<<
>>

ГЛУБОКОЕ РАФИНИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА

Для сравнения эффективности прямоточного и противоточно го про- цессов рафинирования на рис. 28 представлены зависимости отношения [с]к/[с]н от 1/? (связанной с размерами, например с длиной желоба) при различных значениях относительной емкости шлака д, сплошными линиямй для противотока и пунктирными — для прямотока.

Из рис. 28 следует, что конечное содержание примеси в металле при прямоточной схеме рафинирования, уменьшаясь по мере увеличения длины желоба и расхода шлака, приближается к некоторому постоянному значению. При противоточной же схеме рафинирования конечное содержание при* меси (при достаточных 1/? ид) может снижаться практически до нуля. На первый взгляд это кажется невозможным, как противоречащее представлению о лимитирующей роли равновесного термодинамического коэффициента распределения примеси между металлом и шлаком. В действительности это объясняется просто: законы термодинамики здесь не нарушаются, так как в равновесии находятся (точнее, стремятся к нему) не конечные продукты массообмена, а поступающий в реактор (электромагнитный желоб) нерафинированный металл со сходящим с желоба шлаком и почти рафинированный металл с поступающим на другой конец желоба свежим реагентом. Этот эффект не может быть достигнут в традиционных процессах никаким, сколь угодно интенсивным перемешиванием фаз.

Впервые экспериментальная проверка эффективности противоточно го процесса выполнена в ФРГ Г. Шенком [28] на примере десульфурации чугуна содой. Опытная установка полностью соответствовала рис. 24. Металл поступал из желоба доменной печи в резервуар, а оттуда в ковш, проходя через электромагнитный желоб. Соду подавали при помощи транспортера на верхний конец электромагнитного желоба, имевшего уклон 8°. Поверхность контакта определялась длиной и шириной его канала (6 и 0,34 м). Продолжительность пребывания чугуна на желобе составляла 4 — 7 с.

По краям канала желоба наблюдались обратные потоки жидкого металла шириной 0,015 —0,03 м, причем скорость обратных потоков была меньше, чем скорость основного потока. Экспериментально установлено, что значение Д для перехода серы из томасовского чугуна в содовый шлак при 1300— 1380 °С при проведении реакции на электромагнитном желобе колеблется в пределах 400 — 810 и в среднем составляет Д = 550 кг/(м2 • мин). Для коэффициента распределения принято среднее значение L§ = 200. Авторы исследова-

Рис. 28. Сравнение эффективности противо- и прямоточного желобных процессов рафинирования (цифры на кривых — значения д; сплошные линии — противоток; пунктирные — прямоток)

Рис. 29. Изменение содержания серы в металле по длине желоба / (цифры у кривых — относительная емкость шлака д) ния имеют в виду установившийся коэффициент распределения, достигаемый в данном типе реактора, а не табличное значение термодинамического коэффициента равновесного распределения.

Опыты показали высокую эффективность противоточного процесса: .на рис. 29 показано, как снижалось содержание серы в чугуне при движении по желобу при различных значениях ее начального содержания в металле и относительной емкости шлака. Экстраполирование кривых рис. 29 за пределы 6 м длины желоба, на котором проводились эксперименты, подтверждает теоретические кривые, представленные на рис. 28. В результате обработки чугуна достигнуто снижение содержания серы от 0,098 до 0,019 %, т.е.при расходе соды 5,8 кг/т,

соответствующем относительной емкости шлака .Рассчитав

значения ц (принимая Ls = 200) и 1/? в этих опытах, положение экспериментальных точек нанесено на поле теоретического графика на рис.

26, Б, что позволяет сопоставить фактически достигнутую степень рафинирования кр с ожидаемой. Для точек 1,2,3 и 4 фактически достигнутая величина составляет соответственно 2,4; 2,5; 2,4 и 5,3, т.е. очевидно хорошее совпадение результатов, достаточное для подтверждения теории и следующих из нее выводов о перспективности противоточного процесса. Однако задачу нельзя считать завершенной, так как указанные результаты не согласуются с выводами той же работы, касающимися уточнения физической модели процесса учетом обратных потоков, возникающих у краев электромагнитного желоба, при значительном угле подъема жидкого металла. Металл, составляющий эти потоки,

Экспериментальные значения \р получились выше, чем следовало ожидать по выражению (45), и почти точно соответствовали уравнению (21), т.е. влияние продольного перемешивания металла в канале же- поба обратными потоками не проявилось. Противоречие, по-видимому, объясняется тем, что принятое в расчете экспериментальное значение /.s, найденное в 2,5 раза меньшим по сравнению с табличной термодинамической константой (для шлака того же состава и температуры), и какой-то мере учитывает указанное обстоятельство, а не только поправку на допущенную выше идеализацию схемы массопереноса, т.е. что в дифференциальных уравнениях массообмена не учитываются конечная толщина слоев металла и шлака и условия переноса примеси к поверхности раздела. На рис. 30 приведен график зависимости (45), из которого следует, что вредное влияние обратных потоков особенно проявляется при высоких значенияхт.е. при высоких ожидаемых

степенях рафинирования металла.

В перспективе в противоточных агрегатах для глубокого рафинирования обратные потоки металла у краев электромагнитного желоба будут являться существенным недостатком противоточного метода.

Однако для их значительного ослабления и даже полного исключения оозможны конструктивные преобразования электромагнитного желоба. Простейшее из них состоит в намораживании полос металлического гарнисажа по крарм канала. Этот прием эквивалентен известному размещению полос из хорошо проводящего металла по бокам канала плоских линейных индукционных насосов для легкоплавких расплавдв.

Рис. 30. Влияние обратных потоков в канале электромагнитного желоба на степень рафинированного металла

Этим достигается уменьшение сопротивления контуров токов, индуктируемых в жидком металле, и повышение развиваемого напора. В случае высокотемпературных расплавов такое решение связано со значительным охлаждением расплава и может быть оправдано, по-видимому, лишь в особых случаях. Одним из них может быть одновременное использование гарнисажа для защиты бортов канала от шлаковой эрозии. Известны попытки подавления обратных потоков путем выравнивания локальных скоростей поступательного движения металла по всему сечению канала в результате электромагнитного перемешивания. Для создания электромагнитных сил, перпендикулярных оси канала, предлагались 'индукторы с шевронными пазами и другие, создающие бегущее магнитное поле с поперечной оси желоба составляющей скорости. По мнению автора, радикальным методом является преобразование плоской системы индуктор — вторичная цепь (жидкий металл) в цилиндрическую. Плоский линейный индуктор электромагнитного желоба заменяют цилиндрическим, и плоская полоса (струя) жидкого металла в его канале трансформируется в цилиндрический слой — жидкометаллическую трубу со свободной внутренней поверхностью. Это достигается раскручиванием потока металла в поперечной плоскости до образования центробежной полости. Шлакообразующие реагенты подают с торца внутрь центробежной полости и тогда реакционной (контактной) поверхностью является внутренняя поверхность жидкометаллической трубы. Оси последнего придают наклон, чтобы (как и в плоской системе) обеспечить встречное движение металла и шлака.

Простейшим способом раскручивания потока жидкого металла и создания центробежной полости является использование вращающегося футерованного барабана (по типу трубчатой печи), который снабжен индуктором бегущего магнитного поля, вращающимся вместе с барабаном, или неподвижным (рис. 31). Такая схема обладает важным достоинством: металл (на большей части длины барабана — в зоне установившегося течения) движется продольно, омывая футеровку с минимальной для заданной производительности скоростью, в минимальной степени изнашивает футеровку и загрязняется продуктами ее эрозии. Недостатком вращающегося противоточного реактора является трудность компоновки двухступенчатого агрегата, например сопряжением его с неподвижной продувочной ванной. Трудно решаются также вопросы подвода электроэнергии и охлаждающей воды в варианте с индуктором бегущего магнитного поля, вращающимся вместе с барабаном. При неподвижном индукторе необходима достаточно прочная обечайка барабана, поскольку она должна будет воспринимать вес футеровки и расплава и центробежные усилия, которые в первом варианте могут передаваться на индуктор. Этих недостатков лишен принципиально отличный вариант противоточного цилиндри-

Рис. 31. Схема организации противотока в цилиндрических слоях металла и шлака во вращающемся реакторе (0 — угол подъема металла; М и Ш — вход и выход металла и шлака):

1 — футеровка реактора; 2 — цилиндрический индуктор бегущего магнитного поля

ческого МГД-реактора (рис. 32), обеспечивающего за счет электромагнитных сил не только транзитное движение металла через реактор (вверх по уклону, обеспечивающему встречный самотек шлака), но и вращение его в барабане с неподвижными стенками[‡]. В таком реакторе использован индуктор магнитного поля, имеющего две составляющих — бегущую и вращающуюся (см. рис.

8). Такое решение существенно упрощает компоновку агрегата, но имеет недостатки: вращение расплава относительно неподвижной футеровки ускоряет износ последней, и индуктор получается более сложным. В варианте МГД-реактора с вращающимся футерованным барабаном целесообразно использование бегущего магнитного поля с некоторой вращающейся составляющей или отдельного индукционного вращателя для преодоления значительного инерционного скольжения — отставания поступающего в барабан метал-


Рис. 32. Схема организации противоточного процесса в неподвижном реакторе: 1 — футеровка; 2 — магнитопровод; 3 — цилиндрический слой жидкого металла; 4 — слой шлака; 5 — обмотка индуктора бегущего магнитного поля с вращающейся составляющей; 6 — центробежная полость

ла относительно вращающихся стенок аппарата, для уменьшения эрозии футеровки. Для относительно простого противоточного МГД-реак- тора с вращающимся барабаном (для рафинирования чугуна) по схеме рис. 30 автором разработаны алгоритм и математическая модель.

Рядом численных экспериментов на ЭВМ найден оптимальный вариант крупномасштабной опытной установки, имеющей следующие параметры: производительность 50 т/ч; потребляемая мощность 780 кВт; удельный расход электроэнергии 13,6 кВт ч/.; коэффициент мощности 0,435; футеровка — пористый кварц (керсил) и гарнисаж; толщина футеровки 50 мм; активная длина канала реактора 5,76 м; диаметр (в свету) 530 мм; потери тепла через футеровку 332 кВт; мощность, выделяемая в расплаве, 316 кВт; частота 50 Гц; относительная емкость шлака 1,2; безразмерная удельная нагрузка 5,55; удельный расход десульфуратора (соды) 6,0 кг/т; степень рафинирования металла 10.

Актуальной задачей МГД-технологии является практическое освоение противоточного процесса для чугуна при у? = 2 -г 5, что является глубоким рафинированием по сравнению с традиционными методами внепечной десульфурации чугуна, при которых удовлетворительным считается снижение содержания серы в металле на несколько десятков процентов [30,31]. Анализируя особенности и трудности внедрения в производство существующих процессов внепечного рафинирования, например десульфурации чугуна, можно заметить, что существенную часть проблемы составляет не реакция между чугуном и десульфурато- ром, а разделение ее конечных продуктов — отделение металла от шлака^ предотвращение обратного перехода примеси. Противоточный процесс имеет преимущество: обработанный металл и отработанный шлак автоматически оказываются не только разделенными, но и геометрически разнесенными на значительное расстояние — на длину электромагнитного желоба. Немаловажно также относительное удобство удаления газообразных продуктов реакций отсосом из закрытого пространства под крышками электромагнитного желоба. В последнее время в связи с разработкой нового класса сталей с содержанием lt; 0,003 % S, достигаемым аргонной продувкой и обработкой стали в ковшах силикокаль- цием и другими реагентами, вновь возрос интерес к внепечной десульфурации чугуна.

Для рядовых сталей снижение содержания серы также стало актуальной задачей в связи с переходом на непрерывную разливку стали. Это вызывает необходимость повышения требований к качеству чугуна, что не всегда достижимо или рентабельно в доменном процессе и вынуждает вернуться к методам внепечной обработки металла в специальных, в том числе магнитогидродинамических устройствах.

В зарубежной металлургии противоточные процессы не внедрены широко в связи с малой надежностью аппаратурного оформления и малым ресурсом работоспособности электромагнитных желобов вследствие малой толщины футеровки электромагнитных желобов. Эта толщина даже в лучших зарубежных образцах остается в пределах 60 — 80 мм, т.е. такой, какая была принята нами для первого электромагнитного желоба на автозаводе им. Лихачева, спроектированного в 1959— 1960 гг. (такая же толщина футеровки была в электромагнитном желобе ЕМЗ, построенном в 1960 г.). Однако малая толщина футеровки не является характерной для любого электромагнитного желоба. Конструкторы ФРГ (фирма "АЕГ — Элотерм") не изменили апробированной толщины футеровки, что сделано при проектировании (см. гл. I) модуля (унифицированной секции) индуктора транспортного электромагнитного желоба ММ К. Этот же модуль, позволивший увеличить толщину футеровки до gt; 150 мм, принят для индукторов проектируемых технологических электромагнитных желобов-реакторов. Обработкой доменного чугуна не ограничиваются перспективы использования противоточных процессов на основе МГД-технологии в производстве черных металлов. Рафинирование полупродукта, получаемого методом прямого восстановления в агрегатах типа руда — сталь, также целесообразно проводить в противотоке. Накопленные к настоящему моменту данные позволяют утверждать, что использование противотока, создаваемого средствами магнитной гидродинамики, должно быть непременной составной частью всех перспективных непрерывных сталеплавильных процессов желобного (подового) типа. К такому выводу пришли все исследователи, изучающие проблему непрерывного сталеплавильного процесса: А.А.Казаков (32], А.М.Бигеев [33] и др.

Из рассмотренных выше количественных зависимостей следует, что необходимая относительная емкость шлака в противоточном процессе при прочих равных условиях значительно меньше, чем в периодическом или в прямоточном. Иногда это учитывается только как фактор, способствующий уменьшению расхода шлакообразующих при обработке металла с заданной степенью рафинирования. Уменьшение удельного расхода шлака для удаления одного и того же количества примеси из металла означает пропорциональное повышение содержания ее в отработанном шлаке. Таким образом, существенно снижаются затраты на извлечение этого элемента из шлака и в ряде случаев становится экономически целесообразной утилизация шлаков.

В 1984 г. автором совместно с О.В.Травиным была выдвинута идея комплексной технологии безотходной переработки природно-легированных высокофосфористых чугунов (применительно к чугунам из руд керченского и лисаковского месторождений) на основе МГД-техноло- гии. Поставлена цель промежуточной (между доменным и сталеплавильными процессами) обработки высокофосфористого чугуна для снижения в нем содержания фосфора до уровня, приемлемого для дальнейшего передела в обычном конвертерном или мартеновском производстве, а дополнительные затраты компенсировать за счет утилизации содержащихся в чугуне природных легирующих элементов — марганца и ванадия. Схема технологии, предусматривающая двустадийное селективное рафинирование чугуна на электромагнитных желобах окислительными шлаками и последующее восстановление оксидов легирующих элементов, представлена на рис. 33. Согласно этой схеме жидкий чугун подают из чугуновозного ковша (или непосредственно из желоба доменной печи) в электромагнитный желоб-реактор 4 I стадии, где металл подвергают обескремниванию и из него удаляют (переводят в шлак) марганец и ванадий. Обескремненный чугун поступает в желоб- реактор I! стадии, где проводят его дефосфорацию. После этого полупродукт при кондиционном содержании фосфора (lt; 0,2 %) передают в сталеплавильный цех для переработки в сталь по обычной технологии переработки малофосфористых чугунов. В процессе противоточной обработки на электромагнитных желобах содержание серы в металле также снижается до кондиционного уровня (lt;0,02 %). Расчетный выход полупродукта предполагается 1,05 — 1,09 т на 1 т обрабатываемого чугуна (вследствие пригара железа в окислительных реакциях с участием железистых шлаков). Металл, подлежащий обработке, подают в нижнюю часть канала, а шлакообразующие (оксиды железа на I стадии и смесь оксидов железа и кальция на II стадии) подают в верхнюю часть канала каждого электромагнитного желоба-реактора. Согласно приближенным расчетам при первоначальном содержании в чугуне 4 — 4,3 % С; 0,8 - 1,0 % Si; 0,6 % Мп; 0,01 % V; 1,0 - 1,85 % Р и до 0,045 % S на I стадии расходуется на 1 т обрабатываемого чугуна до 65 кг оксидов железа, которые не должны содержать значительного количества фос-

Рис. 33. Схема процесса безотходной переработки природно-легированнных высокофосфористых чугунов (на 1 т чугуна):

1 — ферросилиций (7 кг кремния); 2 — известь (25,5 кг СаО); 3 — чугун (0,8 % Si; 1,8 % Р; 0,045 % S; 1,5 % Мп; 0,1 % V); 4 — МГД-реактор I стадии; 5 — продукты восстановления — кислый шлак (58 кг (СаО) + (Si02)) и лигатура (15 кг Мп, 1 кг V, 6,7 кг Fe); 6 — оксиды железа (65 кг Fe203); 7 — оксиды железа и кальция (99 кг Fe203, 13 кг СаО); 8 — циклоны; 9 — МГД-реактор II стадии; 10 — чугун 1,8 % Р; 0,04 % S%);11 — конвертер; 12 - товарный фосфат-шлак 110 кг (34 % Р205; 1,6 %Мп)

фора во избежание загрязнения шлаков I стадии. Для получения лучших результатов целесообразно использовать окалину или железорудный концентрат других (с небольшим содержанием фосфора) месторождений. На I стадии необходимо удержать в металле фосфор, поэтому оксиды кальция не используют.

На II стадии расходуется до 100 кг оксидов железа и до 50 кг оксидов кальция на 1 т чугуна; содержание фосфора в шлаке желательно и может использоваться концентрат из фосфористой железной руды, а также шлаки последующего сталеплавильного передела. На I стадии обработки чугуна получаются шлаки состава: 35 — 50 % Si02; 25 — 40 % МпО; 3 — 4 % V203 и ~ 20 % оксидов железа. Общее количество шлаков 35 — 50 кг на 1 т обработанного чугуна. Их собирают в ковш для последующей утилизации. Шлаки II стадии получают в количестве 50—120 кг/т с содержанием до 35 % фосфорного ангидрида, 35 — 40 % оксида кальция, до 25 % оксидов железа. Эти шлаки реализуются в сельском хозяйстве как концентрированное минеральное удобрение, в несколько раз превосходящее по содержанию питательного элемента фосфат-шлаки существующих процессов переработки фосфористых чугу- нов и примерно вдвое ординарный суперфосфат. Вследствие недоокис- ления части марганца на I стадии или преднамеренной замены части железорудного концентрата, используемого на II стадии, марганцевой рудой можно получить еще более ценное комплексное удобрение с содержанием ~1,5 % Мп. Общее количество шлаков на обеих стадиях противоточного рафинирования составляет ~ 150 кг на 1 т обрабатываемого чугуна, т.е. приблизительно вдвое меньше, чем при используемых ныне технологиях мартеновской (в качающихся печах) и конвертерной переработки высокофосфористых чугунов (в этом сопоставлении учтен и выход шлака последующего после противоточной обработки конвертерного передела полупродукта). Термодинамические условия и шлаковые режимы на обеих стадиях противоточной обработки устанавливаются с учетом принципа их селективного рафинирования: сохранения в металлической фазе фосфора на I стадии и углерода, насколько это возможно, на обеих стадиях. Для этого прежде всего процессы на обеих стадиях ведут при минимальной температуре (1350 — 1400°С), допустимой для сохранения необходимой жид- котекучести шлаков. При этом термодинамические условия для удаления кремния, марганца и ванадия благоприятны. Содержание в шлаке оксидов железа предопределяет растворение кислорода в чугуне и возможность практически полного окисления этих компонентов, растворенных в чугуне. При относительно низких температурах 1350°С) углерод, содержащийся в чугуне, кинетически инертен и его восстановительная способность не проявляется. О возможности достаточно полного удаления кремния, марганца и ванадия из чугуна свидетельствуют эксперименты, проведенные в лабораторных и полупромышленных масштабах[§].

Шлаковые режимы на обеих стадиях устанавливаются прежде всего с учетом обеспечения их жидкоподвижности. Для уменьшения вязкости многокомпонентного шлака и предотвращения расслаивания его химический состав должен, как правило, находиться в области эвтектики. Например, для II стадии обработки содержание оксида кальция в известково-железистом шлаке должно составлять 25 — 30 % и выдерживаться до схода шлака с желоба (если не поддерживать гидравлический режим шлакового потока использованием плавней). ,Отсюда следует, что расход шлакообразующих определяется не только стехиометрией процессов рафинирования, но и условиями гидравлики шлакового потока.

Это приводит к существенному увеличению расхода шлакообразующих: приведенные выше значения расхода оксидов железа и кальция на 1 т обрабатываемого чугуна значительно превышают стехиометри- чески необходимое количество. Особенностью описываемых процессов (на обеих стадиях) является переменный состав шлака по длине желоба, аналогично тому, как в традиционных периодических процессах этот состав является переменным во времени. Отсюда следует, что возможна корректировка состава шлака по мере развития реакций рафинирования и изменения состава шлака, которая должна производиться путем дополнительного введения реагентов в различных точках, геометрически разнесенных по длине желоба. Кроме того, возможно использование флюсов, т.е. реагентов, непосредственно не участвующих в рафинировочном процессе и вводимых только для обеспечения необходимой жидкотекучести шлаков. Второй способ более дорогостоящий, чем первый, но более прост для технического решения агрегата. В упомянутой опытной установке предусмотрено использование обоих способов для сопоставления и отбора оптимального. В качестве флюсов на стадии процесса допустимо использование марганцевой руды, бокситов и плавикового шпата. В качестве флюсов II стадии процесса допустимо использование также марганцевой руды, бокситов, хлорида калия или сильвинита и соды. Применение плавикового шпата недопустимо вследствие существенного снижения товарной ценности фосфат-шлака как удобрения (снижается его растворимость в лимонной кислоте, харак* теризующая усвоение его растениями). Снижению вязкости шлака стадии способствует также содержание в нем некоторого количества кремнезема, в связи с чем не только не целесообразно предъявлять высокие требования к чистоте используемых на этой стадии шлакообразующих, но возможно и преднамеренное добавление к ним небольшого количества кремнезема.

Аналогичное увеличение содержания кремнезема в шлакообразующих может явиться целесообразным и на I стадии для предотвращения окисления фосфора из металла в самом конце движения последнего по желобу, где в составе шлака еще нет достаточного количества кремнезема, образованного окислением содержащегося в металле кремния. Однако термодинамические расчеты, выполненные Л.М.Ефимовым, показывают, что окисление фосфора в этих условиях невозможно при содержании в шлаке lt; 14 % FeO и вряд ли может играть заметную роль и при его номинальных значениях. Для повышения содержания в шлаке оксидов железа высшей валентности для увеличения окислительной активности шлака целесообразен обдув поверхности последнего кислородом.

Расчеты теплового баланса электромагнитного желоба-реактора показывают, что в относительно малых опытных установках, с повышенными тепловыми потерями примерно половину шлакообразующих необходимо подавать в желоба в жидком виде на обеих стадиях обработки. В качестве плавильных аппаратов рассматривались плазменные печи и циклоны с гарнисажной футеровкой. Последние более предпочтительны. Существенным препятствием для внедрения в традиционных процессах металлургии явился непрерывный характер их работы, вызвавший проблему накопителя. В данном случае, требующем непрерывной подачи шлака в реактор, этот недостаток становится преимуществом. Для опытной установки предусматривается подача в жидком виде всего количества шлака; корректировка состава шлака по длине желоба возможна методом введения холодных порошкообразных реагентов.

Шлаки I стадии противоточной обработки накапливаются в ковше и затем восстанавливаются ферросилицием (или алюминием). Восстановительные реакции являются экзотермическими, связанными со значительным избытком тепла, однако термодинамика этих процессов требует их инициирования высоким местным перегревом расплава, например путем налива в ковш горячей стали (что возможно, если .не рреполагается получения лигатуры в качестве товарной продукции), замены части ферросилиция алюминием или использования экзотермических смесей. Для увеличения подвижности расплава и увеличения скорости реакции целесообразна подача в ковш (предварительно или "под струю") оксида кальция в количестве до 25 кг на 1 т перерабатываемого чугуна.

Высокая (по сравнению с обычными шлаками черной металлургии) концентрация содержащихся в них легирующих элементов компенсирует затраты на их восстановление из оксидов (расход кремния в количестве 4 — 7 кг на 1 т чугуна). В результате реакций восстановления получается (на 1 т чугуна) в лигатуре 6,5 — 15,0 кг марганца, 1 кг ванадия и 5 — 7 кг железа (не считая железа, содержавшегося в ферросилиции) . Количество и состав лигатуры примерно соответствуют потребности в легирующих элементах для выплавки трубных сталей марок 09Г2ФБ, 15Г2СФ и др.

Для осуществления описанной технологии проектируется опытная установка производительностью 60 — 100 т/ч на Орско-Халиловском металлургическом комбинате. Определяющие параметры процесса приняты ниже реально достигнутых в лабораторных условиях. В первую очередь это относится к соотношению начального и конечного содержания фосфора в металле (1,0 — 1,85 % в необработанном металле и 0,2 % после обработки). Реальная возможность этого подтверждается значениями 1,8 и 0,23 %, полученными в работе [29], несмотря на то, что процесс проводили на желобе длиной 12 м в одну стадию, т.е. без предварительного удаления кремния, в значительно менее выгодных термодинамических условиях (по данным публикации, процесс окисления кремния завершался лишь приблизительно в 6 м от начала желоба, т.е. на половине длины последнего окисления фосфора практически не происходило).

Опытная установка включает два последовательно (по ходу чугуна) расположенных электромагнитных желоба с трехсекционными индук

торами бегущего магнитного поля. Общая активная мощность электромагнитных желобов составляет 1640 кВт, расчетный удельный расход электроэнергии — до 27 кВт ¦ ч на 1 т обработанного чугуна. Для компенсации реактивной мощности предусматриваются две батареи статических конденсаторов мощностью по 7000 квар. Конденсаторные батареи и индукторы образуют колебательные контуры, в которых циркулируют значительные реактивные токи (токи намагничивания индукторов), вследствие чего конденсаторные батареи располагаются в непосредственной близости к индукторам. Индукторы собираются из описанных выше унифицированных секций того же типа, что и в других современных установках, описанных выше. Токоведущие проводники (трубки) обмотки отдельных секций индуктора соединяются между собой полыми токоведущими перемычками, в полости которых проходит охлаждающая вода. Обмотка имеет четыре'параллельные ветви (электрической цепи) в каждой фазе и образует 12 параллельных ветвей водяного охлаждения (суммарно в трех фазах). Подвод и отвод воды в токоведущие элементы индуктора осуществляется через изоляционные врезки (напорные резино-тканевые рукава) во избежание замыкания цепей индуктора по трубам и по воде. Охлаждение индукторов осуществляется проточной (технической, без твердой взвеси) водой, проходящей по полости обмотки. Расход воды ~ 50 м3/ч (на оба индуктора) обеспечивает максимальную температуру выходящей воды lt;42 °С (начала отложения накипи) при предельной температуре входящей воды 25 °С. Для повышения напора охлаждающей воды в составе установки предусматривается насос на давление 1,0—1,2 МПа производительностью 50 м3/ч с электродвигателем мощностью ~40 кВт (один на оба электромагнитных желоба-реактора).

Для освобождения системы охлаждения индуктора (обмотки и соединительных перемычек секциями) от воды при длительных остановках в зимнее время предусматривается продувка сжатым воздухом, для чего к электромагнитным желобам подводится трубопровод компрессорного воздуха с предельным расходом 5 — 10 м3/мин при давлении gt; 0,4 МПа. Продувка осуществляется при помощи трехходовых кранов или вентилей, врезаемых в каждую ветвь систем охлаждения индукторов обоих электромагнитных желобов.

Непосредственно на индуктор опирается футеровка канала (метал- лотракта), имеющего в свету ширину 400 мм (по низу). Расстояние от вершины зубцов магнитопровода индуктора до жидкого металла составляет 150 мм. Из них 30 мм составляет толщина защитной набивки секций индуктора и 120 мм отводятся для размещения теплоизоляционного и рабочего (облицовочного) слоев футеровки металлотрак- та. Металлотракт проектируют в вариантах с огнеупорной и гарнисаж- ной защитой бортов канала, контактирующих со шлаком. Днище канала в обоих вариантах выполняют из плотнопрессованных огнеупорных

изделий. Теплоизоляционный слой выполнен из термостойких минерально-волокнистых материалов. Канал каждого электромагнитного желоба-реактора имеет на нижнем конце приемное устройство для металла и сливной носок для шлака. На верхнем конце желоба, выше места подачи шлака, имеется шлакоотделительный участок длиной ~ 1 м, предотвращающий унос подаваемого на электромагнитный желоб шлака вместе со сходящим с желоба металлом. Металлотракт закрывают футерованными крышками, снабженными газовыми горелками для обогрева футеровки перед пуском металла и уменьшения тепловых потерь последнего. Питание горелок осуществляется от газопровода низкого давления через гибкие отводы. В крышках металлотрак- та предусмотрены люки, в которые вводят фурмы для вдувания флюсов (для локальной корректировки состава шлаков), кислородно-топливные горелки и иные средства местного подогрева металла и шлака и регулирования состава атмосферы над поверхностью шлака.

Для приготовления и дозированной подачи на электромагнитные желоба жидких рафинирующих шлаков в составе установки предусматриваются бункера и плавильные аппараты-циклоны. Предусматривают также устройства для дозированной подачи холодных флюсов и самоплавких шлакообразующих (соды, карбида кальция) на верхних концах электромагнитных желобов-реакторов и промежуточные, мобильные, используемые в двух-трех точках по длине каждого желоба. В нижней части каждого электромагнитного желоба предусмотрены отводы для газообразных продуктов реакций, соединяемые с системой газоочистки.

Оценочные расчеты показывают технико-экономическую эффективность описанной технологии в пределах 15 — 25 руб. на 1 т обрабатываемого чугуна, складывающуюся (примерно поровну) из стоимости утилизируемых в виде лигатуры природных легирующих элементов и разности между стоимостью концентрированного фосфорного удобрения, получаемого согласно данной технологии, и стоимостью обычного фосфат-шлака. Экономическая эффективность оказывается тем выше, чем больше содержание фосфора и легирующих элементов в чугуне.

Описанная технология переработки природно-легированного высокофосфористого чугуна в двустадийном процессе селективного рафинирования на двух электромагнитных желобах предназначена для решения одной актуальной, но все же частной задачи и является не единственной правильной для всех случаев. Конструкция электромагнитных желобов позволяет компоновать из них самые различные технологические схемы в зависимости от поставленных задач, состава исходного сырья, дальнейшего назначения расплава и других факторов. Например, для процесса непрерывного получения стали методом прямого восстановления железа с обезуглероживанием полупродукта в продувочной ванне перспективной представляется схема Г.Шенка и Э.Штейнмеца [25], сочетающая достоинства противоточного и конвертерного процессов и позволяющая использовать в первом из них шлаки второго, исключая потребность в специальных шлакоплавильных аппаратах.

<< | >>
Источник: Beрте Л. А. МГД-технология в производстве черных металлов. 1990

Еще по теме ГЛУБОКОЕ РАФИНИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА:

  1. 3.4. Зональная структура ванны3.4.1. Экспериментальное исследование системы «шлак-уголь-металл»
  2. БАД на основе растительного сырья
  3. Изготовление металлических предметов
  4. География мировой цветной металлургии Общая характеристика
  5. Отраслевая и территориальная структура цветной металлургии
  6. Цветная металлургия
  7. ОСНОВЫ ПРОМЫШЛЕННОГО РАЙОНИРОВАНИЯ
  8. § 20 Металлургия
  9. Отрасли рыночной специализации
  10. Глава 5 ТЕХНИЧЕСКИЙ ПРОГРЕСС
  11. СПРАВОЧНЫЙ ИНДЕКС
  12. ВВЕДЕНИЕ
  13. ГЛУБОКОЕ РАФИНИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА
  14. ИСКУССТВЕННОЕ "УТЯЖЕЛЕНИЕ"РАСПЛАВОВ И РАФИНИРОВАНИЕ ЖИДКОГО МЕТАЛЛА ОТ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ВКЛЮЧЕНИЙ