Содержание к диссертации
Введение
1. Особенности переработки низкоэнергетического сырья в печах взвешенной плавки (аналитический обзор) 10
1.1 Описание аппаратурного устройства и способа плавки в ПВП 11
1.1.1 Реакционная шахта (РШ) 12
1.1.2 Отстойник (сеттлер) 17
1.1.3 Аптейк 18
1.2 Влияние параметров газо-шихтового потока на показатели плавки 20
1.2.1 Характеристики аэро-шихтового факела 21
1.2.2 Размер частиц шихты 21
1.2.3 Влияние минералогии частиц шихты на показатели взвешенной плавки 25
1.3 Влияние состава продуктов плавки на показатели работы печи 28
1.3.1 Состав штейна 28
1.3.2 Состав и физические свойства шлаков 29
1.3.3 Состав оборотной пыли 32
1.4 Особенности переработки низкоэнергетического сырья в ПВП мировая металлургическая практика 35
1.4.1 Опыт эксплуатации зарубежных ПВП 35
1.4.2 Опыт эксплуатации отечественных ПВП (Надеждинский металлургический завод ЗФ ОАО «ГМК «Норильский никель»)... 37
1.5 Выводы по обзору и постановка задачи исследований 39
2. Выделение основных причин настылеобразования в отстойнике и аптейке ПВП на примере Надеждинского металлургического завода ЗФ ОАО «ГМК «Норильский никель» 41
2.1 Практика эксплуатации ПВП НМЗ 41
2.2 Настылеобразование в ПВП НМЗ в период 2010 - 2012 гг 49
2.3 Исследование строения и природы настыли ПВП НМЗ
2.3.1 Исследования состава пыли 63
2.3.2 Исследования состава настыли з
2.4 Основные факторы, определяющие формирование настыли в отстойнике и аптейке ПВП 73
2.4.1 Ограничение условий переокисления мелких частиц 74
2.4.2 Недопущение выпадения частиц из газового потока в шлаковом торце отстойника, под аптейком печи 76
2.4.3 Разрушение сформировавшейся настыли 78
2.5 Выводы по разделу 79
3. Анализ условий избыточного окисления частиц шихты в реакционной шахте ПВП 81
3.1 Минералогический и гранулометрический состав компонентов шихты ПВП 81
3.1.1 Исследования образцов методами аналитической химии 81
3.1.2 Исследования образцов методами РЭМ и РСМА
3.2 Теплогенерация в РШ ПВП. Изменение окислительного потенциала по высоте и диаметру реакционной шахты 101
3.3 Влияние угла раскрытия факела шихты на теплофизические характеристики потока в реакционной шахте ПВП 109
3.4 Разработка путей ограничения избыточного окисления частиц шихты в реакционной шахте ПВП 121
3.5 Подача твердого восстановителя в составе шихты как способ переработки низкоавтогенного сырья в ПВП
3.5.1 Обоснование предлагаемых технических параметров работы 126
3.5.2 Обоснование размера частиц твердого восстановителя, вводимого
в состав шихты ПВП 127
3.6 Выводы по разделу 132
4. Анализ условий осаждения частиц пыли газового потока ПВП 133
4.1 Некоторые особенности используемой математической модели газового потока отстойника и аптейка ПВП 133
4.2 Динамика газового потока отстойника и аптейка ПВП 137
4.3 Влияние крупности частиц концентрата и объемов КВС на поведение и продолжительность витания частиц 146
4.4 Влияние подсоса воздуха в печь на газодинамику потока 150
4.5 Методы изменения условий выпадения частиц пыли из газового потока отходящих газов ПВП 155
4.6 Выводы по разделу 167
Разработка методов разрушения сформировавшейся настыли 169
Температурное воздействие 170
Изменение состава продуктов плавки 176
5.2.1 Влияние состава штейна на эффективность растворения окисленной настыли 177
5.2.2 Влияние состава шлака на эффективность растворения окисленной настыли 181
Реагентное воздействие на настыль 184
Выводы по разделу 189
Заключение 190
Список сокращений и условных обозначений 196
Список литературы 198
- Влияние параметров газо-шихтового потока на показатели плавки
- Настылеобразование в ПВП НМЗ в период 2010 - 2012 гг
- Исследования образцов методами аналитической химии
- Влияние подсоса воздуха в печь на газодинамику потока
Влияние параметров газо-шихтового потока на показатели плавки
Представляет собой вертикальную плавильную камеру. Именно в РШ при вдувании аэро-шихтовой смеси, состоящей из рудных концентратов, оборотных материалов, флюсов и кислородно-воздушной смеси, происходят основные физико-химические превращения, определяющие состав и качество продуктов плавки - штейна, шлака и оборотной пыли. На современных агрегатах подача материалов осуществляется через распылитель шихты. Распылитель шихты спроектирован для работы на оптимальной скорости потока КВС, где скорость потока КВС регулируется изменением площади выходного отверстия распылителя шихты при помощи специального регулирующего клапана. С помощью клапана для регулирования скорости можно поддерживать постоянную скорость подачи КВС в реакционную шахту ПВП при различном количестве КВС. Скорость КВС устанавливается в оптимальном диапазоне, в котором реакции взаимодействия распыляемого концентрата с вдуваемым потоком КВС протекают более эффективно
Исследования, которыми сопровождался процесс внедрения подачи шихты и КВС через распылитель [7, 8], показали возможность достижения максимальной производительности, равной 240 т шихты в час при заданном качестве продуктов плавки - штейн/шлак. Оптимальная скорость истечения КВС при этих режимах была определена на уровне 75 м/с. Показана возможность стабилизации факела в центральной части РШ для оптимизации тепловых нагрузок на кессоны РШ. Также было отмечено снижение содержания свободного кислорода в отходящих газах из РШ при увеличении содержания сернистого ангидрида. Это позволило сделать вывод о лучшем усвоении кислорода дутья при его подаче через распылитель.
В 70-80-х годах прошлого века проводился большой объем исследований, посвященный изучению процессов, протекающих в РШ при плавке сульфидного сырья на штейны различного состава [3, 9-14]. В настоящее время общепринятым считается, что превращение сульфидов протекает в несколько стадий:
Нагрев и воспламенение сульфидов. В начальной стадии загрузки шихты в реакционную шахт, шихта имеет температуру 70-100С после сушки в распылительной сушилке.
Этого тепла недостаточно для воспламенения сульфидного продукта, т.к. даже сера, в зависимости от содержания кислорода в газовой фазе, воспламеняется в интервале температур от 280 до 360С. Сульфидные частицы в зависимости от размера и минералогии зерен воспламеняются в диапазоне температур 280-740С [4].
Исследования температуры воспламенения никелевых концентратов, проводившиеся Френком Джордженсен [15] при моделировании условий взвешенной плавки в печи ламинарного потока, дали более высокие температуры воспламенения. Так например наиболее реактивный пирит воспламенялся при температуре 500С, а пирротин - при температуре более 800С, остальные сульфиды воспламенялись в интервале этих температур. В работе также был сделан вывод о незначительном влиянии размера зерен сульфидов и концентрации кислорода в самом широком диапазоне на температуру воспламенения. Эти выводы противоречат результатам более поздних исследований [14], что может быть связано с различием методов определения температуры возгорания.
Расстояние от распылителя шихты, на котором происходит воспламенение сульфидного продукта, зависит от целого ряда факторов. В значительной степени расположение зоны горения по высоте шахты зависит от степени турбулентности шихтово-дутьевой смеси, от обогащения дутья технологическим кислородом и от скорости газо-пылевого потока. Чем интенсивнее перемешивание шихты с кисло-родо-воздушной смесью (КВС) на выходе из распылителя шихты и чем выше обогащение КВС, поступающей в реакционную шахту, кислородом, тем раньше начинается горение, и зона наивысших температур смещается к верхней части шахты [16-19]. На рисунке 1.2 схематически представлено распределение температур в факеле шихты.
В результате исследований тепловых полей в реакционной шахте ПВП НМЗ [20-22] установлено следующее.
В реакционной шахте с центральной шихтовой горелкой (распылителем) имеет место истечение двухфазной струи в ограниченное пространство [9]. В этом случае прямоточная часть ограниченной двухфазной струи окружена тороидальными циркуляционными зонами, расположенными в тех частях реакционной шахты, в которых прямоточная часть не касается ее стен. В циркуляционных зонах размеры и интенсивность циркуляции двухфазного потока зависят от скорости истечения струи и отношения внутреннего диаметра реакционной шахты к внутреннему диаметру выходного отверстия носка шихтовой горелки [23].
Настылеобразование в ПВП НМЗ в период 2010 - 2012 гг
В ночную смену 13 октября 2010 года произошло обрушение настыли из аптейка, которая легла на уже имевшуюся настыль в отстойнике, при этом было полностью перекрыто сечение примыкания - отстойник/аптейк, небольшие проходы остались только в районах установки горелок. Разряжение в печи составило + 1,0 мм. вод. ст., дальнейшая эксплуатация печи была невозможна.
Мероприятия, направленные на возобновление работы печи, были связаны с оплавлением настыли 6-8 газокислородными горелками, кроме того, одна горелка была заглублена в расплав для барботажа расплава.
Дополнительно в расплав отстойника ПВП вблизи настыли подавался чугунный лом и кусковой ферросилиций. Расплав выпускался периодически небольшими порциями по мере накопления. Наблюдения показали, что расплавление всего объема настыли горелками невозможно, и необходимо эксплуатировать печь на максимально возможной для сложившихся условий производительности. Как только разрежение в печи увеличивалось до -3 мм. вод. ст., предпринимались попытки возобновить плавку. Однако ограничения по разрежению в печи не позволяли подавать в ПВП-2 более 80-100 т/ч металлсодержащего материала. Через некоторое время разрежение вновь становилось больше +0,0 мм.вод.ст., причем период работы печи постоянно сокращался. Так, если через сутки после аварии продолжительность загрузки до перекрытия сечения составляла около 8 ч, то уже через четверо суток этот период составлял около 2 часов.
Для снижения пылевыноса и, как следствие, ограничения роста настыли, предпринимались попытки подбора оптимальных режимов плавки. Скорость потока КВС на выходе из распылителя шихты варьировалась в довольно широких пределах - от 60 до 75 м/с и выше, что позволяло изменять угол раскрытия аэрошихтового факела. Скорость КВС и объем подаваемого воздуха распыления - это два штатных технологических инструмента для управления факелом шихты. На рисунке 2.6 представлена схема шихтовой горелки ПВП.
При увеличении скорости КВС и как следствие кинетической энергии шихтовой смеси происходит ее более глубокое внедрение в пространство РШ относительно среза распылителя. Факел приобретает вытянутую форму с малым углом раскрытия и локализуется в центре РШ. Изменение количества подаваемого воздуха распыления либо увеличивает, либо уменьшает угол раскрытия факела, меняя его горизонтальную локализацию в пространстве РШ, кинетическая энергия аэро-шихтовой смеси при этом не меняется или даже снижается. Таким образом, воздух распыления никак не влияет на локализацию факела в вертикальном разрезе РШ, его влияние на область воспламенения частиц шихты незначительно.
Оптимальным был принят объем воздуха распыления равный 2500 м7час, данный объем определен эмпирически, угол раскрытия факела при этом составляет около 45 . Выбранный угол раскрытия факела выбран на основе наблюдения за температурой стен реакционной шахты (РШ) ПВП. С одной стороны, угол достаточно велик и обеспечивает высокую степень распыления шихты по площади РШ. С другой стороны, подаваемый через распылитель шихты материал практически не достигает стен РШ и, следовательно, сульфидные частицы и флюс шихты не взаимодействуют с защитным гарнисажем реакционной шахты ПВП, сформиро 54 ванным преимущественно из высших окислов железа - шпинелей (магнетита) и ферритов. зэрошттоваи ззрошихтован смесь смесь
Как уже отмечалось, скорость потока КВС регулировалась в широком диапазоне. При достижении скорости потока КВС 80 м/с 13 ноября 2010 года произошел нештатный выход расплава через угол штеинового торца в районе первого штеинового шпура. Причиной инцидента стал локальный перегрев зоны под РШ в районе штеинового торца отстойника, размыв гарнисажа и течь расплава через неплотности между торцевыми кессонами. Аварийный ремонт продолжался трое суток, на этот период были погашены штатные горелки, в работе оставались только переносные горелки, оплавлявшие настыль. К решению проблемы были привлечены все технические службы завода, в том числе и автор данной работы, а также специалисты центра инженерного сопровождения производства ЗФ ОАО «ГМК «НН» и института Гипроникель. Был подготовлен целый комплекс мер технического, технологического и организационного характера, которые нашли своё отражение во временном технологическом регламенте (ВТР в Приложение Б) работы ПВП в условиях повышенного насты -леобразования.
В этот же период (ноябрь 2010 года) был осуществлен осмотр ПВП-1, который также показал наличие в агрегате настыли, но несколько другой формы. Настыль характеризовалась формой откоса, прилегающего к шлаковому торцу печи (рисунки 2.7 и 2.8).
Исследования образцов методами аналитической химии
Таким образом, на основе полученных данных, можно сделать следующие выводы: Одним из основных факторов, определяющих параметры движения газовой и твердой фазы, является угол раскрытия факела шихты. С увеличением угла раскрытия шихты наблюдается некоторое перераспределение частиц ближе к стенкам реакционной шахты. Наиболее значимое влияние угол раскрытия потока шихты оказывает на распределение полей скоростей в реакционной шахте. Увеличение угла раскрытия приводит к значительному росту скорости потока в пристеночной области примерно с 1,0-1,5 м/с до 3,3-3,6 м/с.
При увеличении угла раскрытия факела шихты происходит кардинальное изменение характера движения потока. При минимальном угле раскрытия факела шихты максимум скоростей находиться в центральной зоне (посередине потока). Увеличение угла раскрытия до 30-60 град приводит к тому, что максимум скоростей потока находиться в пристеночной области.
Увеличение угла раскрытия факела шихты приводит к изменению траекторий движения частиц шихты (рисунок 3.20). При увеличении угла раскрытия факела, увеличивается доля частиц, выносимых в отстойник и в аптейк, что являться одной из причин повышенного настылеобразования.
В предыдущих разделах было показано, что одним из важнейших условий, обеспечивающих предотвращение образования и роста настыли, является ограничение переокисления частиц шихты в РШ. Как показано выше, основными факторами, обуславливающими возможность переокисления частиц шихты ПВП, являются:
Скорость частицы на выходе из распылителя шихты, определяющая время пребывания частицы в РШ;
Размер частицы, определяющий кинетику окисления. Определение указанных факторов позволяет предложить два исключительно технологических пути ограничения избыточного окисления материала в РШ: - укрупнение частиц загружаемого концентрата; - сужение аэрошихтового факела; Более подробному рассмотрению этих направлений будет посвящена глава 4. Третьим направлением в решении проблемы переокисления материала является частичное восстановление переокисленных частиц путем подачи восстановителя в нижние горизонты РШ ПВП.
Указанный приём известен и практикуется на ряде заводов, эксплуатирующих печи взвешенной плавки. Однако принцип работы и особенности использования приема недостаточно полно обсуждены в литературе.
Так, например, для увеличения доли восстановления Без04 сульфидных руд и концентратов, перерабатываемых в ПВП, мелко раздробленный восстановитель подают через горелку совместно с концентратом, причем, по крайней мере, часть его вдувается в нижнюю часть шахты печи, где парциальное давление Ог невелико. В результате, углеродистые частицы не сгорают, а захватываются расплавом и оседают в донной части шахты. Крупность угольных частиц 30% - 44 мкм и 70% -10 мкм, а труба для вдувания направлена на шлаковый слой отстойника, где и происходит довосстановление оксидов железа [71].
Способ основан на высокой восстановительной способности пылеобразного угля в условиях низкого парциального давления кислорода в нижних горизонтах реакционной шахты. Недостатком способа является необходимость работы с пылеобразным углем: необходим передел измельчения и сушки угля, а также транспортирование взрывоопасной угольной пыли к печи.
В [72] для предотвращения чрезмерного образования и выпадения в шлаковом расплаве ПВП Тез04, а также для снижения потерь меди со шлаком при плавке сульфидных руд и концентратов, через свод реакционной шахты в печь подается углеродсодержащий материал, содержащий 80% масс и более углерода. Крупность частиц подаваемого восстановителя составляет: 65% и более -ЮОмкм, 25% и более +44-100 мкм.
Недостатки способа те же, что и в предыдущем способе. Известен способ получения никелевого штейна с низким содержанием железа путем плавления сульфидных концентратов в печи взвешенной плавки, причем, концентрат, вместе с окислительными газами движется сверху вниз, а реакционные газы отводятся через горизонтальный отстойник в поднимающийся вертикально боров. Способ отличается тем, что образующееся при окислении концентрата трехвалентное железо и окись никеля восстанавливают в нижней части шахты печи путем повышения парциального давления серы в образовавшихся газах и/или уменьшения парциального давления кислорода еще до ввода полученных газов в отстойник. При этом предотвращается окисление штейна в отстойнике и переход окиси никеля в шлак [73].
Метод основан на подаче жидкого или газообразного восстановителя в нижнюю треть реакционной шахты через фурмы, установленные в кожухе реакционной шахты (РШ) в плоскости, перпендикулярной оси РШ.
Существует также способ получения медного штейна с низким содержанием железа путем плавления сульфидного медного концентрата в печи взвешенной плавки, причем, концентрат, вместе с окислительными газами движется сверху вниз, а реакционные газы отводятся через горизонтальный отстойник в поднимающийся вертикально боров. В способе для снижения потерь меди со шлаком, а также для снижения настылеобразования в аптейке печи, в состав перерабатываемой шихты вводится дробленый углеродсодержащий восстановитель [74].
В ходе последних исследований посвященных борьбе с настылеобразовани-ем в ПВП Надеждинского металлургического завода автором данной работы в составе авторского коллектива, состоящего из представителей ОАО «ГМК «НН»» и ООО «Гипроникель», был предложен оригинальный способ подачи твердого восстановителя в пространство РШ. Способ направлен на интенсификацию процесса при отрицательном тепловом балансе печи при переработке в ПВП низко 124 калорийного сырья, а также на снижение содержания цветных металлов в шлаке и снижение вероятности образования настыли в шлаковой ванне и аптейке печи. При этом решается задача создания простого способа переработки низкокалорийного сырья в ПВП, основанного на компенсации недостатка тепла от окисления металлсодержащей шихты теплом от сжигания углеродсодержащего твердого восстановителя. Сущность предложенного способа будет раскрыта далее. Подача твердого восстановителя в составе шихты как способ переработки низкоавтогенного сырья в ПВП
Особенностью способа является решение, позволяющее реализовать окисление основной части углеродного топлива в нижних горизонтах реакционной шахты печи, что обеспечивает предотвращение окисления мелких частиц металлсодержащей шихты до высших тугоплавких оксидов при достаточно полном протекании всех реакций окисления с получением продуктов плавки необходимого качества.
Сущность способа является введение твердого восстановителя (частицы крупностью 3-15 мм) в составе проплавляемой шихты. Относительно крупные (по сравнению с частицами концентрата) частицы восстановителя вдуваются в реакционную шахту в составе шихты через распылитель.
Именно этот способ был испытан в условиях промышленных испытаний на ПВП-2 НМЗ. Данный способ был оформлен как результат интеллектуальной деятельности (РИД) автором данной работы в составе авторского коллектива.
Влияние подсоса воздуха в печь на газодинамику потока
Ограничение снижения температуры потока отходящих газов ПВП может быть реализовано либо снижением уровня подсосов воздуха, либо подогревом отходящего газа ПВП. Снизить уровень подсосов воздуха печью, характеризующейся значительным износом, практически невозможно, требуется капитальный ремонт печи. Значительный подсос воздуха в ПВП-2, вероятно, является одним из ключевых факторов, обуславливающих интенсивное настылеобразование в ПВП-2 и необразование настыли в ПВП-1, несмотря на переработку в ПВП-1 худшего сырья (высокая доля пылей и других промпродуктов в составе шихты).
На рисунке 5.2 представлено поле распределения температур в газовой фазе отстойника печи, работающей с минимальным уровнем подсосов и с подсосами (около 30% от объема печных газов), локализованными вдоль боковых стенок печи. Зоны низких температур, отмечены синими тонами.
Распределение температур в среднем горизонте газовой фазы отстойника ПВП (градусы Кельвина), работающей а) с минимальным уровнем подсосов и б) с подсосами (около 30% от объема печных газов), локализованными вдоль боковых стенок печи
Как видно из представленных данных, горелки подогрева газового потока должны быть расположены в непосредственной близости к источнику подсосов, то есть вблизи стен печи. Указанное расположение горелок обусловлено целесообразностью подогрева холодного газа: малый объем холодного воздуха существенно легче разогреть от нормальной температуры до 500-780 С, чем греть весь поток отходящего газа от 800-900 до 1200-1300С. Рекомендуемое расположение горелок может привести к перегреву стен печи и, соответственно, прогару футеровки и охлаждающих элементов печи. Кроме того, установка любых дополнительных горелок приводит к дополнительной нагрузке на газоходный тракт и дымососы печи.
Таким образом, существенно ограничить падение температуры отходящих газов ПВП-2 НМЗ на практике является трудно достижимой задачей.
Одним из первых технологических приемов, используемых для разрушения оксидной или оксисульфатной настыли шлакового торца ПВП НМЗ и других предприятий, стала попытка оплавления настыли дополнительными горелками, работающими на углеводородном топливе (Схема расположения горелок представлена на рисунке 5.3) В случае НМЗ это были газо-кислородные горелки, работающие на природном газе [Приложение Б]. Основная задача дополнительных горелок - оплавить сформировавшуюся оксисульфатную настыль.
Как показали исследования образцов настыли методом дифференциального термического анализа, температура ликвидус материала настыли, нагреваемой в атмосфере аргона в среднем составляет 1530-1550 С, при этом плавление основной части вещества начинается при температуре около 1440иС. Указанные температуры увеличиваются на 130-170 С при нагреве вещества в кислородсодержащей атмосфере воздуха.
Увеличение температуры плавления материала настыли в кислородсодержащей атмосфере обусловлено окислением компонентов настыли до высших степеней окисления. Такое окисление реализуется в условиях реального агрегата, так как печные газы в зоне аптейка характеризуются значительным содержанием кислорода. Содержание кислорода в газах увеличивается с ростом уровня подсосов воздуха в печь. При попытке оплавления настыли «жестким» факелом газокислородных горелок, работающих при избыточном расходе кислорода, обеспечивающим максимальную температуру факела, условия окисление настыли еще более благоприятны [85].
Таким образом, для заметного оплавления материала настыли, настыль должна быть прогрета до температур выше 1600-1650 С. Нагрев настыли до столь высоких температур является сложной технической задачей.
Приведем оценочный расчет возможности прогрева и оплавления образовавшейся в шлаковом торце ПВП настыли газо-кислородными горелками. Для расчёта примем следующие исходные данные (таблица 5.1):
В случае нагрева настыли выше 1000 С существенную роль в тепловом балансе играют потери тепла излучением и потери тепла за счёт конвективного нагрева отходящих газов, проходящих через аптейк. Учёт второй составляющей достаточно сложен, и при расчётах мы будем им пренебрегать в предположении, что сжигание топлива организовано таким образом, что горячие продукты сжигания полностью экранируют настыль, препятствуя контакту нагретой настыли с относительно холодными отходящими газами.
С учётом сложной геометрии настыли, аптейка и отстойника ПВП, для предварительных расчётов будем считать, что коэффициент фрагментирования равен 0,5. Степень черноты - 0,85.
Нагрев настыли происходит за счёт того, что продукты сжигания топлива имеют более высокую температуру, чем сама настыль. За счёт контакта горячих газов с относительно холодной настылью происходит передача тепла от продуктов сгорания к настыли с выравниванием температуры настыли и продуктов сгорания.
Исходя из указанных допущений, были проведены расчёты объёма топлива, необходимого для нагрева настыли до различных температур. Результаты расчётов приведены в таблице 5.2. В таблице 5.3 приведен расчётный тепловой баланс нагрева магнетитовой настыли до 1500 С.
Из представленного оценочного расчёта можно сделать вывод, что нагрев всего объема магнетитовой настыли до температуры выше 1400 С не представляется возможным, так как потери излучением будут весьма существенны. Необхо 175 димо отметить, что выполненные оценки теплового баланса не учитывают конвективные потери тепла, вносимые потоком холодных отходящих газов ПВП.