Содержание к диссертации
Введение
1. Аналитический обзор современного состояния проблемы определения прочности железорудного сырья при восстановлении 11
Выводы по литературному обзору 26.
2. Метод испытания газопроницаемости железорудного сырья при восстановлении ...27.
Выводы по главе 43.
3. Экспериментальное исследование газопроницаемости слоя окатышей сварочного, лшака и руд при восстановлении 44.
Выводы по главе 63.
4. Экспериментальное исследование газопроницаемости слоя агломерата при восстановлении 64.
Выводы по главе 122.
5. Новый метод высокопроизводительного спекания агломерата с улучшенными металлургическими свойствами 125
Выводы по главе 152.
6. Промышленные опыты спекания аглошихт по новой технологии 153.
Выводы по главе ...156
7.Выводы по диссертационной работе 157.
8.Литература 160
9. Приложение .171
- Аналитический обзор современного состояния проблемы определения прочности железорудного сырья при восстановлении
- Метод испытания газопроницаемости железорудного сырья при восстановлении
- Экспериментальное исследование газопроницаемости слоя окатышей сварочного, лшака и руд при восстановлении
- Экспериментальное исследование газопроницаемости слоя агломерата при восстановлении
Введение к работе
ШТ съезд КПСС, наметивший направление дальнейшего развития экономики страны, обратил особое внимание специалистов промышленности на необходимость ускорения научно-технического прогресса, более рационального использования производственного потенциала, повышения качества продукции.
В области доменного производства одной из наиболее серьёз-!ных проблем является сегодня крайне низкое качество агломерата и окатышей. Несмотря на то, что оптимальная крупность загружаемого в печи железорудного сырья составляет 5-40 мм. для малых и средних печей и 15-40 мм. для наиболее мощных печей, в среднем скиповый агломерат в 1982 году в СССР содержал 16$ мелочи (-5 мм.). В окатышах содержание мелочи (-5 мм) колебалось в пределах от 2 до 6%. Столь большое содержание мелочи снижает производительность печей в среднем на 7-8$, что снижает выплавку чугуна в стране на 7,5-8,5 млн. т/год. Однако, "холодная" прочность не вполне точно характеризует поведение сырья в доменной печи при нагреве в восстановительной атмосфере. Как показывают зондирования печей, окатыши, выдерживающие при сжатии на холоду нагрузку 3000-10000 н/окатыш, через 20-30 мин. пребывания в доменной печи разрушаются, превращаясь в черную пыль, что ухудшает газопроницаемость столба шихты и снижает технико-экономические показатели плавки. В меньшей мере это относится и к агломерату, который также разу-прочняется в рабочем пространстве доменных печей.
Целью настоящей работы было создание метода определения "горячей" прочности сырья вне доменной печи. Как будет показано ниже, для решения этой задачи в производственных условиях ШО "Тулачермет" была создана установка нового типа, позволившая эф . фективно оценивать качество сырья.
Другая задача исследования заключалась в интенсификации процесса спекания аглошихты в условиях нехватки извести. Розданный в ходе настоящей работы новый способ агломерации двухслойной шихты с обжигом флюсов в верхнем слое, позволяет не только ускорить спекание и повысить качество агломерата, но и коренным образом изменить баланс извести на заводах. Отпадает необходимость в сооружении машин для обжига известняка, возникает возможность значительного повышения качества агломерата и эконошш коксовой мелочи.
Диссертационная работа выполнена в ЇУлаНИЙчермет и агломерационном цехе НПО "Тулачермет", а также в лаборатории кафедры руднотермических процессов МИСнС. Автор пользуется случаем, чтобы поблагодарить коллективы этих цехов и лабораторий за большую помощь в проведении настоящей диссертационной работы.
Аналитический обзор современного состояния проблемы определения прочности железорудного сырья при восстановлении
Многочисленными исследованиями установлено снижение прочности железорудных материалов при восстановлении, причем происходит оно ступенчато /8,10,11,12,13,14,15,16,17/.
Первое снижение прочности происходит на стадии восстановления гематит-магнетит вследствие перестройки кристаллической решетки. Гематит имеет плотную гексагональную кристаллическую решетку, магнетит - кубическую гранецентрированную. Эпитактическая реакция в системе гематит-магнетит возможна вследствии небольшой величины, на которую различаются высота ячейки гематита и диагональ куба магнетита (13,75 А0 и 14,54 А0). Кроме того, эти плоскости являются также плоскостями наибольшей плотности узлов в соответствующих системах. Поэтому этот тип реакции является наиболее вероятным в превращении гематит-магнетит при низких температурах. Эти модификации вызывают тем больше дефектов, чем ниже температура.
Структурные деформации, обусловленные превращением гематита в магнетит, хотя и обнаруживаются независимо от того, при какой температуре происходит восстановление, приобретают разрушительный характер только тогда, когда термический уровень не позволяет протечь в материале свойственным ему превращениям структуры в ходе восстановления. Так, в работах японских исследователей было установлено, что при низких температурах восстановления, соответствующих началу восстановления гематита, в агломерате возникают значительные концентрацій напряжений, приводящие к разрушению /10/. При восстановлении как на поверхности, так и внутри зе рен агломерата наблюдалось возникновение трещин, центрами которых были поры. Эти трещины росли по мере восстановления, что приводило к измельчению агломерата.
В случае восстановления окисью углерода количество трещин было больше, чем при восстановлении водородом, причем наиболее интенсивно трещинн образуются при низких температурах /11,13/. Поэтому было сделано предположение о влиянии на прочность агломерата сажистых отложений. Но хотя влияние сажистых отложений не исключено, оно не является главной причиной разрушения, так как трещины образуются также при восстановлении водородом /12/.
Б исследовании Похвиснева А.Н. и Спектора А.Н. установлено, что снижение прочности агломерата и окатышей начинается с момента энергичного образования магнетита (при степени восстановления 11,2 - 14,6/0 /16/. Агломераты после восстановления до магнетита обладали значительно большей прочностью, чем окатыши. Разупрочнение начиналось с резкого увеличения трещин, в основном, радиальных, в начальный момент восстановления. В дальнейшем темп восстановления замедлялся. Окатыши из чистого гематита в исходном состоянии имели плотную однородную структуру. При восстановлении на их поверхности появлялись грубые радиальные и кольцевые трещины, очень быстро приводившие к потере прочности и скалыванию. Магне-титпвые окатыши имели весьма плотную макроструктуру. И на исходном, и на восстановленном образцах отмечались очень тонкие волосные трещины, практически не расширявшиеся при восстановлении.
В работе фон Энде Г. и Гребе К. установлена четкая зависимость прочности агломератов при восстановлении от первоначальной степени окисленности железа /8/. В то время как при степени окисленное ти менее 90$ разрушение сравнительно невелико, у агломератов со степенью окисленности более 92$ наблюдается резкий рост склонности к разрушению при восстановлении.
Процесс разрушения низко - и высокомагнезиального агломерата в исследовании Быкова М.С. начинался при температуре 673-773 К и достигал максимума при 873-893 К, что связано с восстановлением гематита и маггемита до магнетита /17/. Наиболее интенсивно разрушался низкозакисный агломерат, содержащий 30-40$ гематита. С уменьшением содержания гематита и маггемита при большом расходе топлива на спекание основной структурной составляющей становился магнетит (50-65$). В этом агломерате с повышением температуры восстановления до 723-773 К прочность падала незначительно, а для агломератов с содержанием закиси железа более 20$ процесс разрушения при 923-973 К затухал. С повышением температуры восстановления до 1123 К процесс разрушения снова активизировался за счет восстановления магнетита.
Внутренние напряжения в железорудных материалах возникают также в результате различия скоростей восстановления по различным направлениям кристалла (анизотропии). При восстановлении магнетита это различие достигает 20 25$, гематита - 35 45$, что создает дополнительные расклинивающие напряжения /18/.
Однако наличие гематита в железорудных материалах (агломерате и окатышах) и его восстановление не определяет однозначно их прочность при восстановлении и газопроницаемость шихты. Взаимосвязь содержания гематита и склонности к разрушению агломерата наблюдается при постоянстве содержания пустой породы, основности и механических нагрузок на агломерат /19/. При изменении этих факторов, даже при постоянном содержании гематита, разрущаемость агломерата изменяется. Более того, поскольку разрушение железорудных материалов при низких температурах зависит от времени пребывания материала в области низких температур, склонность к раз рушению не является постоянной величиной, независимо влияющей на ход доменной печи /20,21/. Режим работы доменной печи может оказывать влияние на степень разрушения железорудных материалов.
Метод испытания газопроницаемости железорудного сырья при восстановлении
К настоящему времени накопилось большое количество методов испытания прочности железорудных материалов при восстановлении. Наибольшее распространение получили методы испытания прочности и восстановимое во вращащемся барабане (метод Линдера, ГОСТ 19575-74 и т.д.) и методы испытания газопроницаемости при восстановлении в реторте (метод Бурхардта, ГОСТ 21707-76 и др.) /68/. Причем, если связь между показателями качества шихтовых материалов при испытании во вращающемся барабане и работой доменной печи не обнаружена, то при испытании в реторте установлена связь между показателями газопроницаемости и работой печи /44/. Это, по-видимому, можно объяснить сложной зависимостью лорозности и газопроницаемости шихты от гранулометрического состава и изменения его в процессе восстановления. Основные принципы разработки методов испытания в реторте были изложены В.Венцелем и Г.В.Тайсгессом /69/. В результате исследований установлено, что при испытании железорудных материалов: а) состав газа должен соответствовать составу доменного газа; б) температурный режим испытания должен соответствовать ре жиму в доменной печи; в) конечная температура испытания должна быть не менее 1323 К, время испытания - соответствовать времени пребывания в шахте печи до поступления на горизонт с соответствующей темпера турой; г) давление на материал (т.е. механические нагрузки) ока зывает существенное влияние на восстановление материала и, еле довательно, его прочность при восстановлении; д) давление газовой фазы играет второстепенную роль. Более всего соответствуют этим требованиям методы Бурхардта, фирмы "Кобэ сейкосе" и ГОСТ 21707-76. Но и они имеют свои существенные недостатки - восстановление газом постоянного состава при постоянной температуре и статической нагрузке. Изменение условий восстановления ведет к изменению показателей качества материала.
С целью более полного учета условий восстановления железорудных материалов в шахте доменкой печи в рамках настоящей диссертационной работы был создан новый прибор и разработана методика испытания сырья на прочность при восстановлении. 2.1. Стенд Стенд включает в себя газогенератор для производства восстановительного газа I, холодильник 2 для охлаждения газа, пылеочиститель 3, ротаметры 4 для измерения расхода газов, электропечь 5 с ретортой для испытания пробы и приборы ЗШП-6, а такие баллоны с СО2 и Н2 (см. рис. 2.1). Реторта (рис. 2.2) представляет собой трубу I из стали XI7HI3M2T с внутренним диаметром 70 мм. с фланцами 2, помещаемую в электропечь 3. В трубе расположены верхний колосник 4 и нижний колосник 5 с отверстиями диаметром 3 или 5 мм. (площадь свободного сечения соответственно II и 31 со штоками."Давление на верхний колосник создается с помощью пневмоцилиндра 7, изменение высоты пробы определяется по изменению расстояния между реперами 6. Нижний колосник при помощи электромагнита 9 совершает возвратно-поступательное движение в вертикальной плоскости, а с помощью механизма 8 за каждый цикл возвратно-поступательного движения совершает поворот по часовой стрелке на угол 18. Он имеет также два конических ребра высотой 10 мм. с углом наклона образующей 30. Испытание производится следующим образом. В реактор между колосниками помещается проба железорудного материала слоем высотой 60 мм. Реактор помещается в печь, разогреваемую по заданному грар ку. На верхний поршень с помощью пневмопп-линдра накладывается статическая нагрузка, изменяемая по программе. При достижении в реакторе температуры 473 К в реактор подается восстановительный газ и, одновременно, включается механизм динамической нагрузки. Периодически, через 10 минут, регистрируются показания приборов (расход газов, перепад давления восстановительного газа, изменение высоты пробы, температура). По окончании испытания газопровод восстановительного газа перекрывается и герметично закупоренный реактор остывает вместе с печью. Проба материала из остывшего реактора вынимается и разделывается для хим-анализа, петрографического анализа, определения истинной и кажущейся плотности и пористости. 2.2. Условия испытания Поскольку изменение газопроницаемости железорудных материалов при термохимической обработке происходит, в значительной степени, в результате восстановления окислов железа и связанных с ним кристал-лохимических превращений, факторы, влияющие на восстановление, должны быть учтены в процессе испытания.
Экспериментальное исследование газопроницаемости слоя окатышей сварочного, лшака и руд при восстановлении
Для исследования поведения железорудных материалов в процессе их восстановления использовали промышленные окатыши ССГОК, СевГОК, КачГОК, МихГОК, ЛебГОК, автоклавированные окатыши из лисаковского обжигмагнитного концентрата (ЛОЖ), лабораторные окатыши из оленегорского суперконцентрата, обожженные в печи Таммана при 1473 К (в качестве связки использовали Ъ% губчатого железа), руды доменные Лебединскую и криворожскую и сварочный шлак НЛМЗ. Химанализы их приведены в табл. 3.1. Для испытания отбирали промышленные окатыши фракции 13-15 мм., лабораторные окатыши использовали фракции 10-12 мм., кускам руды и сварочного шлака обтачиванием придавали округлую форму диаметром 13-15 мм. По результатам испытании определили удельное газодинамическое сопротивление слоя, конечное и средневзвешенное, пористость, степень восстановления, которые приведены в табл. 3.2. Следует отметить, что при испытании окисленных окатышей в интервале температур 673-1023 К вследствие разбухания окатышей происходило заклинивание окатышей и механизм динамической нагрузки не работал, далее, с началом интенсивного разрушения, испытание проходило нормально. Изменение высоты пробы показано на рис. 3.1. Применение в данном случае термина "усадка" неверно, так как в процессе испытания происходит разрушение окатышей, значительная часть мелочи выносится из реактора. В результате уменьшается масса пробы и, фактически, высота пробы снижается не столько вследствие усадки Химсостав окатышей и руд материала, сколько в результате уменьшения массы пробы. Наименьшее снижение высоты пробы материала получено у частиц из сварочного шлака НЛМЗ, которые практически не разрушались. В интервале температур до 1073 К отмечено увеличение высоты пробы окисленных окатышей ЛебГОК вследствие их разбухания, в этом же интервале небольшое снижение высоты, до Щ&, отмечено у окатышей СевГОК и КачГОК. Другие материалы начинают разрушаться с саїлого начала эксперимента. Наибольшее снижение высоты пробы получено у окатышей ССГОК, МихГОК, лебединской руды и автоклавированных окатышей.
Однако са-мо изменение высоты пробы еще не дает четкого представления о прочности и газопроницаемости материала. На рис. 3.2 показано изменение удельного газодинамического сопротивления слоя. Наименьшее сопротивление оказалось у частиц из сварочного шлака, который почти не разрушался, его удельное сопротивление практически не изменилось. Вероятно, это связано с пониженной восстановимостью окислов железа сварочного шлака. Вследствие низкой пористости восстановление шло зонально с поверхности и в течение всего эксперимента сохранялось прочное ядро в центре. Очень большое газодинамическое сопротивление слоя оказалось у окатышей СевГОК и КачГОК, высота слоя которых до температуры 1073 К мало изменилась. В то же время окатыши ЛебГОКа, у которых отмечено увеличение высоты пробы, имели низкое удельно сопротивление. Низкое удельное сопротивление слоя имели также автоклави-рованные окатыши из ЛОЖ, которые имели наибольшее снижение высоты слоя. Очевидно, на величину удельного сопротивления влияет прочность материала при разбухании и характер разрушения. Так, окатыши ЛебГОК, имея наибольшую прочность, при разбуха нии мало разрушаются. Снижение высоты слоя, а следовательно, и разрушение окатышей идет после достижения температуры 1073 К, но, по-видимому, с образованием довольно крупной мелочи, которая мало изменяла порозность слоя. Окатыши СевГОК и КачГОК при восстановлении до 1073 К имеют меньшую прочность, в результате высота слоя их несколько уменьшается. При дальнейшем восстановлении окатыши сильно разрушаются с образованием большого количества мелочи и имеют высокое удельное газодинамическое сопротивление. На удельное газодинамическое сопротивление слоя оказывает влияние характер разрушения частиц материала, что особенно четко проявилось при испытании автоклавированных окатышей из ЛОМК. Авто-клавированные окатыши разрушались с самого начала, но с образованием тонкой пыли, которая выносилась потоком газа из слоя и была хорошо заметна в пламени свечи. В результате, несмотря на то, что автоклавированные окатыши разрушались также сильно, как и окатыши СевГОК и КачГОК, удельное газодинамическое сопротивление их слоя оказалось низким. Примечательно также то, что интенсивный рост удельного газодинамического сопротивления практически у всех материалов начинается после достижения температур І073-ІІ23 К. У всех окисленных материалов, за исключением окатышей КачГОК, до температур І073-ІІ23 К удельное сопротивление растет медленно, так же как и у лабораторных высокозакисных окатышей из суперконцентрата, т.е. кристаллохимические превращения при низкотемпературном восстановлении гематит-магнетит в условиях, подобных условиям в шахте доменной печи, не оказывают катастрофического влияния на прочность материала и газопроницаемость его при восстановлении.
Экспериментальное исследование газопроницаемости слоя агломерата при восстановлении
Для спекания агломератов использовали концентрат Михайловского ГОКа, аглоруды Михайловскую и стойле некую, смесь флюсов и смесь коксика со штыбом аглофабрики НПО "Тулачермет". Химанализ их приведен в табл. 4.1.
С целью получения однородного агломерата использовали руды, концентрат и флюсы фракции 0-3 мм., возврат дробили до фракции 0-5 мм. Содержание возврата в шихте поддерживали равным 20$.
Компоненты шихты взвешивали на весах О-50 кг., с ценой деления 10 гр. и смешивали в бетономешалке в течение 5 мин. Увлажне-ние и окомкование также проводили в бетономешалке в течение 5 мин. Окомкованную аглошихту спекали в чаше диаметром 250 мм. в слое высотой 270 ш. с постоянным разрежением под колосником 7,85 кПа (800 мм.вод.ст.). Зажигание производили газовой горелкой в течение 3 мин. с расходом газа 5,8 м3/час. Полученный агломерат сбрасывали на стальную плиту с высоты 2 м. Выход фракции +10 мм. после сбрасывания принимали за выход "годного". "Холодную прочность" агломерата определяли испытанием "годного" в барабане по ГОСТ 15137-69. В каждом опыте проводили три спекания и средний результат принимали за показатель процесса агломерации и качества агломерата.
Описанными в п.2.3 методами определяли общую и открытую пористость агломерата и готовили пробу для испытания восстано-вимости и газопроницаемости при восстановлении.
Шихты спекали двух составов: шихту А, рудная часть которой содержала 50$ стойле некой, 35$ Михайловской аглоруды и 15$ кон центрата, и шихту Б, рудная часть которой состояла из 85$ концентрата и 1Ь% стойленской аглоруды. Флюс добавляли из расчета получения агломерата основностью 1.20. Расход твердого топлива увеличивали от 2 до 1%. С целью проверки возможности получения втоститного и металлизовая-ного агломерата и определения их качества провели спекания шихт с расходом топлива 12,5 и 20%. Лабораторные спекания агломератов. Показатели процесса спекания шихт А и качества агломерата приведены в табл. 4.2 и на рис. 4.1, аглошихт Б в табл. 4.3 и на рис. 4.2. При спекании шихт из аглоруд серии А, обладающих сравнительно высокой газопроницаемостью, увеличение расхода топлива с 3 до 5% ведет к снижению скорости спекания вследствие повышения температур в зоне горения и повышения газодинамического сопротивления в этой зоне. Одновременно с повышением температуры спекания улучшаются условия образования спека, обладающего повышенной газопроницаемостью, и поэтому дальнейшее увеличение расхода топлива до 1% мало влияет на скорость спекания. С увеличением расхода топлива и температур в зоне горения, прочность спека и выход годного увеличиваются и, соответственно, увеличивается производительность установки. Прочность агломерата при испытании по ГОСТ 15137-77 и содержание закиси железа в агломерате растут пропорционально увеличению расхода топлива. С увеличением расхода топлива и температур в зоне горения увеличивается количество расплава и снижается его вязкость, что ведет к образованию плотного спека и снижению пористости агломерата. Повышение прочности аглоспека с увеличением расхода топлива ведет к увеличению количества крупных фракции 10-15 и 15-25 мм. в стабилизированном агломерате (рис.4.3). Вследствие ухудшения газодинамических условий спекания при повышенных температурах скорость спекания шихт с расходом топлива 12,5 и 20$ резко снижается, выход годного изменяется незначительно и поэтому производительность установки снижается. Увеличение расхода топлива до 4% в шихтах Б, содержащих большое количество тонкой змельченного концентрата и имеющих пониженную газопроницаемость, вследствие образования газопроницаемого аглоспека ведет к увеличению скорости спекания. Увеличение расхода топлива выше 5% приводит к развитию высоких температур в зоне горения, ухудшению газодинамических условий и снижению скорости спекания. Выход годного растет с увеличением расхода топлива до 4$, что связано с образованием расплава в зоне горения. При содержании топлива в шихте 4% значительная часть шихты переходит в расплав, его количество и вязкость близки к оптимальному и поэтому дальнейшее увеличение расхода топлива мало влияет на выход годного. Соответственно, производительность установки растет с повышением расхода топлива в шихте до 4-5%, а далее, в связи со снижением скорости спекания, снижается. Прочность агломерата и содержание крупных фракций 10-15 мм. и 15-25 мм. в стабилизированном агломерате с увеличением расхода топлива до 5% увеличиваются.
