4.2. Исследование процесса плавления сырья.

сти получения металла с пониженным содержанием углерода. Однако и в этом случае процесс плавления руды в барботируемом слое и процесс поступления нерасплавленной руды в спокойный слой шлака должны контролироваться.

В связи с этим методом математического моделирования исследовали кинетику плавления кускового сырья и определили условия, обеспечивающие его полное расплавление в барботируемом слое. С целью определения механизма плавления и получения данных для математической модели провели эксперименты по плавлению железной руды и металлизованных окатышей в шлаковом расплаве.

Руда и окатыши имели следующие химический состав (% (масс.)) и физические свойства:

Feo6lM FeO FeMrr Si02 CaO Ts-Tl*', °C p, кг/м3 Руда железная 56,1 1,0 - 15,0 0,1 1310...1410 3600 Окатыши ме-

таллшованные 88,6 10,0 82,15 5,5 0,15 1325... 1425 2550

TS-TL - интервал плавления

Экспериментальное исследование плавления применительно к условиям процесса РОМЕЛТ является весьма сложной задачей. Проведение опытов по плавлению непосредственно в ванне печи практически невозможно.

Скорость движения шлакового потока, которую измеряли по плавающей метке, составляла 1,5±0,2 м/с. Химический состав шлака (% (масс.)) и физические свойства следующие:

FeO CaO Si02 А12Оэ MgO МпО Ts, °С TL, °С р, кг/м3 1,5 39,0 38,0 11,0 9,5 1,0 1150 1250 2650

Температура шлака, которую измеряли оптическим пирометром «Проминь» и

термопарой ППР 30/60, составляла 1400±20°С.

Куски материалов шаровидной формы массой 5...20 г на молибденовых штангах погружали в струю шлака, фиксировали и выдерживали заданное время. Время выдержки изменяли от 5 до 180 с. После извлечения из шлака образцы охлаждали, взвешивали, разрезали на две приблизительно равные части, готовили шлифы, которые исследовали на оптическом микроскопе МИН-9 и «Неофот».

Анализ шлифов показал, что механизм плавления руды и окатышей включает в себя ряд последовательных стадий:

Стадия Руда железная Окатыш

плавления гематитовая металлизованный

Намораживание шлака на поверхности образца

(образование шлаковой корочки)

Плавление шлаковой .корочки

Прогрев образца

Диссоциация гематита до Окисление углерода из магнетита при температу- образца остаточными окре образца выше 1200 °С сидами железа при тем- ЗРе203=2Рез04+ L/20z пературе образца свыше

800 "С.

Сф +FeO-np=COr+Fe„

Плавление образца:

без сохранения рудного с сохранением металличес-

расплава на поверхности кого расплава на поверхности

Стадии плавления иллюстрируются рис, 51. Образование корочки шлака после погружения холодного образца в шлаковый расплав характерно и для руды, и для окатышей (рис 51, дг, зона 1) В связи с тем, что температура плавления шлака ниже температуры плавления и руды и окатышей, плавление корочки завершалось полностью до начала плавления образцов.

В процессе прогрева образца руды при температуре >1200°С происходит диссоциация гематита с образованием магнетита [61]:

3Fe203=2Fe304+l/202 AII°=247,0*103 кДж/кг Fe203

Металлографические исследования частично расплавленных образцов руды показали, что толщина слоя магнетита на поверхности плавящейся частицы составляет —10 мкм (рис.

При прогреве металлизованного окатыша наблюдалось газовыделение, связанное с довосстановлением остаточных оксидов железа углеродом [61]:

Qp+FeO^ COr+Fe™ ДН°=2,15*103 кДж/кг FeO

Начало активного газовыделения отвечает температуре ~800 °С [62].

s !шшшт

Рис. 5 1 Микроструктура частично расплавленных образцов руды (а) и металлизованпых окатышей (б) а; 1 ¦ гематит; 2 - магнетит; 3 - шлак, б: 1 - расплаш-шшаяся часть металлшоьалиого окатыша: металлшонапный окатыш

При плавлении металлшованного окатыша образовавшийся металлический расплав сохранялся на его поверхности (рис 51, б) практически да полного расплавления, пустая порода вытеснялась из металла и ассимилировалась шлаком. Рудный расплав при плавлении куска руды не удерживался на его поверхности и растворялся о шлаке.

На основании полученных данных разработали математическую модель плавления сырья н и л а коном расплаве При этом полагали, что плавящиеся частицы имеют правильную геометрическую форму, плавление происходит в интервале температур Ts-T]. I Ероцесс описывается уравнением:

<му,) = -~*-?-(r"W(T))+AT) (4.8)

от г or

где С -энтальпия; /(У) - мощность тепловых источников; X - время; W (Т) - ЦТ)*дГ/с? - тепловой поток; г - радиус растворяющейся частицы; п = 2 - для тара, Mfy- эффективный коэффициент теплопроводности.

Энтальпия определяется выражением:

т

е(Т) = \c)PidT + L * ptfj - Т*) (4.9)

о

где с;, Pi - соответственно теплоемкость и плотность фаз, L* - теплота фазового превращения, T*=(Tl-T^/2; г|(т— Г*) - единичная функция Хевисайда, равная

\\ШТ>Т*

v(T~T*)=\o-jДля решения уравнения (4.8) использовали разностную схему, обладающую свойствами консервативности и абсолютной устойчивости при постоянных коэффициентах [63] и погрешностью аппроксимации 0(z+h2). Схема позволяет рассчитывать и нелинейные задачи с достаточно большим шагом по времени Использовали метод сквозного счета без явного выделения границы раздела фаз Это позволило заметно сократить время счета по сравнению с использованной ранее явной схемой [64].

Граничные условия имеют вид:

дТ

дг

= 0;

г=0

т = т

где А - расстояние от центра плавящейся частицы до точки расплава, в которой температура шлака не изменится при вводе частицы в расплав Численный эксперимент показал, что A=2R0, где R0 — начальный радиус частицы.

Начальные условия задавали следующим образом Т=Т0, rВ расчетах использовали теплофизические свойства материалов, приведенные в [64 - 67], зависимость которых от температуры аппроксимировали, как правило, полиномом второй степени.

Математическую модель идентифицировали по экспериментальным данным, полученным при плавлении образцов в струе шлака, стекающего по шлаковому желобу. В качестве параметра идентификации использовали значение эффективного коэффициента теплопроводности жидкого шлака.

круг плавящейся частицы существует область слабо перемешиваемого шлака и размер этой области близок к толщине теплового пограничного слоя.

Проверку адекватности модели осуществляли сравнением с экспериментальными данными по плавлению на желобе. На рис. 52 приведены расчетные кривые изменения массы образцов т во времени и экспериментальные точки для руды и окатышей Видно, что результаты расчета по модели удовлетворительно совпадают с экспериментом. Это свидетельствует об адекватности модели реальному процессу плавления сырья в интенсивно движущемся шлаке.

На модели провели численные эксперименты по определению влияния температуры шлакового расплава, размеров окатышей и кусков руды на время их плавления. Результаты представлены на рис. 53. Время плавления частиц руды и окатышей крупностью <12 мм не превышает 30 с. Повышение температуры шлака снижает вре-мя плавления. Наиболее сильно это проявляется при ТШЛ<1600°С.

Применительно к условиям плавки в печи РОМЕЛТ время плавления отдельной частицы является критичным по двум причинам. Первая заключается в том, что при постоянном объеме барботируемой ванны время плавления отдельной частицы ограничивает производительность печи в силу того, что количество частиц, которые могут одновременно находиться в ванне, ограничено условием отсутствия теплового взаимодействия между частицами. Так как на расстоянии 2R0 от центра частицы температура шлака остается неизменной, то условием отсутствия теплового взаимодействия является превышение или равенство расстояния между центрами соседних частиц величине 4Ra. В этом случае не будут изменяться свойства расплава, обтекающего частицы. Вторая обусловлена тем, что частица должна расплавиться в процессе погружения в ванне до того, как она достигнет слоя спокойного шлака (как было отмечено выше).

Исходя из условия отсутствия теплового взаимодействия провели оценку максимально возможной производительности печи РОМЕЛТ по проплаву материалов.

метрах <20...25 мм. Возможная производительность по проплаву окатышей ниже, чем по проплаву руды.

т - f0J, кг. »1 1

О 40 ВО 320 т Z.C

А л 1 1 > 1/ Р 20 40 ВО $0 z,o

Рис. 52 кинетика плавления железной руды (а) и металлизованных окатышей (б): точки - эксперимент, кривые - расчет Ш50 tsoo то то то то nso г,шс v

т wo

SO SO W

го 1 - — f at к г O-T'ISVO'C г чу '3 1 О 2 Ч S 9 Ю 7Z т

ft- to* я Рис. 53 Время плавления частиц руды и металлизованных окатышей в зависимости от размеров частиц и температуры шлака: 1,3- руда; 2, 4 - окатыши 1500

то

то т, •с

is V* ч^ [ЧT'tsosv г то 2S

fit *

s г to . ft я-за*

Рис. 54 Зависимость удельной производительности печи по проплаву материалов от температуры шлака и размеров частиц руды и окатышей: 1, 3-руда; 2, 4-металлизованные окатыши

Полученные значения возможной производительности по проплаву материалов весьма высоки и отвечают большим величинам удельной производительности по выплавке чугуна (~7т/ч*м3; при лимитировании процесса стадией плавления сырья).

Расчетные производительности в несколько раз превышают реально полученные на опытных, плавках. Фактическая производительность по проплаву составила для руды 1,99 т/ч*м3, а для окатышей - 1,72 т/ч*м3. Накопления нерасплавившихся материалов в ванне при крупности исходных окатышей и руды 0...20 мм в опытах не наблюдали. Это означает, что производительность ограничивалась не скоростями плавления материалов, а другими причинами: в условиях опытов - теплоподводом к ванне.

Для определения допустимого размера частиц, с точки зрения предотвращения их погружения в слой спокойного шлака, проанализировали их погружение после загрузки в печь. При этом в целях определения минимально допустимых размеров частиц полагали, что их размеры и плотность в процессе прогрева не меняются. Движение твердых частиц в барботируемом расплаве описывается уравнением [68]:

Аг

(4.11)

Re =

18 + 0,61>/л7

где Аг = ————g; Re=(wd)/v; d - диаметр частицы; Р\ Р2 - плотность шлака и час- V1 Рг

тицы; v/ps • вязкость шлака. В расчетах d изменялось от 0 до 20*10"3 м; pi = 2650кг/м3; рЛ(О=2550кг/м3; _ рр = 3600 кг/м3; вязкость изменялась от 2,5 до 7,5 Пз.

Для металлизованных окатышей величина критерия Архимеда Аг весьма мала (-0,1). При таких значениях Аг окатыши должны увлекаться движущимся расплавом, не погружаясь в ванну, и для них опасность накопления в под-фурменной зоне отсутствует.

Для частиц руды критерий Аг на порядок больше, т. е. частицы руды будут погружаться в барботируемой ванне. Из соотношения (4.11) рассчитали время погружения частиц руды. Оценка показала, что через короткое время (-0,1 с) скорость частиц в шлаке практически не отличается от установившейся. Поэтому в расчетах не учитывали начальную скорость частиц. Некоторые результаты представлены на графике зависимости времени погружения до спокойного слоя от радиуса частицы и вязкости барботируемого слоя (рис. 55). На этом же графике нанесены кривые зависимости времени плавления от радиуса для различных температур. Точка пересечения кривых, соответствующих конкретным условиям, характеризует максимально допустимый размер частиц руды. Например, при температуре шлака 1500 °С, высоте барботируемого слоя 1 м и вязкости шлака 0,5 Па*с успеют расплавиться полностью все частицы с начальным диаметром. <18 мм.

/Л7 100 30

Q

Рис. 55 Время плавления частиц руды при температуре шлака: 1 - 1650 °С; 2 - 1600 °С; 3 - 1550 °С; 4 - 1500 °С. Время погружения частиц руды через барботируемый шлак высотой 1 м при вязкости шлака: 5 - 0,25 Па*с; 6 - 0,5 Па*с; 7 — 0,75 Па*с

Таким образом, исследование плавления железорудных материалов показало, что процесс плавления не лимитирует процесса в целом; для нормальной реализации процесса необходимо использовать сырье с ограниченными размерами частиц. Целесообразно использовать сырье с размерами частиц менее 18 мм.