділі 1, розраховано тепловий баланс вертикальної печі відновлення, а також для порівняння тепловий баланс тунельної печі карботермічного відновлення. На основі теплового балансу розраховано порівняльні показники ефективності роботи вертикальної та тунельної печей карботермічного відновлення.
Показник теплової досконалості тунельної печі вищий (0.15 проти 0.09). Незважаючи на 43% втрат тепла на нагрівання транспортуючих засобів, що є відсутнім у вертикальній печі, тунельна піч має нижчі питомі енергетичні витрати 10204 проти 28162 КДЖ/кг. Цього досягнуто за рахунок вищого коефіцієнта використання тепла палива, підігріванням повітря та допалюванням СО (36.57% загальних витрат тепла), як продукту реакції у робочому просторі печі, що неможливо у існуючому варіанті вертикальної печі. Коефіцієнт використання відновлювача вищий для вертикальної печі 0.43 проти 0.27, але питома продуктивність вища для тунельної 6.125 проти 2.17 кг/м2*год. Ці показники є порівняно низькими за рахунок збільшення активної черені печі, чого вимагає кінетика процесу карботермічного відновлення. Крім того, такий спосіб відновлення потребує наступної рафінуючої технологічної стадії, а саме - відпалу у атмосфері на основі водню, щоб забезпечити потрібну якість залізного порошку. Задля вирішення проблеми енергозбереження в процесі виробництва залізного порошку методом відновлення, дисертантом запропоноване альтернативне технологічне рішення, а саме: відновлення залізорудного концентрату (з індійської гематитової руди - "Blue Dust") в атмосфері на основі водню. Такий спосіб суміщає відновлення й відпал в одному теплотехнічному агрегаті. Для розробки альтернативного варіанту відновлення необхідно знати кінетику відновлення гематитового концентрату.
З метою вивчення кінетики відновлення у атмосфері дисоційованого аміаку розробили методику проведення експерименту “Заморожена піч”. Експеримент названо так, тому що завдяки заміні відновлювальної атмосфери інертною в зазначений час, фіксують біжучий стан процесу відновлення у кожному окремому човнику.
Умови проведення експерименту. Температура по зонах печі: A - 940OC, B - 980OC, C - 1000OC. Розмір шару порошку в човнику 285x235x15 мм. Маса порошку в човнику 2.75 кг. Фракція - 315 мкм. Температуру по зонах контролювали термопарами A, B, C. Технологічну атмосферу подавали через ротаметри F1 та F3.
За результатами експерименту отримано 16 човників, які відображали стан відновлення дисперсного плоского шару порошку з інтервалом відновлення 20 хвилин у діапазоні від 0 до 300 хвилин. Відібрані зразки порошку з кожного човнику аналізували на вміст кисню, розраховували ступінь відновлення, виміряли висоту металізованого відновленого шару та насипну щільність. Результати експерименту дозволили отримати кінетику відновлення плоского дисперсного шару гематитового концентрату та ріст висоти відновленого шару в часі. Результати дозволяють визначити оптимальний режим відновлення, тобто висоту шару оксидів заліза, час обробки та витрати дисоційованого аміаку. На цій основі розроблена альтернативна карботермічному способу технологія відновлення гематитового концентрату.
Альтернативний процес забезпечив кращий вихід кінцевого продукту (69.97% порівняно з 55.91%) у карботермічному відновленні при вищій його якості. В частині питомих енергетичних витрат альтернативний процес значно переважає процес карботермічного відновлення (16.7 МДЖ/кг проти 49.14). Це дає зниження на 68.08%. При цьому, не зважаючи на використання більш коштовного відновлювача (дисоційованого аміаку) замість твердого відновлювача, собівартість альтернативного процесу в частині енергоресурсів також знижена на 3.86%, 505.52 USD проти 525.83. Головна економія досягнута за рахунок зрідженого газу, що йде на опалення вертикальної печі, але не використовується в альтернативному процесі.
Основні результати та висновки
Результати проведеного енерготехнологічного дослідження виробництва залізного порошку дають підставу зробити наступні висновки.
1. Вперше проведене наскрізне енерготехнологічне дослідження технології виробництва залізного порошку методом диспергування на прикладі технології ВАТ “СЕВЕРСТАЛЬ” виявило на