/
Текст
35иоънцЪ&£скии
и. M.Wa^iЫ1 и н
•X. Ж у а и ь н S'-е. к
К. tv. Нгжаныкм
. ,. sv- - Емййаы —~_L
Расчеты
пиропроцессов
и П S Ч Е Й
ЦВЕТНОЙ
МЕТАЛЛУРГИИ
P - бЗЛ'Л
Д. А. ДИОМИДОВСКИЙ, Л. M. ШАЛЫГИН
А. А. ГАЛЬНБЕК, И. А. ЮЖАНИНОВ
РАСЧЕТЫ ПИРОПРОЦЕССОВ
И ПЕЧЕЙ
ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Под научной редакцией
проф. докт. техн, наук Д. А. ДИОМИДОВСКОГО
Допущено
Министерством высшего и среднего спе-
циального образования СССР в качестве
учебного пособия для студентов металлур-
гических вузов и факультетов
Гпавная библиотека
р
3031069
ГОСУДАРСТВЕННОЕ
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
ЛИТЕРАТУРЫ ПО ЧЕРНОЙ И ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Москва 1963
РЕЦЕНЗЕНТЫ-.
Кафедра металлургических печей, кафедра метал-
лургии тяжелых цветных металлов, кафедра метал-
лургии легких металлов, кафедра теплоэнергетиче-
ских установок Уральского политехнического инсти-
тута им. С. М. Кирова и доц. канд, техн, наук
МИХАЙЛЕНКО\
АННОТАЦИЯ
Книга является методическим пособием и руко-
водством по расчету важнейших пирометаллургиче-
ских процессов и печей цветной металлургии.
В ней даются общие методические указания по
проектированию, излагается научнообоснованная
методика расчетов процессов и печей и приводятся
конкретные числовые примеры расчетов обжига,
плавки, конвертирования и печей, в которых эти про-
цессы осуществляются.
Подобраны необходимые для расчетов справочные
материалы и 'составлены списки основной литера-
туры.
Пособие предназначается для курсового и диплом-
ного проектирования в металлургических вузах и
техникумах, а также может быть использовано в про-
ектных и исследовательских организациях и на за-
водах цветной металлургии.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие .................................................... 7
Введение ......................................................... 9
Глава I. Методика проектирования печей......................... 11
§ 1. Общие методические указания ........................... И
§ 2. Печи для обжига в кипящем слое ....................... 17
§ 3. Вращающиеся барабанные печи ................ 23
§ 4. Отражательные рудоплааильные печи ............. 28
§ 5. Рудоплавильные электропечи............................ 31
§ 6. Шахтные печи ......................................... 33
§ 7. Конвертеры ........................................... 39
§ 8. Отражательные рафинировочные печи ............. 42
Литература по методике проектирования печей ............ 45
Глава II. Расчет процесса и печи для обжига цинкового концентрата
в кипящем слое ................................................. 46
§ 1. Задание .............................................. 46
§ 2. Расчет минералогического состава концентрата.......... 46
§ 3. Расчет рационального состава огарка и пыли ........... 47
§ 4. Расчет воздуха и газов ............................... 55
§ 5. Расчет печи .......................................... 56
§ 6. Материальный баланс процесса.......................... 62
§ 7. Тепловой баланс печи ................................. 62
§ 8. Расчет газоходной системы ........................... 67
§ 9. Технические показатели................................ 73
Литература по обжигу в кипящем слое..................... 74
Глава III. Расчет процесса и печи для спекания бокситов . ....... 76
§ 1. Задание .............................................. 76
§ ,2 . Расчет минералогического состава боксита и известняка.... 76
§ 3. Расчет шихты ......................................... 78
§ 4. Расчет конечных продуктов спекания.................... 82
§ 5. Материальный баланс процесса ......................... 86
§ 6. Расчет горения топлива ............................... 87
L § 7. Определение основных размеров печи ....................... 92
4
Оглавление
стр.
§ 8. Тепловой баланс печи .................................. Ю9
§ 9. Технические показатели ............................... 112
Литература по обжигу в барабанных вращающихся печах . . 113
Глава IV. Расчет процесса и печи для отражательной плавки медного
концентрата .................................................... 114
§ 1. Задание .............................................. И4
§ 2. Расчет рационального состава концентрата............. 114
§ 3. Расчет обжига 'концентрата ........................... 116
§ 4. Расчет пыли.......................................... 135
§ 5. Расчет штейна и конвертерного шлака .................. 138
§ 6. Расчет отвального шлака.............................. 144
§ 7. Определение состава твердой шихты ................... 153
§ 8. Расчет газов ....................................... 157
§ 9. Предварительный материальный баланс процесса......... 157
§ 10. Определение теплопотребления шихты .................. 157
§ 11. Расчет топлива ...................................... 164
§ 12. Определение основных размеров печи................... 167
§ 13. Тепловой баланс печи................................. 175
§ 14. Окончательный материальный баланс плавки ............ 182
§ 15. Расчет котла-утилизатора и воздухоподогревателя ..... 182
§ 16. Расчет газоходной системы ........................... 190
§ 17. Расчет горелок и воздуходувок ....................... 195
* § 18. Технические показатели .............................. 197
Литература по плавке в отражательных печах ............. 199
Глава V. Расчет процесса и печи для электроплавки медио-иикелевой
руды ............................................................200
§ 1. Задание ............................................. 200
§ 2. Расчет рационального состава руды .................... 200
§ 3. Расчет пыли ...........................................200
§ 4. Расчет 'Степени десульфуризации при плавке ........... 201
§ 5. Расчет штейна и конвертерного шлака .................. 217
§ 6. Расчет отвального шлака ............................. 224
§ 7. Расчет технологических газов.......................... 234
§ 8. Предварительный материальный баланс процесса...........236
§ 9. Определение теплопотребления шихты.................... 238
§ 10. Расчет отходящих газов .............................. 243
§ 11. Определение .удельного расхода электроэнергии. ...... 246
§ 12. Определение характеристики печных трансформаторов.... 251
§ 13. Определение основных размеров электропечи............ 253
§ 14. Окончательный материальный баланс электроплавки .... 254
§ 15. Окончательный тепловой баланс электропечи ............ 254 /
§ 16. Технические показатели .............................. 258
Литература по рудной электроплавке....................... 260
Оглавление
5
стр.
Гл ава VI. Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового
агломерата......................................................262
§ I. Задание ........................................ 262
§ 2. Расчет минералогического состава концентрата ....262
§ 3. Расчет состава агломерата (шихты) ................... 263
§ 4. Расчет состава продуктов плавки................. 270
§ 5. Материальный баланс плавки .......................... 276
§ 6. Расчет печи ........................................ 276
§ 7. Тепловой баланс печи ................................ 285
§ 8. Технические показатели............................... 290
Литература по плавке щ шахтных печах................... 291
Глава VII. Расчет процесса и печи для шахтной плавки агломерата
окисленной никелевой руды ...................................... 293
§ I. Задание .......................................... 293
§ 2. Выбор рудной смеси и расчет ее рационального соста1ва. . 293
§ 3. Рациональный состав агломерата ................... 295
§ 4. Расчет штейна, топлива и сульфидирующего материала . . 299
§ 5. Расчет шлака и флюсов ............................ 303
§ 6. Расчет количества воздуха и газов................. 309
§ 7. Материальный баланс плавки ....................... 311
§ 8. Расчет печи ...................................... 314
§ 9. Тепловой баланс печи..........................и .... .1 322
§ 10. Определение показателей работы печи на офлюсованном
агломерате ................................................ 326
§ 1,1 . Определение показателей работы печи на подогретом дутье 332
§ 12. Технические показатели .............................. 339
Глава VIII. Расчет процесса и печи для конвертирования медного
штейна ..........................................................340
§ I. Задание ............................................. 340
§ 2. Рациональный состав штейна .......................... 340
§ 3. Рациональный состав кварцевого флюса ................ 341
§ 4. Определение состава 'конвертерного шлака............. 343
§ 5. Состав и количество холодных материалов.............. 345
§ 6. Расчет технологического процесса первого периода...... 348
§ 7. Расчет технологического процесса второго периода...... 355
§ 8. Сводный материальный баланс конвертирования . . . .5» 356
§ 9. Расчет конвертера ................................... 359
§ 10. Тепловой баланс конвертера .......................... 361
§ 11. Определение показателей работы конвертера на дутье,
обогащенном кислородом ................................... 368
§ 12. Технические показатели ............................ 379
Литература по конвертированию штейнов ............... 383
6 Оглавление
Глава IX. Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого
штейна .................................................... 385
§ 1. Задание ... 385
§ 2. Рациональный состав штейна и шлака................................................................................... 385
§ 3. Поведение кобальта и режим конвертирования .......................................................................... 388
§ 4. Основные реакции процесса............................................................................................ 389
§ 5. Расчет технологического процесса периода набора...... 390
§ 6. Расчет технологического процесса периода варки' файн-
штейна .................................................... 398
§ 7. Сводный материальный баланс конвертирования................................. 402
§ 8. Расчет конвертера ................................................................................................... 405
§ 9. Тепловой баланс конвертера . 408
§ 10. Расчет воздухоподводящей системы и воздуходувок .... 413
§ 11. Технические показатели .............................................................................................. 418
Приложения ...................................................... 449
ПРЕДИСЛОВИЕ
XXII съезд КПСС определил, что в ближайшие 20 лет особен-
но ускорится производство легких, цветных и редких металлов.
Для выполнения намеченной программы производства металлов
должно быть построено большое число новых печей цветной ме-
таллургии, а действующие печи подвергнутся существенной ре-
конструкции с интенсификацией процесса. Качественный и коли-
чественный рост цветной металлургии предъявляет повышенные
требования к технике и методике расчетных и проектных работ
по пирометаллургическим процессам и печам цветной металлур-
гии.
Вместе с тем в современной отечественной и зарубежной ли-
тературе расчеты основных процессов и агрегатов цветной ме-
таллургии освещены очень слабо. Такое положение весьма за-
трудняет выполнение расчетных и проектных работ в вузах, про-
ектных и исследовательских институтах и на предприятиях и
снижает качество и научный уровень проектирования.
В целях хотя бы частичного восполнения этого пробела в ли-
тературе коллектив сотрудников Лаборатории металлургических
печей Ленинградского горного института подготовил данное по-
собие по расчетам пирометаллургических процессов и печей
цветной металлургии.
В пособии широко использованы материалы теоретических и
экспериментальных исследований, проведенных в лаборатории в
последние годы, а также накопленный в Горном институте боль-
шой опыт работы по курсовому и дипломному проектированию.
Помимо этого, использованы опубликованные материалы
проектных, исследовательских и учебных институтов СССР и от-
дельных авторов.
Пособие построено по следующему плану: вначале излага-
ются общие методические указания по проектированию печей,
Затем приводятся числовые примеры расчетов важнейших типов
8
Предисловие
процессов и печей цветной металлургии, в которых детально
раскрывается методика расчетов и показывается ее конкретное
практическое применение.
В пособии собраны необходимые для расчетов справочные
материалы, содержащие новейшие, наиболее достоверные дан-
ные. Составлены списки рекомендуемой литературы по отдель-
ным разновидностям процессов и печей.
Авторы пособия надеются, что, несмотря на имеющиеся в нем
недостатки, оно будет полезным вкладом в отечественную лите-
ратуру по металлургии и даст возможность повысить качество
и научный уровень проектирования.
Предисловие, введение и гл. I написаны проф. Д. А. Диоми-
довским, главы VII, VIII и IX — совместно доц. Л. М. Шалыги-
ным и проф. Д. А. Диомидовским; главы IV и V — инж.
А. Аа Гальнбеком и проф. Д. А. Диомидовским-, главы II, III и
VI — канд. техн, наук И. А. Южаниновым и проф. Д. А. Диоми-
довским-, приложения составлены проф. Д. А. Диомидовским.
ВВЕДЕНИЕ
В работе инженера весьма большое значение имеют различ-
ные технические и экономические расчеты, с помощью которых
принимаются обоснованные решения на производстве, при про-
ектировании и исследованиях.
По существу деятельность инженера любой специальности
складывается из больших и малых расчетов по своей специаль-
ности с последующей реализацией результатов этих расчетов на
практике. Каждое решение по режиму ведения процесса, по кон-
струкции агрегата, по направлению исследовательской работы
принимается обычно после выполнения комплекса расчетов.
Чем более основательно и правильно выполняются эти расче-
ты, предваряющие принятие того или иного инженерного реше-
ния, тем легче и быстрее достигается на практике максимальный
технический и экономический эффект. Наоборот, ошибка и не-
точность в технических и экономических расчетах могут повести
к неправильным, нерациональным решениям, приносящим зна-
чительный ущерб данной отрасли техники.
В ряде случаев ошибки в расчетах могут повлечь за собой
аварийное состояние агрегатов и травматизм обслуживающего
персонала.
Таким образом, умение быстро и правильно выполнять расче-
ты процессов и агрегатов по своей специальности обязательно
для каждого инженера.
Цветная металлургия характеризуется большим разнообра-
зием сложных процессов и агрегатов, применяющихся при про-
изводстве различных цветных металлов. Поэтому в системе под-
готовки инженера-металлурга должно занимать значительное
место обучение его приемам и методам расчетов процессов и аг-
регатов на конкретных реальных примерах, взятых из заводской
практики.
При выполнении металлургических расчетов достоверность
и полноценность их результатов определяется следующими тре-
мя условиями: 1) правильностью и научной обоснованностью ме-
тодики расчета; 2) правильностью применения этой методики в
конкретных условиях данного расчета; 3) надежностью и обо-
снованностью принимаемых в процессе расчета различных физи-
10
Введение
ко-химических и энергетических величин, характеризующих
протекание 'процессов и работу печей.
Погрешности и неточности, допущенные в любом из трех пе-
речисленных условий, могут привести к ошибочным результатам
расчета, независимо от точности выполнения других условий.
Поэтому каждому, занимающемуся расчетами металлургических
процессов и агрегатов, основное внимание 'следует обращать на
обязательное выполнение всех перечисленных условий без ка-
йих-либо отступлений.
Все металлургические расчеты должны производиться толь-
ко по научно обоснованной и практически проверенной методике.
Уравнения и формулы, рекомендуемые этой методикой, долж-
ны использоваться только строго для тех задач и условий, для
которых они выведены или получены экспериментальным путем.
Принимаемые при расчетах физико-химические и энергетиче-
ские величины следует тщательно выбирать по надежным источ-
никам и обосновывать соответствующими сопоставлениями и
расчетами.
Для процессов и печей цветной металлургии техника рас-
четов еще далека от совершенства. Во многих случаях отсутству-
ют разработанные научно обоснованные методы расчетов, что
вынуждает прибегать к различным упрощениям и эмпирическим
методам. Накопленный справочный материал по физико-химиче-
ским и энергетическим величинам также 'страдает серьезными
пробелами.' Эти осложняющие условия предъявляют к расчет-
чикам и проектантам цветной металлургии повышенные требо-
вания и обусловливают необходимость особой внимательности
и осторожности при производстве расчетов. Проектные и иссле-
довательские институты и металлургические вузы должны обра-
тить особое внимание на усовершенствование техники расчетов,
усилив работу ,в этой области.
ГЛАВА 1
МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ ПЕЧЕЙ
§ 1. ОБЩИЕ МЕТОДИЧЕСКИЕ УКАЗАНИЯ
Проектирование печей должно вестись на основе капиталь-
ных исследований конструкций м режимов их работы, выполнен-
ных в промышленном масштабе.
Проектирование печей обычно осуществляется в три стадии:
1) проектное задание;
2^ технический проект;
3) рабочие чертежи.
Проектное задание содержит в себе выбор и обосно-
вание типа и производительности печи, определение площади
пода или мощности печи и иногда ее ориентировочных размеров.
При составлении проектного задания намечают основные техно-
логические и энергетические показатели работы печи, выбирают
вид топлива или энергии. Намечают схему обслуживания печи
и характеристику основного вспомогательного оборудования. По
укрупненным показателям определяют ориентировочную стои-
мость сооружения печи. В проектном задании допускается про-
работка нескольких вариантов печей, на основе которой выбира-
ют основное проектное решение.
Технический проект состоит из подробного техноло-
гического и теплового расчета печи, содержащего определение
окончательных ее размеров, мощности и производительности. В
нем подробно обосновывают все технологические и энергетиче-
ские показатели, рассчитывают устройства для сжигания топли-
ва и подачи электроэнергии и характеристики вспомогательного
оборудования. Рассчитывают газоходную систему и устройства
для очистки и утилизации газов. Составляют чертежи общего
вида печи в различных проекциях и разрезах с указанием основ-
ных размеров и характера футеровки. Составляют смету на со-
оружение печи с расчетом основных объемов строительных и
монтажных работ. Технический проект и смета являются основ-
ным техническим и финансовым документом для строительства.
Рабочие чертежи печи представляют собой деталиров-
ку во всех мельчайших подробностях технического проекта. Из-
12 Методика проектирования печей
готовленме печных деталей, строительство и монтаж печи осу-
ществляют по рабочим чертежам.
Проектное задание и технический проект со сметой на стро-
ительство крупных металлургических печей обычно проходят
утверждение .в вышестоящих организациях. Рабочие чертежи
утверждаются администрацией того завода, на котором ведется
строительство печи.
Иногда для сокращения сроков проектирования допускается
совмещение отдельных стадий проектирования. Например, на
основе более подробно разработанного проектного задания сразу
составляют рабочие чертежи печи или составление технического
проекта частично совмещают с рабочим проектированием. Печи
цветной металлургии проектируются в основном в отраслевых
проектных институтах: Гипроцветмете, Гипроалюминии, Гипро-
никеле, Гипроредмете, а также в конструкторских бюро некото-
рых специализированных организаций и заводов (ОКБ электро-
печей, заводы цветной металлургии и др.).
Как было показано выше, основным техническим и финан-
совым проектным документом являются технический проект пе-
чи, в котором окончательно решаются все основные вопросы. В
объеме технического проекта выполняются также и студенческие
курсовые и дипломные проекты по печам в металлургических
высших учебных заведениях. Поэтому необходимо более деталь-
но остановиться на этой стадии проектирования печей и дать
развернутую схему построения проекта печи.
Технический проект 'печи состоит из расчетно-пояснительной
записки и 2—4 листов чертежей.
Расчетно-пояснительная записка к проекту пе-
чи строится по следующей схеме.
1. Задание на расчет печи
В задании указывается назначение и тип печи; состав исход-
ного сырья, подлежащего переработке; производительность пе-
чи по количеству перерабатываемого сырья в единицу времени;
топливо; режим работы; условия расположения и работы печи в
цехе; особые условия.
2. Расчет технологического процесса
Расчет технологического процесса состоит из расчета шихты,
определения рремени отдельных операций, установления режи-
ма отдельных стадий процесса.
В свою очередь расчет шихты, являясь основой расчета тех-
нологического процесса, включает расчеты количества флюсов
Общие методические указания 13
и реагентов, количества и состава продуктов процесса, показа-
телей процесса и т. д.
В итоге технологических расчетов составляют предваритель-
ный материальный баланс технологического процесса.
3. Расчет топлива или электроэнергии
Расчет топлива состоит из расчета горения топлива на еди-
ницу его и определения расхода топлива или электроэнергии.
При расчете горения определяют количество воздуха, потребно-
го для горения, состав и количество продуктов горения, тепло-
творность, температуру горения. Расход топлива или электро-
энергии определяют на основании предварительного теплового
баланса печи или практических данных с последующей провер-
кой по тепловому балансу печи.
4. Определение основных размеров печи
Определение основных размеров печи состоит из определения
длины, ширины и высоты рабочего пространства.
Иногда вместо определения основных размеров печи подби-
рают типовые размеры печи по каталогам или предложениям за-
водов-изготовител ей.
Размеры печи должны рассчитываться по рекомендованной
методике, учитывающей теорию работы печей.
5. Составление материального и теплового балансов печи
Составление окончательных материального и теплового ба-
лансов печи имеет целью проверку всех проделанных ранее рас-
четов.
6. Расчет газоотводящей системы
Расчет газоотводящей системы печи состоит из выбора схемы
обработки газов и расчетов пылеулавливающих устройств, при-
боров для утилизации тепла отходящих газов, газоходов и боро-
вов, дымовой трубы или дымососной установки. Расчет дымовой
трубы или дымососной установки должен производиться на ос-
новании полного расчета механики газов по всей газоходной
системе.
7. Расчет деталей печи и вспомогательного оборудования
Расчет деталей печи содержит в себе расчет приборов для
сжигания топлива, расчет крепления печи, трубопроводов, корот-
кой сети, электрических нагревателей, фурм и т. п. Расчет вспо-
14 Методика проектирования печей
могательного оборудования состоит из выбора .воздуходувок,
трансформаторов, загрузочных устройств и транспортного обо-
рудования.
8. Конструктивные расчеты и соображения
Конструктивные расчеты и соображения состоят из подбора
огнеупорных (Материалов для кладки всех элементов печи, опре-
деления размеров кладки стен и свода, определения конструкции
и размеров фундамента печи, решения вопросов компоновки пе-
чи и ее обслуживающих устройств в цехе. Данный раздел реко-
мендуется выполнять параллельно с чертежами печи.
9. Мероприятия и правила техники безопасности
Разрабатываются специальные устройства и ограждения,
обеспечивающие безопасную работу обслуживающего персона-
ла. Составляются правила по технике безопасности для эксплуа-
тации проектируемой печи.
10. Составление схемы контроля и автоматизации
Этот раздел включает в себя выбор параметров работы печи,
подлежащих контролю и автоматическому регулированию, под-
бор и расчет аппаратуры для контроля и автоматизации и ее
размещение у печи.
11. Составление спецификации оборудования
Составляется список оборудования, подлежащего изготовле-
нию на специализированных заводах: дымососы, воздуходувки,
вентиляторы, трансформаторы, горелки и форсунки, приборы
контроля и автоматизации и т. д.
12. Технико-экономические расчеты
Технико-экономические расчеты состоят из сметы на соору-
жение печи, калькуляции себестоимости переработки сырья в
печи, экономического обоснования отдельных технических реше-
ний и технико-экономических показателей.
13. Перечень использованной литературы и материалов
В перечне подробно указывают всю использованную при рас-
чете литературу, проектные материалы, заводские данные и т. п.
Чертежи печей выполняются с соблюдением всех пра-
Общие методические указания
15
вил и стандартов 'Машиностроительного черчения. На одном-
двух листах чертежной бумаги стандартного размера изобража-
ют общий вид печи в трех основных проекциях: вид сверху, сбо-
ку 'и с торца. Каждая проекция имеет полный или частичный
разрез по наиболее важной плоскости. Если печь имеет сложную
конфигурацию, дают дополнительные проекции и разрезы. На
всех разрезах показывают футеровку печи и разновидность ог-
неупоров. Кроме общих видов печи, в техническом проекте дела-
ют еще 1—2 листа .важнейших деталей печи, как-то: наиболее
сложных и ответственных узлов кладки, загрузочных и выпуск-
ных отверстий, горелок, подвески электродов, деталей электри-
ческих нагревателей и т. п.
Расчет печей цветной металлургии иопреде-
ление их производительности и основных размеров может осу-
ществляться по двум принципиально отличным один от другого
методам — эмпирическому и теоретическому.
Эмпирический метод основан на использовании ста-
тистических данных заводской практики по удельной производи-
тельности и размерам печей. Расчет, печи по этому методу сво-
дится к принятию той или иной величины удельной производи-
тельности и определению по заданной суточной и принятой
удельной производительности рабочей площади печи. Вычислен-
ную таким образом рабочую площадь печи разверстывают на
соответствующие линейные размеры рабочего пространства с
учетом размеров существующих заводских печей. Таким обра-
зом, эмпирический метод по существу своему сводится к копи-
рованию имеющейся заводской практики, без глубокого анализа
и учета закономерностей протекающих в печи процессов и осо-
бенностей перерабатываемого сырья. Основной недостаток эмпи-
рического метода — это присущий ему консерватизм, ограничи-
вающий работу проектировщика печи данным этапом развития
печной техники и задерживающий прсгрессивное развитие раз-
меров и конструкций печей. Особенно ярко неполноценность это-
го метода обнаруживается в случае необходимости расчета ново-
го типа печи, не имеющегося в заводской практике. В этом слу-
чае эмпирический метод становится совершенно бессильным и
не может оказать проектанту никакой помощи.
Теоретический метод основан на использовании ос-
новных положений комплексной теории работы печей и количе-
ственных закономерностей процессов, протекающих в печах. При
этом методе обязательно учитывают все важнейшие физико-хи-
мические свойства перерабатываемого сырья и главные условия
развития и протекания процесса горения топлива, движения га-
зов, движения материалов и продуктов, теплообмена и физико-
химических превращений сырья. Основные рабочие размеры пе-
чей определяют по формулам, выведенным на основании учета
16
Методика проектирования печей
количественных закономерностей перечисленных выше процес-
сов. Формулы эти по существу своему представляют математи-
ческое описание закономерностей протекания процессов в реаль-
ных условиях данной металлургической печи. Очевидно, что со-
вершенство теоретического метода расчета печей непосредствен-
но связано с совершенством и глубиной развития теории работы
печей и прямо отражает степень познания существа печных про-
цессов. Чем в меньшей степени развита рациональная теория ра-
боты печей, тем меньшее значение при проектировании печей
имеет теоретический метод их расчета. Слабое развитие теоре-
тического метода расчета печей, связанное с пробелами в тео-
рии их работы, — главный недостаток этого метода. Вместе с тем
совершенно очевидно, что по своему существу теоретический ме-
тод является 'подлинно научным, который может пролить свет
на дальнейшее прогрессивное развитие печной техники. Поэтому
всемерное развитие и совершенствование теоретического метода
расчета печей является главной и неотложной задачей метал-
лургии и науки о печах.
В настоящее время при проектировании металлургических
печей нередко еще применяют эмпирический метод, особенно в
цветной металлургии в расчетах большого числа различных ти-
пов печей. Это объясняется тем, что теоретический метод расчета
для печей цветной металлургии только начинает разрабатывать-
ся и для ряда печей до настоящего времени просто отсутствовал.
По мере развития комплексной теории печей и разработки теоре-
тического метода расчета печей цветной металлургии эмпириче-
ский метод будет иметь все меньшее значение и постепенно заме-
нится теоретическим методом, которому принадлежит будущее.
При расчете печей по эмпирическому методу обычно1
определяют рабочую площадь печи F или рабочий объем печи V
по формулам:
. ’’ (1)
а
V = А мзг (2)
где А — общая производительность печи по количеству перера-
батываемых материалов, т)сутки\
а — удельная производительность печи по перерабатывае-
мым материалам, т/м2 • сутки,
b — то же, т/м3 сутки.
Заводские данные по удельной производительности а и Ь,
основным размерам и показателям работы важнейших печей
цветной (металлургии приведены в приложениях.
При расчете печей по теоретическому методу ис-
Печи для обжига в кипящем слое 17
пользуют формулы, описывающие общие количественные зако-
номерности протекания важнейших печных процессов: техноло-
гического, энергетического, аэромеханического, теплообменного
и механического. Кроме этих общих формул, применяют и спе-
циальные, полученные путем математических преобразований и
комбинаций общих формул применительно к специфическим ус-
ловиям отдельных типов печей.
Ниже цриведено краткое описание современных методов рас-
чета производительности, основных размеров и режимных пара-
метров для важнейших типов печей цветной металлургии, реко-
мендуемых для применения при проектировании печей. В боль-
шинстве своем эти методы представляют комбинацию теоретиче-
ских и эмпирических методов. Все основные расчетные уравне-
ния и формулы даются с указанием на методику их получения,
но без подробных выводов и обоснований, вместо этого указы-
вают соответствующие литературные источники, в которых име-
ются подробные выводы этих формул.
Особо необходимо отметить, что для некоторых типов печей
цветной металлургии научно обоснованная методика расчета
только еще начинает формироваться (печи кипящего слоя, кон-
вертеры и др.).
Вследствие недостаточности теоретического и эксперимен-
тального материала по этим печам некоторые расчетные форму-
лы для них имеют пока приближенные выражения, показываю-
щие направление нахождения расчетных величин и их принци-
пиальную функциональную зависимость. Коэффициенты в таких
формулах [например, формулы (12, 14 и 15)] имеют значитель-
ные интервалы колебаний и подлежат в последующем уточ-
нению.
§ 2. ПЕЧИ ДЛЯ ОБЖИГА В КИПЯЩЕМ СЛОЕ
\) В расчете этих печей определяют следующие наиболее важ-
ные их характеристики:
1) Потребность в тепле за счет топлива или
электроэнергии, ккал/кг
Находят по приблизительной формуле, выведенной из обоб-
щенного уравнения теплового баланса обжиговых и плавильных
печей, перерабатывающих сульфидные материалы [1]:
Qr = °$о<г- — gS ккал/кг, (3)
где /г — температура газов, выходящих из печи, °C;
S — количество выгорающей серы, % исходного содержа-
ния;
2 Заказ "61
18
Методика проектирования печей
S02—содержание сернистого ангидрида в отходящих газах,
% по объему;
g — количество тепла, выделяемого при обжиге или плав-
ке материала, отнесенное к 1 кг-проценту выгораю-
щей серы, ккал/кг-^ серы.
Расчеты по формуле (3) могут быть заменены соответствую-
щими определениями по графикам рис. 1 и 2.
Рис. 1. Потребность печей в тепле за счет топлива
-или электроэнергии
При значительном количестве выгорающей серы S величина
QT может получиться отрицательной, что будет указывать на из-
быток тепла в печи, который необходимо отводить при помощи
соответствующих теплообменных устройств.
Определенная по формуле (3) или по графику рис. 1 величи-
на Qt носит приблизительный характер и может служить толь-
ко для ориентировки расчета печи. В последующем ходе расчета
окончательное значение Qt определяют по тепловому балансу
печи.
2) Оптимальное количество дутья Ко, нм?1м2 • мин
Вначале определяют предельное количество дутья К, при ко-
тором неподвижный фильтрующий газы слой материала перехо-
дит в нестабильное состояние. Величину К. рассчитывают по фор-
муле, выведенной из сопоставления веса кусков материала и ди-
Печи для обжига в кипящем слое
19
намического давления струек газов, пронизывающих слой [2, 3] *:
К — -- 72<1> -1/~-—----- нм3/м1 2-мин,
'Р V 7^(1ф₽/ср)
(4)
где и — площадь свободных проходов между кусками материа-
ла, в долях от общей площади сечения слоя; <о =
= 0,15—0,22, для сульфидов <> = 0,15; для частиц ша-
рообразной формы, например окатышей, ю = 0,215;
Рис. 2. Условия работы печей без топлива:
1 — бедные штейны, g=60; 2 — то же, g=50; 3 — богатые штейны,
g = 40; 4 — многосернистые шихты; g = 30; 5 — то же, g =• 20;
6 — малосернистые шнхты, g = 15
Г <р — количество газов, образующихся в печи на единицу
дутья, нл3/нж3;
у —• кажущийся удельный вес материала, кг/м3-,
То — приведенный удельный вес газов в печи, кг/нм3-,
/ср — средняя температура газов в слое, °C;
/сР — средний размер кусков материала, м.
Величину /Ср для расчетов по формуле (4) рекомендуется оп-
ределять по эмпирическим формулам (5—9), учитывающим
влияние мелких фракций на уменьшение величины ю.
1 Значение К или критической скорости псевдоожижения wKP можно
находить также и по другим формулам, предложенным различными авторами
(см. литературу к гл. II).
20 Методика проектирования печей
Для смесей, в которых /мел < 0,415 /кр, средний размер куска
смеси /СР, м, при объемном содержании мелких кусков будет:
Ю—20%.................'ср = ^/кр +0,5/мел (5)
20—30%................'ср = 0,3/кр +0,7/мел (6)
30—50%.................4р = 0,1/кр + 0,9/мел (7)
50—70%................/СР = 0,05/кр + 0,95/мел (8)
для смесей, в которых /мел > 0,415 /1ф
Ю—90%................/ср = 0,9[6/мел + (1 - &)/кр]. (9)
Здесь /кр — размер крупных кусков, м;
/мел — размер мелких кусков, м;
b — объемное содержание мелких кусков в смеси, до-
ли единицы.
После нахождения величины К определяют Ко по формуле
Ко = (1,2-ъ-1,4)К. (10)
3) Удельная производительность печи а,
т/м2 • сутки
Рассчитывают по формуле, выражающей прямую зависи-
мость удельной производительности печей для обжига в кипя-
щем слое от количества дутья Ко-
а =----m/м2- сутки, (11)
Руд
где 1440 — число минут в сутках;
— коэффициент нахождения печи под дутьем, доли еди-
ницы. f\ — 0,93—0,97;
Ууд — удельный практический расход воздуха на 1 т обжи-
гаемого материала, нмР/т. Эта величина определяется
в расчете технологического процесса обжига.
4) Минимальное время пребывания материала
в печи, обеспечивающее завершение процессов
окисления, т, ч.ас.
Рассчитывают по формуле, основанной на линейной скорости
распространения процесса обжига в глубину слоя или куска ма-
териала w, м/час'.
т = (4н-5)-^ час. (12)
w
Коэффициент (4-ь5) в приведенной формуле учитывает воз-
можную неравномерность промышленного процесса обжига, ук-
Печи для обжига в кипящем слое
21
рупнение кусков концентрата в результате его слеживания и
окатывания в транспортных устройствах, а также и некоторый
резерв, создающий гарантию полного обжига всей массы пере-
рабатываемого материала.
Значение w, м/час, для сульфидных материалов, по экспери-
ментальным данным составляет: для медного концентрата
0,005— 0,010; цинкового концентрата 0,004—0,007; серного колче-
дана 0,004—0,008; никелевого файнштейна и боттома 0,001—
0,002; огарка от первого обжига никелевого файнштейна 0,04—
0,05 (2].
5) Площадьпода печи/7, м2
Находится по формуле (1):
Z7 ^4 Й
F — — м2,
а
где А — производительность печи по перерабатываемому мате-
риалу, т/сутки?
6) Минимальный объем кипящего слоя Ук, .и3
Определяется по формуле, выведенной из условия обеспече-
ния минимального времени пребывания обжигаемого материала
в кипящем слое (3]:
у 13)
к 24/i ' '
где 24 — число часов в сутках; •
ДИ — удельный объем материала в печи с учетом нахожде-
ния его в виде аэросмеси, мъ1т, для печей кипящего
слоя величину ДИ можно определить, увеличив удель-
ный объем твердого материала примерно в 4 раза (со-
держание газов в аэросмеси 75%).
7) Толщина кипящего слоя Нк, м
Находят по формуле
Нк = (5^9)^м. (14)
Г
Коэффициент (5-9) в формуле (14) учитывает необходи-
мое увеличение толщины кипящего слоя из условий обеспечения
устойчивого теплового его состояния.
Исследования показывают, что если этот коэффициент не
вводить, то полученная по формуле (14) толщина слоя будет
достаточна для завершения окислительного процесса и получе-
ния необходимого состава огарка, но работа печи будет неустой-
чива в тепловом отношении.
22
Методика проектирования печей
8) Общая высота печи 7/п, м
Находят по формуле, учитывающей необходимость значи-
тельного свободного объема газового пространства над уровнем
кипящего слоя, для снижения уноса пыли и полного завершения
процесса обжига
Яп = (4^-7)Як,л<. (15)
Чем мельче материал, 'Обрабатываемый в печи, и больше ве-
личина Ко, тем большее значение коэффициента рекомендуется
принимать в формуле (15).
9) Гидравлическое сопротивление кипящего
слоя Др, мм вод. ст.
Рассчитывают по формуле (3]:
ДР = Як(Тгв — Tr)(l — 3) мм вод. ст., (16)
где утв — удельный вес твердого материала, кг/м3\
уг — удельный вес газов в печи, кг/м3-,
б —объем газов в слое по отношению к общему объему
слоя, доли единицы. 6 = 0,65—0,85.
10) Параметры воздуходувки
Давление воздуха на выходе из воздуходувки
р = (1,3-ь- 1,5)(Др -J- Дрп) мм вод. ст., (17)
где Дрп — сопротивление воздухораспределительной подины
печи; Дрп = 50—100 мм вод. ст.;
(1,3-т-1,5)—коэффициент запаса, учитывающий также сопро-
тивление воздухоподводящей системы.
Производительность воздуходувки выбирают по расходу воз-
духа на печь и числу работающих печей.
11) Расчет дутьевых сопел
Общую площадь сечения выходных отверстий дутьевых со-
пел, расположенных в подине печи кипящего слоя, рассчитывают
по законам истечения газов при низком давлении. Скорость ис-
течения воздуха из сопла находят по формуле
м/сек, (18)
где <р — коэффициент расхода; для цилиндрических отверстий
с острыми кромками <р = 0,8;
g —9,81 м/сек?-,
Р\ — давление воздуха в сопле, мм вод. ст.;
Вращающиеся барабанные печи
23
р2 — давление воздуха в нижней части кипящего слоя,
мм вод. ст.;
у — уд. вес воздуха, кг/м?1.
Число сопел, необходимое для печи,
п = 1,2—^-, (19)
wf
где V — расход воздуха на печь, нм31сек\
f — площадь выходных отверстий одного сопла, м2;
1,2 — коэффициент запаса.
§ 3. ВРАЩАЮЩИЕСЯ БАРАБАННЫЕ ПЕЧИ
Теория работы печей для обжига в перегребаемом слое пока-
зывает, что производительность и размеры вращающихся бара-
банных печей в основном зависят от важнейших процессов, про-
текающих в этих печах: физико-химического процесса обжига;
движения газов; движения материалов; процесса теплообмена.
В соответствии с этим вращающиеся барабанные печи следует
рассчитывать как обжиговые аппараты, как транспортные уст-
ройства, обеспечивающие определенные показатели движения
газов и материалов и как теплообменные устройства, обеспечи-
вающие передачу к материалу необходимого количества тепла.
В расчете этого типа печей определяют следующие наиболее
важные их характеристики:
А. Печи для окислительного обжига сульфидов
1) Ориентировочная потребность в тепле
за счет топлива QT, ккал/кг
Находится по формуле (3) и рис. 1. В последующем ходе рас-
чета эту величину уточняют по тепловому балансу печи.
2) Удельная производительность печи а,
т/м2сутки
Рассчитывают по формуле, выведенной для печей как обжи-
гающих аппаратов и учитывающей линейную скорость обжига
w, м/час [2, 3, 4]:
а = 1 ООшдаут / --сх \п/м2 сутки, (20)
\ ^исх /
где со — конструктивный коэффициент; для барабанных
печей без перегребающих устройств со = 0,0016;
для многоподовых печей со = 0,009;
w — линейная скорость обжига, м/час\ значения этой
величины приведены на стр. 21;
24
Методика проектирования печей
у — объемный вес материала в печи, т/м3-,
т—время работы печи в сутки, час!сутки-,
SUCx и Sorap — содержание серы в исходном материале и в огар-
ке, %.
3) Рабочая площадь печи F, м2
Находится по формуле (1). Для барабанных печей рабочей
площадью считается внутренняя поверхность футеровки F =
= nDL, где D — диаметр печи, м; L — общая длина печи, м.
4) Диаметр печи D, м
Определяется по действительной скорости движения газов в
печи wt, м/сек, и действительному количеству газов Vt, м3/сек,
по формуле
D = 1,131/ -^-м. (21)
V ™t
Значение wt для большинства барабанных печей лежит в
пределах 3—8 м/сек. При обжиге сухих и тонкоизмельченных
материалов рекомендуется принимать меньшее значение wt, в ос-
тальных случаях скорость газов может приниматься 7—8 м/сек.
Величина Vt должна учитывать полное количество газов, обра-
зующихся в печи из шихты и от горения топлива.
5) Длина печи L, м
Находится по формуле
А = (22)
r.D
6) Коэффициент запол нения печи материалом
ср, безразмерный
Производительность барабанной печи как транспортной тру-
бы выражается формулой (2, 3]:
А = r'D- - т/сутки, (23)
4
где wM — скорость поступательного движения материала в печи,
м/час; значение wM находится по формуле (24), полу-
ченной экспериментальным путем:
wM — б,78£>₽л м/час. (24)
В этой формуле р — угол наклона оси барабана печи к гори-
зонту, град.; п — числю оборотов печи, об/мин.
Подставляя в формулы (24) и (23) величины (3, п, Ду, ти А,
в конечном итоге определим величину ср. Обычно в барабанных
Вращающиеся барабанные печи 25
печах <р = 0,07—0,20; при слишком малом или слишком боль-
шом заполнении печи рекомендуется несколько изменить вели-
чины р и п. По рассчитанной величине ф и известном диаметре
печи D по формулам геометрии определяется длина хорды /х, м и
длина дуги /д, м для сегмента материала в печи.
7) Теплопотребление материала q, ккал)т
Теплопотребление материала находится по формуле, полу-
ченной из баланса тепла на все физико-химические превраще-
ния, происходящие в печи:
q = + Eg — (Е? + ) ккал/т, (25)
где Ед—теплосодержание исходных материалов, ккал-,
^q- — тепло экзотермических реакций, ккал-,
Sg — теплосодержание продуктов переработки, ккал-,
Sg -— тепло эндотермических реакций, ккал.
В расчете барабанных печей должно определяться теплопо-
требление для каждой рабочей зоны отдельно, а также и общая
величина для всей печи. Сумма теплопотребления материала по
зонам должна равняться общему теплопотреблению материала
по всему процессу обжига.-
8) Размеры печи по условиям теплообмена
Если для работы барабанной печи необходимо вводить зна-
чительное количество тепла за счет сжигания углеродистого топ-
лива, то совершенно обязательна проверка полученных разме-
ров печи по условиям теплообмена по формуле
А = [(^У-^онв)гх^?дуч/д]^ т/сутки, (26)
q
где
<7луч и ?конв — количество тепла, передаваемое излучени-
ем и конвекцией на открытую поверхность
материала в печи, ккалIм2 • час. Эти вели-
чины находятся расчетом теплообмена в
рабочем пространстве печи;
<?'уч— количество тепла, передаваемое излучени-
ем на закрытую поверхность материала,
ккал 1м2 • час. Также находится путем рас-
чета теплообмена в рабочем пространстве
печи.
По формуле (26) обычно определяют величину L, м, по за-
данной величине А для зоны нагрева материала и для различных
зон обжига.
26 Методика проектирования печей
Если материал поступает в печь со значительным содержа-
нием влаги, то в печи появляется зона сушки, длина которой не
может быть рассчитана из условий теплообмена по формуле
(26). Длину зоны сушки Lc, м, определяют по формуле, учиты-
вающей общее количество удаляемой из материала влаги в этой
зоне печи и допустимое напряжение рабочего пространства печи
по испаряемой влаге (аналогично расчету сушилок):
Г = А (таИСХ —wno№) м -27
с тг©2 ' '
Д WT. —--
4
где wHCX и сС’подс — содержание влаги в исходном и подсушен-
ном материале в долях единицы от твердого
материала;
Aw — допустимое .напряжение рабочего простран-
ства сушильной зоны печи по количеству
удаляемой влаги, т/м3 • час.
Значение Aw можно принимать по опытным данным для ба-
рабанных сушилок, работающих на кусковых материалах, рав-
ным 0,05—0,15 т/м3 -час [5, 6].
Полученные по расчету теплообмена и сушки размеры от-
дельных зон барабанной печи в сумме дают общую рабочую
длину L.
Если полученное значение Е примерно соответствует разме-
рам печи, определенным ранее из условий протекания процесса
обжига, то расчет размеров печи может считаться законченным.
Если же полученная длина L значительно отличается от ранее
определенной величины, то за окончательные размеры должно
приниматься большее значение. Иногда бывает рационально
произвести полный перерасчет размеров по несколько изменен-
ным характеристикам печи с целью сближения результатов рас-
четов.
9) Окончательная потребность в тепле за счет
топлива
По окончательным размерам печи составляют развернутый
тепловой баланс печи, учитывающий все стадии расхода и при-
хода тепла. На основании этого баланса уточняют величину QT
и расход топлива. Если величина QT значительно отличается от
определенной в начале расчета, приходится производить пере-
расчет печи по новому значению QT.
Б. Печи глиноземного производства
(спекание и кальцинация) [4]
При расчете размеров печей спекания или кальцинации оп-
ределяют следующие величины:
Вращающиеся барабанные печи
27
О Пр едварительный расход углеродистого
топлива.
Принимается по данным заводской практики для действую-
щих барабанных печей.
2) Диаметр печи D, м.
Находится по формуле (21).
3) Длина печи
Рассчитывается по отдельным зонам печи из условий удале-
ния влаги (зона сушки) и по условиям теплообмена (зоны на-
грева, кальцинации, спекания, охлаждения). Полученные раз-
меры проверяют по времени пребывания материала в отдельных
зонах.
В соответствии с этим расчет длины печи состоит из следую-
щих определений и расчетов:
а) теплопотребление материала q, ккал1т, определяют по зо-
нам с помощью формулы (25);
б) состав газовой фазы по зовам находят на основании тех-
нологических расчетов и расчета горения топлива;
в) коэффициент заполнения печи материалом ф и значения
и /д, м, по зонам рассчитывают по формулам (23—24);
г) длину зон находят из условий удаления влаги и теплооб-
мена по формулам (27—26);
д) размеры печи проверяют по времени пребывания материа-
ла тПр, час.
Размеры отдельных зон, кроме теплообменного процесса,
должны обеспечивать определенное, минимально необходимое
время пребывания материала в зоне, с тем чтобы было обеспече-
но завершение всех необходимых физико-химических превраще-
ний.
Для проверки длины зон по времени пребывания применяют
формулу
Ь = wK тпр м, (28)
где шм-—линейная скорость движения материала в печи, м/час',
Тпр — минимально необходимое время пребывания материа-
ла в зоне, час. Эту величину для отдельных зон при-
нимают по экспериментальным данным.
Если размеры зон, определенные по времени пребывания, бу-
дут примерно совпадать с размерами зон, определенными из ус-
ловий теплообмена, или будут меньше их, то расчет размеров
печи может считаться законченным. Если размеры зон, опреде-
ленные по времени пребывания материала, получатся больше,
чем размеры зон, определенные по теплообмену, то следует при-
нять за окончательные большие размеры или произвести пере-
28 Методика проектирования печей
расчет печи с целью сближения размеров. В частности, увеличе-
ние времени пребывания материала в зоне без изменения ее дли-
ны может быть достигнуто местным увеличением диаметра дан-
ной зоны D или уменьшением р или п для всей печи. Наконец,
возможно сооружение в печи порогов, задерживающих материа-
лы в отдельных зонах.
7) Окончательная потребность в тепле за счет
топлива
Определяется по развернутому тепловому балансу печи (скп
стр. 26)s
§ 4. отражательные РУДОПЛАВИЛЬНЫЕ ПЕЧИ [2, 3]
В расчете этого типа печей определяют следующие важней-
шие их характеристики:
1) Теплопотребление шихты «/плав, ккал/т.
Находится аналогично теплопотреблению материалов по фор-
муле (25).
2) Расход топлива х, т!час.
Рассчитывается по формуле, выведенной на основе анализа
теплового баланса отражательных печей:
х = ----------^2------------ т/час. (29)
г (800QP 310VB /Б - 330Vr/r,отх)
В этой формуле А — производительность печи по шихте,
т1сутк.1г,
•с — время работы печи в течение суток,
час1сутки-,
qp—теплотворность топлива, ккал!кг\
VB и Vr — удельное количество воздуха и газов
на 1 кг топлива, нмг1кг\
tB и ^г.отх — температура воздуха и отходящих из
печи газов, °C.
3) Предварительные размеры печи
Для расчета теплообмена в рабочем пространстве отража-
тельной печи необходимо знать хотя бы приближенно основные
ее размеры, м: В — ширину; L — длину; Н — высоту; hi — стре-
лу свода; h2 — высоту стенок, не закрытую шихтой; /13 — высоту
откосов шихты над ванной; /ц — глубину ванны.
Предварительные размеры печи определяют по практическим
данным с использованием формулы (1).
Отражательные рудоплавильные печи
29
4) Тепловая нагрузка эффективной
поверхности шихты и ванны «/сумм, ккал 1м12 • час.
Значение qcym/l определяют расчетом теплообмена в плавиль-
ной зоне отражательной печи. Вначале рассчитывают значение
всех величин, от которых зависит процесс теплообмена. Степень
развития кладки
V В, + 5,34»; +2»,
" “------S------------------- <30)
----+ В — 2/г3 ctga
sin а
где а —угол естественного откоса шихты в печи, град.
Средняя температура газов в плавильной зоне Тг °К по фор-
муле геометрического усреднения
где Ггач и Ггон — начальная и конечная температура газов
в плавильной зоне, °К;
Тм—средняя температура поверхности шихты
и ванны, °К.
Эффективная длина лучей газового излучения.
В (0,6/1, ф-/г2 ф-/г3) — ftfctgcc
^Эфф -- Д
1,02В -4-/г2-ф- ~ /!3ctga
sin a
Степень черноты печных газов
ег = Л (есс>2 + sHeO + sSo2)’ (33)
где k —• коэффициент, учитывающий излучение твердых частиц;
при газовом отоплении, k = 1; при мазутном и пыле-
угольном отоплении k = 1,3.
Приведенная степень черноты егкм, учитывающая совмест-
ное излучение газов, кладки и шихты.
<U + 1 — ег
егкм ~ ем 1 — е
[ем 4- ЕГ (1 — ем)]--Г -ф- о»
ег
где ем — средняя степень черноты поверхности шихты и ванны
в период плавления.
30 Методика проектирования печей
После всех этих определений вычисляют величину тепловой
нагрузки
<7сумм = 5>2егкм (4осг)4("1(хг)4 ккал!м2-час- (35)
5) Окончательные размеры печи
Определяют по формулам, полученным совместным решени-
ем следующих уравнений: теплообмена, движения газов, тепло-
вого напряжения и конструктивных соотношений, составленных
применительно к рабочему пространству отражательных печей:
L = 5450------^-2------
<7рекЦ) (1 Р ^г)
В = l,67cos a ---------3cos а + 3 м, (37}
Т^^сумм
= (38>
(1 — (0,25В2 — 2,25) tg а — 0,06В2
h2 = —-----------------------------------м, (39)
A3 = LL^3tg«44, (40)
/14 = 0,8-4-1,2 м, (41)
Н — -j- h2 /1з 4- (42)
Высотные размеры печи в хвостовой части
xV0 (1 +_g/r.0Tx) _ 0 _ 06Д2 ф i, уз
h'2 + h’ = --3>to< - -------------м, (43)
Н' = h{ +h'2+h'3 +h4 м. (44),
В формулах (36—40):
wt — действительная скорость газов в печи, м!сек-, wt — 7—9;
<7рек — рекомендуемое тепловое напряжение объема плавиль-
ной зоны отражательных печей, ккал/м3 • час-, =
= 100000—130000;
Vo — приведенное количество газов в печи, отнесенное к 1 кг
топлива, нм3/кг;
tr — средняя температура газов в плавильной зоне печи, °C.
Если полученные при расчете по формулам (36—44) разме-
ры печи значительно отличаются от ранее принятых предвари-
тельных размеров, то необходимо произвести перерасчет всех
величин по окончательным размерам, начиная с определения
тепловой нагрузки.
Рудоплавильные электропечи 31
6) Объем шлаковой части ванны печи по времени
пребывания шлака
Для обеспечения необходимого извлечения цветных металлов
при отражательной плавке необходимо проверять объем шла-
ковой части ванны печи У11ан, м3, по времени пребывания шлака
в ванне тПреб, час., по формуле
Уваи = мзг (45)
где — количество отвального шлака, образующегося в печи,
т1сутки\
УуД—удельный объем расплавленного шлака, м31т-,
Тлреб — минимально необходимое время пребывания шлака в
ванне, обеспечивающее получение отвального шлака,
час. Значение тПреб принимается по экспериментальным
данным в пределах 8—15 час.;
24 — число часов в сутках.
7) Производительность печи
В заключение расчета производят проверочный расчет общей
производительности печи по формуле
А =--------1---------------------- т/сутки,
4 плав
где Рш и FB — эффективная поверхность шихты и ванны, участ-
вующая в теплообмене, м2.
+ F = 0,662. (+ в - 2h3 с tg а) м2. (47)
ш 1 в ’ \ sin а j
§ 5. РУДОПЛАВИЛЬНЫЕ ЭЛЕКТРОПЕЧИ (2, 3]
В расчете рудоплавильных электропечей, работающих в ре-
жиме смешанного нагрева, определяют следующие величины:
1) Теплопотребление ШИХТЫ <7плав, ккал!т
Рассчитывается по формуле (25).
2) Удельный расход электроэнергии w, квт-ч/т.
Определяется по формуле, полученной из уравнения тепло-
вого баланса электропечи, составленного для 1 т перерабатывае-
мой шихты:
w = 1,!Г(?плав + QH- Qn - - Ов. кб/и-ч/у, (48)
860
32
Методика проектирования печей
где QT — тепло, уносимое газами, выходящими из печи, за ис-
ключением газов, выделяющихся из шихты, ккал/т,
Qn — тепло, теряемое электропечью во внешнюю среду,
ккал/т,
Qg — тепло, выделяемое при горении электродов, ккал!г,
QB — тепло, вносимое воздухом, ккал/т-,
1,1—коэффициент, учитывающий потери энергии в корот-
кой сети, электродах и трансформаторе.
3) Характеристика печных трансформаторов.
Номинальную мощность печных трансформаторов Р, ква, на-
ходят из формулы для производительности электропечи
24? cos <рК1К2
(49)
где А — производительность электропечи по шихте, т!сутки\
cos ср — коэффициент мощности печной установки; значение его
0,8—0,9;
К\ — коэффициент нахождения трансформаторов под нагруз-
кой; принимается равным 0,935—0,945;
Кч — квадрат отношения среднего фактического напряже-
ния питающей линии к номинальному напряжению;
принимается равным 0,9—1,0;
24 — число часов в сутках.
Линейное рабочее напряжение рудоплавильных электропечей
&лин выбирают в пределах 100—500 в. Наиболее высокое значе-
ние для Цдин рекомендуется принимать для печей большой мощ-
ности и при работе их на шлаках с умеренным содержанием
окислов железа. При железистых шлаках рекомендуется огра-
ничивать величину верхней ступени величиной 150—200 в.
Линейный рабочий ток /лип определяют по формулам:
для трехфазных трансформаторов
1000?!
лнн ________
Г 3 • олин
для однофазных трансформаторов
, 1000?!
= —— а.
(50)
(51)
I лнн
илин
В формулах (50-—51):
Р] — номинальная мощность одного печного трансформато-
ра, ква.
Шахтные печи
33
4) Основные размеры электропечи
Диаметр электродов D, м, находят по допустимой плотности
тока А = 2—4 а/см2-.
D = 0,011/ ^-м. (52)
[/ ТГД ’
Ширина печи
B«6D м. (53)
Длина для трехэлектродных печей
£~12Блг, (54)
для шестиэлектродных печей
L«21£) м. (55)
Расстояние между осями электродов
/«3D м. (56)
Высота печи расчету не поддается и принимается по данным
практики в пределах 3,5—4,5 м\ в том числе глубина ванны 1,6—
2,5 м. Площадь пода печи проверяют по удельной мощности
Руд, ква/м2, по формуле
руд= -7Г ква/м2. (57)
KL
Значение Руд должно находиться в пределах 200—400 ква/м2.
Объем шлаковой ванны печи &Ван. м3, проверяют по времени пре-
бывания шлака Тиреб, час., по формуле (45). Значение
Тпреб не должно быть ниже 10—12 час.
§ 6. ШАХТНЫЕ ПЕЧИ [2, 3, 7]
В расчете производительности и основных размеров шахтных
печей определяют следующие величины.
1) Расход топлива т, % от веса шихты
Выбирают по данным заводской эксплуатации аналогич-
ных шахтных печей с последующей проверкой по тепловому ба-
лансу.
2) Оптимальное кол ичество дутья Ко, нм3/м2-мин
Вначале рассчитывают предельное количество дутья К,
• нм3/м2-мин, при котором нарушается стабильное состояние
столба шихты.
Величину К рассчитывают по формуле, выведенной для
сложного многослойного столба шихты, пронизываемого восхо-
3 Заказ 761
34
Методика проектирования печей
дящим потоком газов, из сопоставления веса шихтовых матери-
алов и динамического давления газовых струй}
где од, ©г, (Оз — величины площади свободных проходов между
кусками в слоях шихты, доли единицы; значе-
ние (о: для кокса, окатышей, круглых брикетов
0,215; для сульфидных руд, известняка, квар-
ца, агломерата, оборотных шлаков 0,15;
а — безразмерный коэффициент, учитывающий не-
точности при определении со, а также силу тре-
ния кусков: значение а = 0,6—0,65;
<р—количество газов, образующихся в печи на еди-
ницу дутья, нм3/нм3-
hi, Лг — высота слоев шихты, л«;
Уь У2 — кажущийся удельный вес шихтовых материа-
лов, кг/м3-,
11, 4 — средний размер кусков шихтовых материа-
лов, м; находится по формулам (5—9);
—приведенный удельный вес газов в печи, кг/л«3;
^ср, t'cp — средняя температура газов в слоях шихты, °C;
Fi, Fz, F3—площади поперечного сечения печи, м2.
Нумерация сечений печи ведется от площади на уровне фурм.
Если поперечное сечение печи по высоте меняется незначи-
тельно и общая высота столба шихты в печи не превышает 4—•
5 м, то формулу (58) можно несколько упростить, приняв Fi =
= Fz = F3 и считая, что средняя температура газов по высоте
печи равна среднеарифметической из температур фокуса печи и
.. 2г АЬок + Лтов
поверхности шихты, т. е. гср =------.
При этих условиях формула для К примет вид:
где hi, h2—• относительные высоты слоев шихтовых материалов
колоши, в единице объема щихты, в долях единццы.
Шахтные печи
35
После нахождения величины К определяют Ко по формуле
Ко = (0,6 -4- 0,9) К hmsIм2 • мин. (60)
Меньшее значение коэффициента перед К берут в случае значи-
тельной классификации шихты по крупности, происходящей при
загрузке печей.
3) Удельная производительность печи а, т/м2 • сутки
Рассчитывается по формуле, выведенной из предположения,
что производительность печи является прямой функцией от ин-
тенсивности горения топлива:
а = 6 т/м2 • сутки, (61)
тп
где 1—(число рабочих часов в сутки;
п — удельный расход воздуха, отнесенный на единицу топ-
лива, нм2]кг-,
т — удельный расход углеродистого топлива, % от веса
шихты.
4) Основные размеры шахтной печи.
Площадь сечения печи на уровне фурм, F, м2:
F = — м2,
а
где А — суточная производительность печи, т/сутки.
Ширина печи В, м, принимается по практическим данным.
Длина печи
Рабочая высота печи (высота сыпи над фурмами)
= , (62)
т
где Ууд — удельный объем шихты в печи, м2!т-,
T1 — минимально необходимое время пребывания шихты
в печи, обеспечивающее завершение физико-химиче-
ских процессов, час.;
т — время работы печи в течение суток, час/сутки.
Общая высота печи (от лещади до уровня колошника):
Я = (1,2-^1,4)//у,+ 1 м. (63)
Для шахтных печей, ведущих восстановительную плавку с
высоким расходом кокса, в которых основной приход тепла
получается в результате горения кокса, рекомендуется прове-
рять полученную по формуле (62) рабочую высоту Hv расчетом
теплообмена.
3*
36 Методика проектирования печей
Для расчета теплообмена в шахтных печах применяют фор-
мулу Б. И. Китаева [8]:
Q = av (tr — /ш) vm z ккал. (64)
Здесь /г——разность температур газов и поверхности ших-
ты в шахтных печах; обычно tr— /ш = 50—100°;
— объем шихты в печи, участвующей в теплообме-
не, л«3;
о ш = F • Н-р,
т — время теплообмена между газами и шихтой
(время пребывания газов в слое шихты), час.;
wt
где wt — действительная скорость газов в печи, заполненной
шихтой;
av — коэффициент суммарной теплопередачи, ккал/м3'
• час • °C.
Значение объемного коэффициента теплопередачи в слое ку-
скового материала находится по формуле (65):
М ккал/м3-час-°C, (65)
где w0 — условная скорость газов в свободном сечении шахты
печи, м/сек-
Т — температура газов, °К;
d — средний диаметр кусков шихты, м-,
М — коэффициент, зависящий от процентного содержания
мелочи <в шихте. При отсутствии мелочи М = 1; при со-
держании мелочи 20% М = 0,5.
Количество тепла, рассчитанное по формуле (64), должно
соответствовать теплу, получаемому печью по тепловому балан-
су в результате горения топлива, за время теплообмена т (за вы-
четом тепла, уносимого газами, уходящими из печи). В случае
значительного расхождения указанных величин высота печи Нр
требует изменения, в результате которого было бы достигнуто
равенство передаваемого и выделяемого в печи количества
тепла.
5) ДавлениедутьяР, мм, вод. ст.
Вначале определяют сопротивление слоя шихты в печи по
формуле (66):
2
U W
-^ТоО+^г)^ ВОД. СТ., (66)
“Ср
Шахтные печи
37
где 7/р — рабочая высота печи, м;
dcp — средний размер кусков, м;
w0 — условная скорость газов в пустой шахте, м/сек-,
g — ускорение силы тяжести, м/сек2-,
уо — приведенный удельный вес газов, кг/нм3-,
tr — средняя температура газов в печи, °C;
К — коэффициент, значение которого может быть найдено
двумя путями:
а) по формуле Вагнера -— Барта:
k = V*’ (67)
где а — безразмерный коэффициент, зависящий от материала
шихты и характера движения газов. Значение а выби-
рают в зависимости от критерия Рейнольдса:
ке----------(по табл. 1);
V — объем пустот в шихте, м3/м3; находится по формуле
V _ 7кус — 71Ш1Х в зависимости от укус н у1ТТЯУ объем-
Ткус
ных весов кусков шихтовых материалов и шихты в це-
лом;
тр — коэффициент внутреннего трения газов, кг/м • сек, на-
ходится по табл. 2.
Таблица 1 Значение коэффициента а Таблица 2 Значение коэффициента внутреннего трения для газов печей цветной металлургии
Значение а
Re кокс РУДа агломе- рат Средняя температура V105 Средняя температу- v‘°5
газов, °C кг!м сек кг/м-сек
1000 14,0 20,0 24,2 °C
2000 12,0 16,5 20,5 200 2,7 800 4,7
3000 11,0 14,0 18,5 300 3,0 900 5,0
4000 10,3 12,3 16,6 400 3,5 1000 5,4
5000 9,8 11,3 15,5 500 3J 1100 5,7
6000 9,5 10,5 15,0 600 4,0 1200 6,0
и более 700 4,5
Формула (67) обычно дает завышенное, по сравнению с дан-
ными практики работы шахтных печей, значение К, что объяс-
няется некоторой нестабильностью шихты в заводских шахтных
печах и наличием продувов и каналов;
б) По графику (рис. 3), построенному по экспериментальным
данным различных авторов. Значения К по этим данным обыч-
Конвертеры
39
но получаются заниженными по сравнению с практическими
данными работы шахтных печей.
Учитывая, что все имеющиеся данные по сопротивлению слоя
кусковых материалов применительно к шахтным печам имеют
ориентировочный характер, рекомендуется принимать значе-
ние К как среднее из значений, определенных по формуле (67)
и графику (рис. 3).
Давление воздуха на воздуходувке Р с учетом потерь давле-
ния на фурмах и в сети будет
Р = (1,2-4- 1,3) /гсопр мм вод. ст.
. 6) Проверка ширины печи по проницаемости
шихты.
Осуществляется по формуле
В = Лсопр к (68)
Д/г
где Д/г — удельная упругость дутья, мм вод. ст./м; выбирается
по данным, приведенным ниже:
Д Н, мм вод. ст.
на 1 м ширины
печи
Плохопроницаемая шихта — мелкая
плотная руда, мало кокса .... 2000—3000
Среднепроницаемая шихта — среднее
содержание мелочи, значительное
количество кокса ........... 1000—2000
Хорошопроницаемая шихта — отсутст-
вие мелочи, много кокса..... 500—1000
7) Число и размеры фурм
Выбирают по данным практики, исходя из величины отноше-
ния площади всех фурм к площади сечения печи. Для большин-
ства шахтных печей цветной металлургии это отношение состав-
ляет 0,04—0,08;
8) Окончательный расход углеродистого
т о п л и ва
В заключение расчета шахтной печи составляют подробный
тепловой баланс и по нему проверяют принятое ранее значение
т, %. Допускается отклонение значения величины т от ранее
принятой в пределах +5-4-15%'. При больших отклонениях про-
изводят перерасчет размеров и производительности.
§ 7. КОНВЕРТЕРЫ [2, 3, 9, 10, 11]
При расчете конвертеров для переработки медных, медно-
никелевых и никелевых штейнов определяются следующие ве-
личины:
40 Методика проектирования печей
1) Пропускная способность конвертера
ПО воздуху Vkohb, нм3/мин.
Находится из формулы
А = 1 440-Vkohb-К m/CymKU, (69)
Ууд
где А—суточная производительность конвертера по штейну,
т/суткщ
К — коэффициент использования конвертера под дутьем,
безразмерный; по данным практики К = 0,70—0,80;
Ууд — практический удельный расход воздуха на 1 т штейна
нмг1т\ УуД находится на основе расчета технологиче-
ского процесса;
1440 — число минут в сутках;
2) Удельная нагрузка фурм конвертера
по воздуху q, нм3/см2 мин
Находится по формуле
<7^1,74^/^-^гиДр нмз/см2.миНг (70)
где pi — давление дутья на воздухоподводящем коллекторе,
кг/см2\
Т/щдр — среднее гидростатическое противодавление штейно-
вой ванны, кг/см2-, определяется по удельному весу
штейна у, кг/см3, и средней высоте слоя штейна
над фурмами h, см:
^гндр =
С — безразмерный коэффициент, характеризующий
гидравлическое сопротивление участка воздухорас-
пределительной арматуры конвертера от закольцо-
ванного коллектора до конца фурменной трубки и
степень зарастания рабочего конца фурменной
трубки. Исследованиями установлено, что число-
вое значение коэффициента С для существующей
конструкции воздухораспределительной системы
горизонтальных конвертеров составляет 6—7.
При условии применения улучшенной конфигурации воздухо-
распределительной системы значение коэффициента С снижает-
ся до 2—4 (10];
3) Площадь сечения всех работающих фурм
конвертера, см2
f Vkohb
Я
Конвертеры
41
4) Число работающих фурм пр.
Определяется по формуле:
л„ = 127,2-*-, (71)
где d — диаметр фурменных трубок, мм.
По данным практики для фурменных труб обычно применя-
ют стандартные железные трубы диаметром I1//' (36 мм), Р/г"
(41 мм), P/t" (44—46лглг), 2" мм).
5) Число установленных фурм пуСт
пус1 = (\,2+\,3)Пр, (72)
где (1,2—1,3)—коэффициент запаса, учитывающий возможный
выход из строя некоторых фурм.
6) Тип и размеры конвертера.
На основании выполненных расчетов конвертер обычно под-
бирают ив выпускаемых в СССР стандартных типов конвертеров
по табл. 3. Основными показателями при подборе конвертера яв-
ляются величины Гф, d и пуСт-
Таблица 3
Характеристика конвертеров
Характеристика Тип конвертеров
вертикальные горизонтальные
1 2 I 2 3
Диаметр кожуха, м Длина кожуха, м Число фурм Диаметр фурм, мм Площадь сечения фурм, см2 Пропускная способность по воз- духу, нмл/мин ....... Емкость по черновой меди, m Размеры горловины, м . . . . 3,05 14 38 159 150 10 Круглая 1,2 3,66 22 38 250 230 15 2,3 ' 4,5 18 35 204 180 15 1,1X1,8 3,66 6,1 30—34 38/44 350—400 300—350 35—40 1,7X1,9 3,96 9,15 44—52 44—53 67р—800 600—650 80 1,9X2
7) Размеры горловины
Сечение горловины выбранного конвертера ДГ0Рл, м2 проверя-
ют по действительной скорости газов в горловине Wt, м/сек, и
количеству отходящих из конвертера газов Vt, м3/сек:
V/
Wt~ С
1ГО2Л
42
Методика проектирования печей
Практикой установлено, что для нормальной ра'боты конвер-
теров значение Wt<8—12 м/сек. Величина vt определяется по
данным технологического расчета по уравнению
ЛУ™(273 + 0
vt - --—---------мй/сек.
* 86400-К-273
(73)
Здесь Ууд3 — удельное количество газов на 1 т штейна, нмъ/т\ •
t — температура отходящих газов;
86 400 — число секунд в сутках.
8) Параметры воздуходувной машины и расчет
воздухопроводов,
Производительность воздуходувной машины УВозд, hmz[muh,
рассчитывают из условия обеспечения подвода к фурмам конвер-
тера воздуха в количестве УКОНв, нмъ/мин, и восполнения потерь
воздуха на возможных неплотностях воздухоподводящей трассы,
которые по данным практики составляют 10—25% от УКОнв- Сле-
довательно, производительность воздуходувки
^возд = (1,10-4- 1,25) VK0HB hms/muh. (74)
Давление дутья, создаваемое воздуходувкой рв03д, кг/см2,
должно на 10—20% превышать давление на коллекторе РГ-
Рвозд = (1,10-4- 1,20) Pi кг/см2. (75)
Диаметр воздухопроводов d, м определяют по максим1альному
•секундному объему воздуха, проходящего по воздухопроводу
Vtp м?/сек, и действительной его скорости wtp, м/сек, по формуле
Действительная скорость воздуха в конвертерных воздухо-
проводах принимается обычно равной 15—25 м/сек.
§ 8. ОТРАЖАТЕЛЬНЫЕ РАФИНИРОВОЧНЫЕ ПЕЧИ [12]
При расчетах отражательных рафинировочных печей опреде-
ляют следующие величины:
I) Предварительный расход топлива
Принимается по практическим данным для аналогичных ра-<
«филировочных печей. В конце расчета расход топлива проверя-
ют по развернутому тепловому балансу печи.
Отражательные рафинировочные печи 43
2) Предварительные размеры печи
Площадь пода F, м2, определяют по удельной производитель-
ности a, т/м2 сутки, и заданной суточной производительности пе-
чи А, т/сутки:
F = —.
а
Величину а принимают по данным заводской практики.
Ширину печи В, м, выбирают по данным заводской практики
и по ней и величине F находят длину печи L, м.
Высоту печи от пода до свода Н, м, принимают по аналогии
с действующими заводскими печами той же производительности.
3) Тепловая нагрузка эффективной поверхности
<7сумм, ккал]м2-час.
Величина qcyfm определяется расчетом теплообмена в рабо-
чем пространстве рафинировочной печи для наиболее напряжен-
ного в тепловом отношении периода плавления шихты.
При наиболее точном аналитическом методе расчета тепло-
обмена используют методику и формулы (31, 33, 34 и 35), приве-
денные ранее для отражательных рудоплавильных печей. Вели-
чину степени развития кладки и эффективную длину лучей га-
зового излучения Sa(jl(j! определяют с учетом геометрии рабочего
.пространства печи и размещения в нем перерабатываемой ших-
ты. Для упрощенных и ускоренных расчетов теплообмена можно
применять 'Графический метод.
4) Удельная производительность печи а, т/м2-сутки
Определяется тепловой работой печи в период плавления
а = 2t,6gcyMMfei m/M2.Cymku> (76)
(7плав т2
где k — отношение эффективной поверхности шихты к пло-
щади пода печи;
Ti — время, затрачиваемое печью за одну операцию ра-
финирования на чистое плавление, час.;
Т2 — общее время операции рафинирования, час.;
7плав — теплопотребление шихты, ккал/т-, находится по
формуле (25);
21,6 — число часов работы печи в сутки (0,9 X24).
5) Окончательные размеры рафинировочной
печи.
По рассчитанной по формуле (76) удельной производитель-
ности печи находят: площадь пода печи F, м2, ширину В, м и
длину L, м.
44
Методика проектирования печей
Высоту печи Н, м, рассчитывают по скорости движения газов
в рабочем пространстве wt = 7—9 м!сек и рекомендуемому
напряжению рабочего пространства дрек = 120 000
150 000 ккал/м2-час для периода плавления шихты при помощи
уравнений (77—78):
Л = (77)
wt
хОр
F1L = -^Ms, (78)
?рек
где Fi — площадь свободного (газового) сечения рабочего про-
странства печи, я2. Величина Fi является функцией от
ширины печи В, высоты Н, глубины ванны h и степени
заполнения печи шихтой;
Vt — максимальное количество газов в печи в период плав-
ления, мъ!сек-,
х — максимальный часовой расход топлива в период плав-
ления, кг/час.
Если окончательные размеры печи существенно не отличают-
ся от принятых предварительных размеров, их принимают без
всяких поправок. В противном случае по окончательным разме-
рам пересчитывают величину <7сумм, что в конечном итоге приво-
дит к некоторому уточнению окончательных размеров.
6) Время отдельных периодов операции
рафинирования
Рассчитывается преимущественно по показателям технологи-
ческого процесса, за исключением времени периода плавления
шихты и периода перегрева жидкой ванны, расчет которых осно-
ван на закономерностях теплообменных процессов.
7) Окончательный расход топлива
Определяется на основании развернутых тепловых балансов
по отдельным периодам операции огневого рафинирования: заг-
рузки и плавления шихты, перегрева и рафинирования жидкой
ванны.
Если полученный общий расход топлива на всю операцию
примерно соответствует ранее принятому предварительному рас-
ходу, то расчет может считаться законченным.
При значительном расхождении окончательного и предвари-
тельного расхода топлива необходимо произвести перерасчет
рафинировочной печи по окончательному расходу топлива.
Отражательные рафинировочные печи
45
ЛИТЕРА ТУРА
ПО МЕТОДИКЕ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ПЕЧЕН
1. Д. А. Д ио мидовский. Цветные металлы, № 5, I960.
2. Д. А. Диомидовский. Печи цветной металлургии, Металлургиздаг,
1956.
3. Д. А. Д ио мид о в с км й. Металлургические печи, Металлургиздат, 1961.
4. Д. А. Диомидовский. Цветные металлы, № 6, 1950.
5. Д. Б. Ги я з б у р г и др. Печи и сушила силикатной промышленности,
Промстройиздат, 1956.
6. М. Ю. Лурье. Сушильное дело, Госэнергоиздат, 1948.
7. Д. А. Диомидовский Определение производительности и размеров
шахтных плавильных печей, Известия АН СССР, ОТН, № 4, 1946.
8. Б. И. R/итаев, Ю. Г. Ярошенко, В. Д. Сучков. Теплообмен в
шахтных печах, Металлу,ртиздат, 1957.
9. Д. А. Диомидовский. Цветные металлы, Xs 6, 1931.
10. Л. М. III а л ы г и и. Бюллетень ЦИИН ЦМ, № 15, 1960.
11. Л. М Шалыгин Записки Ленинградского горного института, т. XXXII,
вып. III, 1956.
12. Д. А. Диомидовский. Определение производительности и размеров
пламенных печей, Известия АН СССР, ОТН, № 7—8, 1945.
ГЛАВА II
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ ОБЖИГА
ЦИНКОВОГО КОНЦЕНТРАТА В КИПЯЩЕМ СЛОЕ
§ 1. ЗАДАНИЕ
Рассчитать технологический процесс и печь для обжига цин-
кового концентрата в кипящем слое производительностью
180 т) сутки влажного концентрата. Состав сухого концентрата,
%: 50,0 Zn; 1,5 РЬ; 1,0 Си; 0,3 Cd; 8,0 Fe; 32,0 S; 2,8 SiO2;
3,0 A12O3; 1,4 прочих. Влажность концентрата 6%, что дает 6,4 кг
воды на 100 кг сухого концентрата.
§ 2. РАСЧЕТ МИНЕРАЛОГИЧЕСКОГО СОСТАВА КОНЦЕНТРАТА
Данные минералогических исследований показывают, что ме-
таллы в цинковых концентратах находятся в виде следующих
соединений: цинк — в сфалерите ZnS; свинец — в галените PbS;
медь — чаще в халькопирите CuFeS2, реже в халькозине Cu2S
или ковеллине CuS; кадмий—в сернистом кадмии CdS; желе-
зо — в пирите FeS2 и пирротине Fe7Sg, иногда частично в виде
окислов железа Fe2O3.
С учетом этих данных проводят расчет .минералогического со-
става на 100 кг сухого концентрата.
Количество
24,5 кг.
Количество
0,23 кг.
Количество
97 4
сфалерита 50^^ = 74,5 кг, серы ib сфалерите
. с 239,2 ,
галенита 1,5------— = 1;73 кг, серы в галените
207,2
= 2,88 кг, железа в халь-
= 0,88 кг, серы в халькопирите 1,0 кг.
144,4 „ оо
= 0,38 кг, серы в сер-
1 л 183,4
халькопирита 1,0----—
1 63,6
55,8-2,88
копирите ——
Количество сернистого кадмия 0,3
нистом кадмии 0,08 кг.
Количество железа в пирите и пирротине
8,0—0,88 = 7,12 кг.
Расчет рационального состава огарка и пыли
47
Расчетным .путем определяют количество пирита и пирротина.
Обозначим: х — количество железа в пирите; у — количество
серы в пирите.
Тогда (7,12—х)—количество железа в пирротине,
[32 — (24,5 + 0,23 + 1,0 + 0,08 + у)] — количество серы в пирро-
тине.
х и у связаны соотношениями
55,8 . П 1О /с 1п .55,8-7
х = у—— 7,12 — х = (о, 19 — у) —-—.
64 ' 32-8
Решая эти уравнения, получаем х = 3,06 кг, у = 3,51 кг.
Количество пирита 6,57 кг; (количество пирротина 6,74 кг.
Далее составляют табл. 4 минералогического состава кон-
центрата.
Таблица 4
Минералогический состав цинкового концентрата
Соеди-
нения
Итого
РЬ Си Cd Fe
SiO2 А12Оа Прочие
ZnS 74,5 50 .—. — — — 24,5 — — —.
PbS 1,73 —. 1,5 — — — 0,23 — — —.
CuFeSa 2,88 -— — 1,0 — 0,88 1,0 — — —-
CdS 0,38 —_ — — 0,3 — 0,08 — — —
FeSa 6,57 — —. — —. 3,06 3,51 — — —
Fe,Se 6,74 — .— -— —- 4,06 2,68 —. —~ —
SiO2 2,8 .— — — — —. 2,8 —. —
AlgOg 3,0 — —. .—. — — — — 3,0 —
Прочие 1,4 — 1,4
Итого: 100 50 1,5 1,0 0,3 8,0 32,0 2,8 3,0 1,4
/
§ 3. РАСЧЕТ РАЦИОНАЛЬНОГО СОСТАВА ОГАРКА И ПЫЛИ
При приближенных расчетах, поскольку пыль при обжиге в
кипящем слое обычно является конечным продуктом, можно
принять составы огарка и пыли одинаковыми. Однако заводская
практика показывает, что составы огарка и пыли несколько отли-
чаются один от другого по содержанию в них серы (табл. 5).
Разница в содержании остальных элементов при существующих
условиях обжига цинковых концентратов в кипящем слое — спо-
собе загрузки, температуре процесса и др. — незначительна.
В данном расчете, за исключением серы, распределение всех
элементов исходного концентрата в огарок и пыль принимается
по данным заводской практики равным 3 : 2, т. е. 60% —в огарок
и 40% —в пыль. Поскольку исходный концентрат близок по со-
48 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Таблица 5
Состав огарка и пыли по заводским данным (%)
Завод продукт обжига Сера
общая сульфатная сульфидная
«Электроцинк» Огарок Циклонная пыль 1,40 3,50 1,0 3,0 0,40 0,50
«Укрцинк» Огарок Циклонная пыль 1,60 4,80 1,30 4,10 0,30 0,70
«Трейл» Огарок Циклонная пыль 0,8 4,0 0,5 3,0 0,3 1,0
ставу к концентрату завода «Электроцинк», содержание серы в
продуктах обжига принято по данным этого завода.
В огарке и пыли металлы находятся ,в виде следующих соеди-
нений: цинк — в виде окисла ZnO, сульфата ZnSO4 и сульфида
ZnS, причем вся сульфидная сера связана с цинком как с наи-
более плотным и трудноокисляющимся сульфидом; свинец и кад-
мий — в виде окислов и сульфатов. В расчете принято, что
50% — в виде окислов РЬО и CdO, а 50% — в виде сульфатов
РЬЗОд и CdSO4; медь и железо — в виде окислов CusO и Fe2O3.
Расчет состава огарка и пыли ведем алгебраическим мето-
дом.
Обозначим: х — количество огарка, кг;
0,01 х — количество сульфатной серы в огарке;
0,004 х — количество сульфидной серы в огарке;
у — количество -пыли, кг;
0,03 у —• количество сульфатной серы в пыли;
0,005 у — количество сульфидной серы в пыли.
Получим следующие количества, кг:
Сульфида цинка в огарке
97-4°-<1<и?. = 0.0122Х,
В пыли
97,4-0,005// = 0 0152^;
32
Сульфата свинца в огарке
303,2-0,45 псс
-----------= 0,66,
207,2
Расчет рационального состава огарка и пыли
49
В пыли
303,2 • 0,3
=0,486,
= 0,324;
= 0,168,
= 0,112.
= 0,102,
= 0,068.
Окисла свинца в огарке
223,2-0,45
207,2
В пыли
L223,2-0,3
207,2
Сульфата кадмия в огарке
208,4-0,09
112,4
в пыли
208,4-0,06
112,4
Окисла кадмия в огарке
128,4-0,09
112,4
В ПЫЛИ
128,4-0,06
112,4
Сульфата цинка в огарке
161,4(0,01х —0,096)
32
где 0,096 — сульфатная сера в огарке в сульфатах свинца и
мня; соответственно :в сульфате свинца
А66'32. = 0 ото
303,2
в сульфате кадмия
-^-8'32 = 0,026.
208,4
Аналогично получим количество сульфата цинка в пыли
-’^(С.ОЗу —0,064).
32
Окиси цинка в огарке
-S4- [30 - 4г1 • °’0122х —— (°>°1х - °ж>)1.
65,4 L 97,4 32 J
4 Заказ 761
кад-
50
Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Рациональный
Соединения Итого Zn Pb Си Cd
кг % кг % кг % кг % кг %
ZnO 35,772 69,0 28,71 55,45 — — — — — —
ZnSO4 2,135 4,12 0,865 1,67 — — — — — —
ZnS 0,675 1,23 0,425 0,78 — — — — — —
PbO 0,486 0,94 — — 0,45 0,865 — — — —
PbSOa 0,66 1,28 — — 0,45 0,865 — — — —
CdO 0,102 0,20 — — — — — — 0,09 0,175
CdSO4 0,168 0,32 — — — — — — 0,09 0,175
Cu2O 0,675 1,30 — — — — 0,6 1,16 —
FeLO3 6,87 13,26 — — — — — — — —
SiO2 1,68 3,24 — — — — — — — —
AlgOg 1,80 3,48 __ — — — — — — —
Прочие 0,84 1,63 — — — — — — — —
Итого 51,82 100 30 57,9 0,9 1,73 0,6 1,16 0,18 0,35
Расчет рационального состава огарка и пыли
51
состав огарка
Таблица 6
Fe sso4 ss о2 SiO2 А18О3 Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
— — — — — — 7,062 13,63 — — — — — —
— — 0,423 0,815 — — 0,847 1,63 — — —- — —
— — — — 0,207 0,4 —
— — — — — — 0,036 0,07 — — — — — —
— — 0,070 0,135 — — 0,14 0,21 — — — — — —
— — — — — — 0,012 0,02 — — — — — —
— — 0,026 0,05 — — 0,052 0,10 — — — — — —
— — — — — — 0,075 0,14 — — — — — —
4,8 9,26 - — — — 2,07 3,99 — — — — — —
— — — — — — — — 1,68 3,24 — — —
— 1,80 3,48 — —
— 0,84 1,63
4,8 9,26 0,519 1,0 0,207 0,4 10,294 19,85 1,68 3,24 1,80 3,48 0,84 1,63
4*
52
Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Рациональный
Соединение Итого Zn Pb Си Cd
кг % кг % кг % кг % кг %
ZnO 21,835 59,92 17,529 48,18 — — — — — —
ZnSO4 5,177 14,19 2,099 5,77 — — — — — —
ZnS 0,554 1,51 0,372 1,03 — — — — — —
PbO 0,324 0,88 — — 0,3 0,825 — — — —
PbSO4 0,44 1,21 — — 0,3 0,825 — — — —
CdO 0,068 0,19 — — — — — 0,06 0,165
CdSO4 0,112 0,37 — — — — — — 0,06 0,165
Cu2O 0,45 1,23 — — — — 0,4 1,1 — —
Fe2O3 4,58 12,58 —
SiO2 1,12 3,08 —
A12O3 1,20 3,29 — — — — — — — . —
Прочие 1 0,56 1,55 — — — — — — —
Итого 36,42 100 20,0 54,98 0,6 1,65 0,4 1,1 0,12 0,33
Расчет рационального состава огарка и пыли
53
состав пыли
Таблица 7
Fe sso4 ss о, SIO, А12О, Прочие
кг % кг 7. кг % кг % кг % кг % кг %
— — — — — — 4,306 11,8 — — — — — —
— — 1,026 2,83 — — 2,052 5,65 — — — — — —
— — — — 0,182 0,5 — — — — — — — —
— — — — — — 0,024 0,07 — — — — — —
— — 0,047 0,13 — — 0,093 0,25 — — — — — —
— — — — — — 0,008 0,02 — — — — — —
— - 0,017 0,04 — — 0,035 0,09 — — — — — —
— — — — — — 0,05 0,14 — — — — — —
3,2 8,8 — — — — 1,38 3,8 — — — — — —
— 1,12 3,08 — — — —
— — — — — — — — — — 1,20 3,29 — —
0,56 1,55
3,2 8,8 1,090 3,0 0,182 0,5 7,948 21,82 1,12 3,08 1,20 3,29 0,56 1,55
Б4 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Где 30 — общее содержание цинка в огарке;
65 4
——0,0122х—содержание цинка в виде сульфида;
97,4
——(0,01х — 0,096) — содержание цинка в виде сульфата.
32
Аналогично количество окиси цинка в пыли
[20 —0,0152у------(0(03у — 0,064)1 ;
65,4 L 97,4 32 J
закиси меди ib огарке
-143^-2 0,6 = 0,675,
127,2
в пыли
143,2 n . п .г-
----— 0,4 = 0,45;
127,2
Окиси железа в огарке
2^ 4,8 = 6,87,
111,6
в пыли
3.2 = 4,58.
111,6
Окись алюминия и другие компоненты концентрата переходят
в огарок и пыль также в соотношении 3 : 2.
Для определения количества огарка и пыли составляют и ре-
шают уравнения:
для количества огарка
х = 0,0122х ф- 0,66 ф- 0,486 ф- 0,168 ф- 0,102 ф-
фбГф ( 01х _ 0 96) JI,4
32 65,4
— (0,01х— 0,096)1 ф- 0,675 ф- 6,87 ф- 1,68 ф- 1,80 ф- 0,84,
32 I
— -^-0,0122х —
97,4
51,82 кг,
^-0,0152г/ —
97,4
для количества пыли
у = 0,0152г/ ф- 0,44 ф- 0,324 ф- 0,112 ф- 0,068 ф-
ф ПИД (0>03^_ 0Д64) + 8М
32 65,4
“ (ОДЗу — 0,064) ] ф- 0,45 ф- 4,58 ф- 1,12 ф- 1,20 ф- 0,56,
у = 36,42 кг.
Расчет воздуха и газов
55
По значениям хиу определяют количество окислов, сульфа-
тов и сульфидов цинка в огарке и пыли и по этим данным со-
ставляют табл. 6 и 7 рационального состава огарка и пыли.
На основании проведенного расчета находят степень десуль-
фуризации при обжиге
32- 1'998... ЮО = 93,8%,
32
где 32 — количество серы в исходном концентрате, кг;
1,998 — количество серы в продуктах обжига, кг.
В заключение следует отметить, что расчет рационального
состава и количества огарка и пыли можно вести иначе, задава-
ясь в начале расчета степенью десульфуризации при обжиге.
§ 4. РАСЧЕТ ВОЗДУХА И ГАЗОВ
Воздух при обжиге в кипящем слое выполняет двоякую роль:
во-первых, он является химическим реагентом-окислителем ма-
териалов, во-вторых, воздух, проходящий через слой .материала,
создает состояние его «кипения». Поэтому расчет количества воз-
духа, необходимого для осуществления процесса, должен учиты-
вать оба указанных момента. В данном разделе производится
определение теоретического и практического количества воздуха
и образующихся газов по данным предыдущих технологических
расчетов.
При обжиге из 100 кг сухого цинкового концентрата удаляет-
ся 30,002 кг серы (см. табл. 4, 6 и 7), на окисление которой до
сернистого ангидрида требуется такое же весовое количество
кислорода. Содержание серного ангидрида в газах при обжиге
в кипящем слое цинковых концентратов обычно весьма мало и в
данном расчете им пренебрегают. На окисление сульфидов до
окислов и сульфатов требуется еще 18,242 кг О2 (табл. 6 и 7).
Всего требуется на 100 кг сухого концентрата 48,244 кг О2. Тео-
ретическое количество воздуха
48,244 О1П
—-— = 210 кг.
0,23
При обжиге цинковых концентратов в кипящем слое коэффи-
циент избытка воздуха а =1,1—1,2. Принимая значение а =
= 1,13, найдем практическое количество воздуха 238 кг, или
184 нм3. В этом количестве воздуха содержится: 183,306 кг, или
146,5 нм3, азота и 6,45 кг, или 4,51 нм3, избыточного кислорода.
С учетом влаги, содержащейся в исходном концентрате, прак-
тическое удельное количество воздуха Ууд, нм3!т будет
т/ 184-10-100 ч,
Vvn —-----------= 1730 нм3 tn.
уц 106,4
56
Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Количество и состав газов на 106,4 кг влажного концентрата
приведены в табл. 8.
Таблица 8
Количество и состав отходящих газов
Соединения кг НМа % (объемн.)
so2 60,004 21 11,6
О2 6,45 4,51 2,5
N2 183,306 146,5 81,5
н2о 6,4 7,95 4,4
Итого: 256,15 179,96 100
§ 5. РАСЧЕТ ПЕЧИ
1) Потребность в тепле за счет топлива или
электроэнергии QT, ккал)кг
Находится по ориентировочной формуле (3) или по графикам
рис. 1 и 2 (см. стр. 18) при следующем значении величин:
tr ~ 870°; SO2 « 12%; S ~ 30%; g = 36 ккал/кг - % S.
q OJL/rS _ s = 0,5 • 870 2 30 _ Зб. зо = о
т SO2 ё 12
Следовательно, для обжига в кипящем слое цинкового кон-
центрата заданного состава топлива и электроэнергии не требу-
ется.
2) Определение оптимального количества
дутья Ко, нм3/м2 • мин
Первоначально по формуле (4) определяют предельное (ми-
нимальное) количество дутья К, при котором неподвижный слой
концентрата переходит в нестабильное состояние. Для рассчиты-
ваемой печи значение величин, входящих в формулу (4), будет
следующим: <р = =0,98 нм31нм3\ у = 4000 кг!м3\ у гоаз =
= - p9~gg ' = 1 >42 кг,1'М3\ tcv =—-— = 460 (температура газов
на выходе из слоя равна температуре кипящего слоя 900°). Вели-
чину среднего размера кусков концентрата определяют на ос-
новании данных по его гранулометрическому составу, приведен-
ных в табл. 9, по формулам (5—9).
Расчет печи
57
Таблица 9
Гранулометрический состав цинкового концентрата
Крупность Снтовый анализ сухой пробы, %
меш ММ
+48 0,295 10
—484-170 —0,295+0,088 20
—170+200 —0,088+0,074 35
—200 —0,074 35
Итого . . 100
Крупная часть концентрата
Куски 0,3 мм.............................10% (33%)
0,19»..............20% (67%)
Итого..........30% (100%)
/ср = °.9 [^мел + (1 - Ь) 1кр] = о,9 [0,67.0,19 + 0,33-0,3] =
— 0,203 мм.
Мелкая часть концентрата
Куски 0,08 мм........................35% (50%)
0,07 ».............35% (50%)
Итого..........70% (100%)
/ср = 0,9 [6/мел + (1 - Ь) /кр] = 0,9 [0,5-0,07 + 0,5-0,08] =
— 0,067 мм.
Весь концентрат
Крупная часть 0,203 мм . . . 30%
Мелкая » 0,067 » ... 70%
Итого .............100%
Так как для всего концентрата /мел = /Кр = 0,33 1кр.
V , 4иО
т. е. /мел <0,415 /кр, то для расчета среднего размера куска сле-
дует применить формулу (8):
/ = 0,05/ + 0,95/ = 0,05 • 0,203 + 0,95 - 0,067 = 0,074 мм
ср ’ кр 1 9 мел ’ 9 1 9 9 9
ИЛИ
I = 74-10~6л1.
ср
58 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Подставляя найденные значения в формулу (4), определяем
предельное количество дутья
К = 7,20 нм2/м2- мин.
Оптимальное количество дутья, обеспечивающее создание
устойчивого кипящего слоя цинкового концентрата, определяет-
ся по формуле (10):
Ко = (1,2-н 1,4)/<.
При сравнительно 'небольшой величине пылеуноса, принятой
(40%) в расчете, следует взять меньшее значение коэффициента,
1,2.
Ко = 1,2-7,2 = 8,6 нм?/м2-мин.
3) Удельная производительность печи
Определяется по формуле (И):
1440 ЬКо 1440 0,97 -8,6 _ , ,
а =----—— = —----------7 m м2, • сцтки.
Цуд 1730
Полученная величина удельной производительности находит-
ся в пределах, достигнутых в заводской практике:
а, т/м" -сутки
Электроцинк........................4,0—5,0
Укрцинк............................4,0—7,0
Усть-Камеиогорский свиицово-цинковый
комбинат............................3,5—4,0
Беловский цинковый ................4,4—4,8
Челябинский цинковый...............3,5—4,8
Алькан (Канада)....................3,6—4,2
Завод в Шопеницах (Польша)......... 5,8
Опытная установка во Фрайберге . . . 13,5
Полупромышленная установка в Нью-
Джерси, работающая на гранулах
0,3—7 мм ......................... 34,0
4) Минимальное время пребывания
концентрата в печи, обеспечивающее
завершение обжига
Определяется по формуле (12):
т = (4 -т- 5) = 5 • _.°’3 ' 4 * * * * * 10 3 = 0,425 часа
w 0,004
для наибольшего размера кусков концентрата /кр = 0,3 мм и при
скорости обжига w = 0,004 м!час.
Расчет печи
59
5) Площадь пода печи
Находится по формуле (1):
п А 180 ос о а
F — — =------= 25,8 л2,
а 7,0
где А — заданная суточная производительность по исходному
сырому концентрату, т/сутки.
При круглой форме печи 'внутренний диаметр ее будет
D = 1,13/ F = 1,13 / 25,8 = 5,75 м, примем 5,8.
6) Минимальный объем кипящего слоя
Рассчитывается .по формуле (13):
,, ДДУт 180 1 • 0,425 о о ,
VK =-----=-------------= 3,3 М3,
24fr 24 • 0,97
тде ДV — удельный объем концентрата в кипящем слое.
ДР = 4 —J— = 4 — =* 1 м3/т,
7тв 4
Л’тв — удельный вес концентрата, т/м3.
7) Толщина кипящего слоя
Определяется по формуле (14):
Як = (5^9)-^-
Значение коэффициента принимается в зависимости от раз-
меров печи и от химического и гранулометрического состава
концентрата. С увеличением размеров печи, крупности концен-
трата и содержания серы в нем величина коэффициента прини-
мается большей.
В нашем случае для богатого серой концентрата и значитель-
ных размеров печи принимаем верхнее значение коэффициента
= = 9- -—= 1,17^ 1,2 м.
F 25,8
Заводские печи, обжигающие цинковые концентраты, имеют
толщину (высоту) кипящего слоя 0,7—1,2 м.
8) Общая высота печй
Находится по формуле (15)
Яп = (4-^-7)7Ук = 6* 1,2 = 7,2 м.
60 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
9) Гидравлическое сопротивление кипящего
слоя
Определяется по формуле (16):
Др = Нк (ттв — Тг) (1 — s) мм вод. ст.
Подставим в эту формулу следующие значения величин:
Нк = 1,2 ж; утв=4000 кг!м2, 6 = 0,75 (величина 6 определяется ско-
ростью воздуха и гранулометрическим составом концентрата;
для каждого конкретного материала надо знать или опреде-
лять зависимость .величины б от Ко', величиной уг в данном рас-
чете пренебрегаем ввиду относительно малого ее 'значения.
Др = 1,2-4000(1 — 0,75)= 1200 мм вод. ст.
10) Параметры воздуходувки
Давление воздуха на воздуходувке 'Определяется по форму-
ле (17):
р = (1,3—т- 1,5) (Др Н- Дрп) = 1,5(1200 100) = 1959 мм вод. ст.
Материальный баланс процесса обжига
№ пп. Материа- лы и про- дукты Всего Zn РЬ Си Cd Fe
кг кг % кг % кг % кг % кг %
Посту
1 2 Концен- трат Воздух 106,4 238 50 47,1 1,5 1,42 1,0 0,94 0,3 0,28 8,0 7,5 к
Итого 344,4 50 — 1,5 — 1,0 — 0,3 — 8,0 —
Полу
1 2 3 Огарок Пыль Газы so2 п 51,82 36,42 60,004 6,45 183,306 6,4 30 20 57,9 54,98 0,9 0,6 1,73 1,65 0,6 0,4 1,16 1,1 0,18 0,12 0,35 0,33 4,8 3,2 9,26 8,81
v2 N2 н2о — — —
Итого 344,4 50 — 1,5 — 1,0 — 0,3 — 8,0 —
Расчет печи
61
при условии ДРп = 100 жж вод. ст. Расход воздуха на одну печь
определяется по удельному расходу Ууд = 1730 нм31т и произво-
дительности печи А = 180 т1 сутки.
1730-180 опо ,,
----------— 223 нм3 мин.
1440 • 0,97
По величине давления и расхода воздуха выбирают возду-
ходувную машину. Для проектируемой печи (может быть вы-
брана воздуходувная машина Невского завода типа 0-325-11
следующей характеристики: производительность 325 нм31мин\
давление 2300 жж вод. ст.
11) размеры и число дутьевых сопел
Для проектируемой печи принимаем сопло грибообразной
формы с 4 выходными отверстиями диаметром по 10 жж
(рис. 4). Скорость истечения воздуха из сопла находим по фор-
муле (18):
Таблица 10
цинковых концентратов в кипящем слое
S О, N, н,о SiO2 А1.О, Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
пило
32,0 30,0 54,694 23,0 183,306 77 6,4 6,0 2,8 2,63 3,0 2,82 1,4 1,31
32,0 — 54,694 — 183,306 — 6,4 — 2,8 — 3,0 — 1,4 —
ч е н о
0,726 1,4 10,294 19,85 ... 1,68 3,24 1,80 3,48 0,84 1,63
1,272 3,5 7,948 21,82 — — — — 1,12 £ 3,08 1,20 3,29 0,56 1,55
30,002 50 30,002 50 — — — — — — — — —
— — 6,45 100 —-
— —— — — 183,306 100 6,4 100 — — — — — —
32,0 — 54,694 — 183,306 — 6,4 — 2,8 — 3,0 — 1,4 —
62
Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
W - - ф
1^ (Pi—м/сек.
При следующих значениях величин: <р =0,8; £=9,81 м1сек2-„
pi = 1300 мм вод. ст.; р2 = 1200 мм вод. ст.; у = 1,29 кг/м?
2 • 9,81 (1300— 1200)
1,29
= 31 м/сек.
Необходимое число сопел по
формуле (19)
п = 1,2 — - = 1,2
3,72
31 • 0,000314
= 460 сопел,
где v = ------ =3,72 нлд/сек, f—
60
= 0,000314 м2.
Рис. 4. Грибообразное дутье-
вое сопло для печи кипящего
слоя
§ 6. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА
На основании всех произведенных ранее технологических
расчетов составляем материальный баланс процесса обжига на
100 кг исходного сухого цинкового концентрата или на 106,4 кг
влажного концентрата (табл. 10).
§ 7. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
Расчет теплового баланса печи ведется на 106,4 кг концен-
трата (на 100 кг сухого концентрата).
Приход тепла
1) Физическое тепло концентрата
Qi —"Cimiti; Ci = 0,18 ккал!кг • град (определяется по тепло-
емкостям составляющих концентрата и их процентному со-
держанию в концентрате), т.\ = 106,4 кг, t\ = 10°,
Тепловой баланс печи
63
Qj = 0,18 • 106,4 • 10 = 192 ккал.
2) Физическое тепло воздуха
Q2 = с2п2/2; с2 = 0,31 ккал/нм3 • град, vz= 184 нж3, /2 = 20°„
Q2 = 0,31 • 184 • 20 = 1140 ккал.
3) Тепло экзотермических реакций:
a) ZnS+1,5 О2 = ZnO + SO2 + 105630 ккал,
51,№>1 105630 7КППП Л
—----------------------------=75000 ккал,
81,4
б) ZnS + 2О2 = ZnSO4 +.J85000 ккал,
7'3|г ' 18а™ = 8400 m
161,4
в) PbS + Р/2О2 = РЬО + SO2 + 100490 ккал,
0,81 • 100490
—----------------------------= 356 ккал,
223,2
г) PbS + 2О2 = PbSO4 + 196800 ккал,
1,1 • 196800 -.к
-----------= 715 ккал-,
303,2
д) CdS + Р/гОг = CdO + SO2 + 98800 ккал,
0,17-98800
—----------------------------= 130 ккал;
128,4
е) CdS + 2О2 = CdSO4 + 187700 ккал,
0,28-187700 __ 95п
208,4
ж) 2FeS2 + б'/гОг = Ре20з + 4SO2 + 395300 ккал,
6,57-395300 1ЛпПП ,
—----------= 10900 ккал;
239,6
з) 2FeS + 3*/2О2 = Fe2O3 + 2SO2 + 293010 ккал,
6,74-293010
—----------------------------~ 11260 ккал;
175,6
и) 2CuFeS2 + 6О2 = Cu2O + Fe2O3 + 4SO2 + 481100 ккал,
2,88-481-100 о„пП
—----------= 3790 ккал;
366,8
Q3 = 75000 4- 8400 + 356 + 715 + 130 + 250 +
+ 10900 + 11260 + 3790 = 110801 ккал.
Итого приход: Qi + Q2 + Q3 = 192 + 1140,+, 110801 =
= 112133 ккал.
64 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Расход тепла
I) Тепло, уносимое огарком и пылью,
Q\=c\
«'1 = 0,177 ккал/кг град (определяется аналогично Ci);
m'i = 51,82 кг; m"i = 36,42 кг; Г, = 900° С; t” = 870° С;
Q'i = 0,177 (51,82-900 + 36,42-870) = 14800 ккал.
2) Тепло, уносимое газами (без паров воды),
^2 ~ (Cso2ysot + CO2VO, + CN£wN2) ^газ’ ^газ ~ ’
с„„ =0,528 ккал/нм? град, ос„ =21 нм3;
cOj = 0,349 ккал [нл? град, оо> = 4,51 нм3;
cN> = 0,329 ккал'!нмя град, vN ~ 146,5 нм3;
Q’2 = (0,528-21 + 0,349-4,51 + 0,329-146,5) 870 = 53000 ккал.
3) Тепло на нагрев и испарение влаги:
а) тепло на нагрев воды с 10 до 100°
свтв^в — О. = Ь6,4(100— 10) = 575 ккал;
б) тепло на испарение воды
Хтв = 539-6,4 = 3450 ккал;
в) тепло на нагрев пара до tra3
с^п^газ— 100) = 0,401-7,95(870— 100) = 2450 ккал,
<2'3 = 575 + 3450 + 2450 = 6475 ккал.
4) Тепло, теряемое во внешнюю среду,
Q' =qFT,
где q — удельные потери тепла через стенки печи, ккал/м2-
• час;
F — суммарная поверхность стен и свода печи, м2;
т — время переработки 106,4 кг концентрата, час.
а) Определение q.
Футеровка печи, мм: шамот 230, засыпка из стекловаты 20,
железный кожух 8.
Температура внутренней поверхности стенки печи 870°. Тем-
пературу наружной поверхности кожуха печи принимаем 120°.
Тепловой &аланс печи
65
Коэффициент теплопроводности, ккал/м час-°C: для шамота —
0,6 + 0,00055 /СР^ 0,6 + 0,00055—^-— = 0,975; для стеклова-
ты — 0,1; для железа —• 39:
v s 0,230 , 0,02 . 0,008 п ..
X 0,975 0,1 . 39
Рис. 5. График для определения потерь тепла через стенку
По величине 2— и температуре внутренней поверхности
X
стенки по графику потерь тепла через стенки печи (рис. 5) опре-
деляем температуру наружной поверхности стенки. Эта темпе-
ратура по графику также равна примерно 120° и q —
1800 ккал!м2 час. Для предохранения, обслуживающего персо-
нала нижнюю часть печи в районах обслуживания дополнитель-
но теплоизолируют снаружи.
б) Определение F.
Для проектируемой печи F = 185 м2.
в) Определение т;
24-106,4
180000
= 0,0142 часа.
Q' = 1800-185-0,0142 = 4730 ккал.
Итого расход: Q/ + Qz + Qz + Qa — 14800 + 53000 +
+ 6475 + 4730 = 79005 ккал.
5 Заказ 761
66 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Сравнение прихода и расхода указывает на значительный
избыток тепла в "процессе обжига.
Сизо = Спгих — Qnacx = 112133 — 79005 = 33128 ккал.
Избыточное тепло отнимается из слоя различными теплообмен-
ными устройствами, из которых наибольшее распространение
получили водоохлаждаемые кессоны и змеевики (трубчатые
теплообменники).
Первые являются (наиболее простыми устройствами, но они
не позволяют эффективно утилизировать избыточное тепло из
кипящего слоя. Более правильным поэтому, хотя и более слож-
ным, будет выбор конструкции трубчатых теплообменников,
расположенных в кипящем слое и позволяющих получать пар.
Выбираем схему утилизации тепла из кипящего слоя и тепла
отходящих газов с отдельными циркуляционными контурами
для теплообменников печи и для котла-утилизатора. Теплооб-
менники печи работают на 60%-ной пароводяной эмульсии с
получением насыщенного пара давлением 40 ат и температурой
смеси — 250°. Подобная схема прошла длительную эксплуата-
ционную проверку на Воскресенском химическом комбинате.
Питающая теплообменники вода проходит очистку, деаэрацию
и нагрев до 100° получаемым паром. Узел питания нагретой во-
дой— общий для теплообменников, расположенных в кипящем
слое, и для котла-утилизатора.
Общая поверхность трубчатых теплообмеников в слое опре-
деляется по формуле
F = ---Оизб--- М2г
k (/' — t") т
где к — коэффициент теплопередачи; колеблется в пре-
делах 220—260 ккал)м2 • час • град;
t' и t" — средние температуры слоя и пароводяной эмуль-
сии, х; t' = 900° и t" = 250°;
т — время переработки 106,4 кг концентрата, час.
F =---------------------= 14,4 ж2» 15 ж2. •
250(900 — 250). 0,0142
Принимаем поверхность одной секции теплообменного уст-
ройства равной 1,5 м2, тогда число их будет 10.
Определим расход воды на охлаждение.
При теплосодержании пара 666 ккал]кг, а воды 250 ккал!кг
в пароводяной 60%-ной эмульсии и при теплосодержании пи-
тающей воды 100 ккал)кг расход воды х определяется из соот-
ношения
<2ИЗб = (0,6х-666 + 0,4х-250) — х 100,
Расчет газоходной системы
67
33128
откуда х = -———;— = 83 кг за 0,0142 часа или
(0,6-666+0,4-250)—100
5840 кг/час (5,84 м31час).
На основании всех проделанных расчетов составляем свод-
ный тепловой баланс печи для обжига в кипящем слое (табл.
11).
t Таблица 11
Тепловой баланс печи для обжига цинковых концентратов
в кипящем слое
№ пп. Приход ккал % № пп. Расход ккал %
1 2 3 Физическое тепло концен- трата Физическое тепло воздуха Тепло экзотер- мических ре- акций 192 1140 110801 0,17 1,02 98,81 1 2 3 4 5 Тепло, уносимое огарком и пылью Тепло, уносимое газами Тепло на нагрев и испарение вла- ги Тепло, теряемое во внешнюю сре- ДУ Тепло, отнимае- мое теплообмен- никами 14800 53000 6475 4730 33128 13,2 47,3 5,75 4,2 29,55
Итого . . . . 112133 100 Итого 112133 100
Рассмотрение статей теплового баланса обжига цинковых
концентратов в кипящем слое указывает на необходимость ути-
лизации избыточного тепла слоя и тепла отходящих газов. Эти
статьи в расходе тепла составляют более 75%.
тепла
систе-
отхо-
§ 8. РАСЧЕТ ГАЗОХОДНОЙ СИСТЕМЫ
Расчет газоходной системы печей состоит из выбора схемы
газоочистки и утилизации газов и пыли, разработки простран-
ственной схемы всего газоходного тракта и собственно расчета
газоходов, устройств для улавливания пыли и утилизации
газов, дымососа или дымовой трубы.
Принимаем приведенную на рис. 6 схему газоходной
мы. Эта схема обеспечивает хорошую утилизацию тепла
дящих газов и достаточно полное улавливание пыли.
Количество газов, образующихся в печи, )
(ulfanwo)
180000-179’^ = 3,5 нм'.'сек.
106,4-24.3600
68 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
Температура газов 870°, удельный вес 1,42 кг/нм3.
Температура газов на выходе из котла-утилизатора по усло-
виям его работы 350°.
С учетом подсоса по 5% количество газа на участках будет,
нм3/сек:
Печь—котел ..................
Котел—циклон.................
Циклон—электрофильтр.........
Электрофильтр—дымосос........
3,5-1,05=3,68
3,5-1,1 =3,84
3,5-1,15=4,02
3,5-1,2 =4,2
Рис. 6. Схема газоходной системы печи кипящего слоя:
1 — печь; 2 — паровой котел; 3 — циклон; 4 — электрофильтр; 5 ~
дымосос
Температура газов на выходе из печи с учетом подсоса
-^°-»830°.
1,05
Температура газов на входе в котел при падении температу-
ры 5° на 1 пог.м газохода 830° — 5-6 = 800°.
Температура газов на выходе из котла 350°; с учетом подсо-
Температура газов на входе в циклон 330° — 2-10 = 310°.
Температура газов на выходе из циклона 230°; с учетом под-
230 ООЛ°
coca ---= 220 .
1,05
Температура газов на входе в электрофильтр 220—2-10 =
= 200°.
Температура газов на выходе из электрофильтра 150°, с
150
учетом подсоса 143°. t
Температура газов перед дымососом 143—1-8= 135°С.
Далее определяют действительные объемы газов и рассчи-
тывают отдельные узлы газоходной системы.
Расчет газоходной системы
69
2
при скорости газа 5 м/сек сечение га-
14 7
равно = 2,93 ж2. При газоходе
и отношении высоты к ширине газохо-
Участок печь — котел
~ 830+800 О1го
Средняя температура газов ——------- = 815 , объем газов
1088 ,,
3,68- ---= 14,7 м3сек,
273
зохода на этом участке
прямоугольного сечения
да 0,8 определяем его размеры:
— = 0,8; 0,8&2 = 2,93 м2,
Ь ‘
откуда а = 1,52 м и b = 1,91 м.
. Проведем ориентировочный расчет параметров котла-утили-
затора при условии, что котел работает на нагретой до 100° во-
де с получением пара 40 ат. Количеств0 тепла, отдаваемого га-
зами котлу, при учете потерь тепла во внешнюю среду 5%,
равно
Q — 0,95crVr (Z=x — /БЫХ),
Л— й tK
550,8— 100,8 =~2g4o
„ „ 550,8 ~
2,31g---—
100,8
кип = 800—249,2 = 550,8°;
= 350 — 249,2 = 100,8°;
Q = 0,95-0,34-3,68 (800 — 350) = 535 ккал/сек,
или 1925С00 ккал/час.
Поверхность котла F = ——,
k A tcp
где к — коэффициент теплопередачи, принятый равным
40 ккал/м2•час (с учетом обдува рабочих поверхнос-
тей).
Л/ср= Д'н
2’316^
где Д tK = /БХ — t,
Lt =/БЫХ—/
К г кип
/кип = 249,2 (при Р = 40 ат).
F = —250°- = 182 ж2.
40.264
Прй получении насыщенного пара 40 ат паропроизводитель-'
ность котла D может быть определена из соотношения
£)= —-----,
Gnapa 1воды)
70
Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
где 'пара — теплосодержание получаемого пара, 666 ккал!кг;
/воды — теплосодержание питающей воды, 100 ккал)кг.
,, 1925000 „лгп ок,
D =-----------= 3460 кг час, или ~ 3,5 т час.
666 — юо
В настоящее время котлы-утилизаторы для печей цветной
металлургии не стандартизованы. Поэтому выбор их по расчет-
ным характеристикам затруднителен. К данным нашего расчета
по характеристике и условиям работы приближается котел-ути-
лизатор типа УККС 8/40.
Участок котел-циклон
3304-310
Средняя температура газов------=320°; объем газов 3,84X
593 8 32
X— — 8,32 м21сек\ сечение газохода-2— = 1,67 л+; диаметр га-
273 5
. -.Л4-1,67 , ._
зохода а = 1/ ---- = 1,46 м\ средняя температура газа в
310+230 ’ _о .
циклоне------= 270 , объем газов, проходящих через циклон:
3,84-^- — 7,64 м3/сек, или 27500 м?1час.
273
По данной производительности выбираем 2 батарейных цик-
лона БЦ-24-0, работающих параллельно, каждый сопротивлени-
ем 50 мм в ст. и производительностью 17520 м^час.
Участок циклон — электрофильтр
Средняя температура газов 220~^-200 = 210°; объем газов 4,02Х
X— = 7,1 мъ1сек\сечение газохода— = 1,42 м2-, диаметр газо-
273 5
/4-1 42
3 * = 1,35 м; средняя температура газа в элек-
, 200+150 .„о Л
трофильтре --------- = 175 ; объем газов, проходящих через
электрофильтр:
4,02 448~ = 6,6 мЧсек, или 23800 м'/час.
273
Для этих условий выбираем электрофильтр типа ГК-30 произ-
водительностью до 100000 мй]час, к которому могут быть подклю-
чены 3—4 запроектированные печи.
Расчет газоходной системы
71
Участок электрофильтр — дымосос
„ 143+135 1ОП0 .
Средняя температура ----- = 139 ; объем газов
6 35
= 6,35; сечение газохода —— = 1,27 лг2; диаметр
5
4,2 “2 =
273
газохода
(а)
, / 4-1,27 , _с
1/ 'з количество газов перед дымососом:
4,2-408 = 6,3 мя)сек, или 22600 м31час.
273
Для выбора дымососа необходимо определить сопротивление
(сумму потерь напора) газоходной системы.
Участок печь — котел
1) Поворот газа на 90° при выходе из печи по формуле
w, '
$-----г, мм вод. ст;
пот gg 't
1,42+ 1,29-0,05 ’ , ..
То =-------------1-- = 1»41’
273-го
1,05
_ —_ _273-1,41—, _ Q кг/нл!3;
‘ 273 +1 273 + 830
§ = 1,0 (резкий поворот под прямым углом).;
’ Л1 = 1,0—^—0,352 = 0,45 мм вод. ст.
лот > 2.98
2) Внезапное сужение по формуле (а):
при значении % = 0,5 (1 —— ), где F2 сечение газохода.
t1
Поскольку F2 <^Fi, £ = 0,5,
Л11 =0,5—------0,352 = 0,23 мм вод. ст.
пот 2-9,8
3) Потери напора на трение по формуле
Л а>?
hnor=V-^- ММ ВОД. СТ. 4 * * * * *
4 г
Здесь [1 = 0,05; L = 6 м; d = .
Р — периметр газохода;
, 4-2,93 . 71
а =--------= 1,/1 м,
6,86
(б)
72 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
hm = 0,05-------. -----0,354 = 0,08 мм вод. ст.
пот 1,71 2.9,8
4) Потери в нишах шиберов до и после котла (имеется об-
водной газоход) по формуле (а):
при значении К = 0,3; A1Y. = 0,3 —-— 0,354 • 2 = 0,28 мм
F ’ ’ п°т ’ 2-9,8
вод. ст.
5) Потери напора в котле принимаем 40 мм вод. ст. ЛпОт =
= 40 мм вод. ст.
Участок котел — циклон
1) Потери напора на трение по формуле (б):
при значении р, = 0,05; L = 10 ж; d = 1,67 ж;
1,42+ 1,29-0,1 ...
То =--------1--------= 1,41;
1,1
То 273 1,41-273
+ = --------= —-------------= 0,6b;
и 273 + 1ср 273 + 320
AYL — 0,05 —. —-— 0,65 = 0,25 мм вод. ст.
пот 1,67 2-9,8
2) Потери напора в батарейном циклопе равны 50 мм вод. ст.
(параллельное соединение циклонов):
ftvn ~ 50 мм вод- ст.
Участок циклон — электрофильтр
1) Потери напора на трение по формуле (б):
й™1 = 0,05—----—0,795 = 0,37 мм вод. ст.,
пот 1,35 2-9,8
т ш л 1 ок 1,42+1,29-0,15 . .
где L = 10 м; d = 1,35 м; у0 = ——;!--------------—= 1,4;
1,15
Т/ =
-273 + 1'4 = 0,795.
273 + 210
2) Поворот газа на 90° по формуле (а):
при § = 0,5 (плавный поворот под прямым углом)
^пот = 0,5 2 0,795 = 0,5 мм вод. ст.
3) Потери напора в электрофильтре принимаем 20 мм вод. ст.
/?пот = 20 мм вод. ст.
Технические показатели
73
Участок электрофильтр — дымосос
1) Потери на трение по формуле (б):
й*1 = 0,05—-— • —--0,93 = 0,37 мм вод. ст.,
пог 1,28 2-9,8
1,2
„ т Q , , по 1,42+1,29-0,2 . . , ,
где L = 8 м; а = 1,28 л; у0 = ——-----------— = 1,4 кг)м2-, yt =
---------- = 0,93 кгм.
273+139
2) Поворот газа на 90° (плавный поворот) по формуле (а):
й™ = 0,5—--------------------0,93 = 0,6 мм вод. ст.
пот 2-9,8
3) Потери при опускании газа после электрофильтра
hnoT = Н СГвозд — 7газ) = 4 U>29 ~ °«93) = *>44 ММ ВОД. СТ.
S Лпот = + ЙИОТ + Й’И +- + Лу т + AVIT + ЛУП + ftVIU +
+ Й1Х +ЛХ > ^Х1 , Лхп + /jXIII
пот 1 пот J пот 1 пот ‘ пот
S hnoT = 0,45 +- 0,23 +- 0,08 +- 0,28 +- 40 + 0,25 +- 50 +
+ 0,37 + 0,5 +- 20 +- 0,37 + 0,6 + 1,44 = 114,54 мм вод. ст.
с учетом запаса напора 50% 2/гпот ~ 172 мм вод. ст.
Выбираем центробежный вентилятор среднего давления заво-
да «Красное Знамя» в Ростове-на-Дону №8, имеющий произво-
дительность 27870 мъ!час при h = 180 мм вод. ст.
§ 9. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
Ниже приведены показатели проектируемой печи для обжига
пинковых концентратов в кипящем слое:
Внутренний диаметр печи, м .................. 5,8
Площадь подины печи, м2....................25,8
Высота печи, м............................. 7,2
Высота «кипящего» слоя, м.................... 1,2
о Число грибообразных сопел в подине .... 460
Производительность печи (по сырому концент-
рату), т/сутки............................. 180
Удельная производительность печи, т/м2 сутки 7,0
Расход воздуха на печь, нм3/мин............ 223
Давление воздуха, мм' вод. ст............. 2000
Удельный расход воздуха, нм3]т.............1750
Степень десульфуризации при обжиге, % . . 93,8
Температура процесса обжига, °C............ 900
Температура отходящих газов, °C............ 870
Поверхность теплообменников в слое, м2 . . . 15,0
«- Котел-утилизатор типа УККС 8/40............. — <
й Очистка газов: два циклона БУ-24-0 и /элек-
трофильтр ГК-30........................... —
74 Расчет для обжига цинкового концентрата в кипящем слое
» Дымосос производительностью 27870 м*]час
при напоре 180 мм вод. ст....................
Воздуходувка Невского завода типа 0-325-11
производительностью 325 нм?!мин при дав-
лении 2300 мм вод. ст......................
Конструктивная характеристика печи показана на рис. 7.
Рис. 7. Эскиз печи для обжига цинкового
концентрата в кипящем слое
ЛИТЕРА ТУРА
ПО ОБЖИГУ В КИПЯЩЕМ СЛОЕ
1. Г. я. Лейзерович. Обжиг в кипящем слое. Металлургиздат, 1956.
2. Д. А. Д ио ми до вс к ий. Печи цветной металлургии, Металлургиздат,
1956.
3. Материалы совещания по вопросам работы печей цветной металлургии
и развития ппрометаллургичеоких процессов, НТО цветной металлур-
гии, 1957.
4. Г. Я. Лейзерович. Цветные металлы, 1954, № 6.
5. Г. Я. Лейзерович. Цветные металлы, 1955, № 2.
6. Ю. А. Каганович. Химическая наука и промышленность, 1957, № 6.
7. Материалы научно-технической конференций В Варшаве по вопросам
улучшения техники производства цинка, свинца и сопутствующих им
металлов, НТО цветной металлургии, 1957.
8. Процессы в кипящем слое, сборник статей под ред. Отмера, перевод с
англ. Госгоптехиздат, 1958.
9. Ф. Д. Ясонов. ЦНИИ МЦМ СССР, Бюллетень № 7 (84), 1957.
10. А. М. Л о м о в. Цветные металлы, 1956, № 5.
11. Печи для обжига в кипящем слое, Альбом чертежей, Гнпроцветмет, 1957.
12. Библиография по обжигу в кипящем слое, ЦНТБ, 1956.
Технические показатели
75
13. Процессы в кипящем слое, Сборник переводов ЦИИН ЦМ, 1959.
14. Г. Я. Лейзерович, И. В. Бабина, Э, Я- Серебренникова.
Обжиг цинковых концентратов в кипящем слое, Металлургиздат, 1959.
15. П. Ребу. Кипящий слой (явления псевдоожижения: гидродинамика и
теплообмен) ЦИИН ЦМ, 1959.
16. Труды совещания по обжигу материалов в кипящем слое, Металлург-
издат, 1956.
17. Д. А. Ди о м и до в ск Ий. Металлургические печи, Металлургиздат,
1961.
18. Применение в СССР процессов обжига в кипящем слое, Сборник докла-
дов Всесоюзной межзаводской школы, ЦИИН ЦМ, 1960.
19. Н. И. Сыромятников, В. Ф. Волков. Процессы в кипящем слое,
Металлургиздат, 1959.
20. Макс Лева. Псевдоожижение, перевод с аигл. Гостоптехиздат, 1961.
ГЛАВА Ш
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ СПЕКАНИЯ БОКСИТОВ
§ 1. задание
Рассчитать процесс и вращающуюся барабанную печь для
спекания бокситов производительностью 300 т/сутки по опеку.
Шихта: боксит, известняк, кальцинированная сода и оборот-
ные материалы (белый шлам, оборотный раствор).
Топливо: угольная пыль из угля марки СС Кузнецкого бас-
сейна.
Состав боксита, % на сухую массу: 50,0 А12О3; 10,0 SiO2; 18,0
Fe2O3; 4,0 CaO; 2,0 TiO2; 15,2 п. п. п.; 0,8 прочие.
Влажность боксита— 10%, или 11,1 кг, воды на 100 кг сухого
боксита.
Состав известняка, %: 50,0 СаО; 0,8 SiO2; 48,7 п. п. п.; 0,5 про-
чие.
Состав угольной пыли, % 87,0 Сг; 5,0 Нг; 0,5 Sr; 2,2 Nr; 5,3 Ог;
1,5 11,0 Ас.
§ 2. РАСЧЕТ МИНЕРАЛОГИЧЕСКОГО СОСТАВА БОКСИТА
И ИЗВЕСТНЯКА
Данные минералогических исследований показывают, что в
подобных бокситах уральских месторождений окись алюминия
А12О3 находится в бемите, диаспоре А12О3-Н2О и каолините
А12О3 • 2SiO2-2Н2О; кремнезем SiO2 — в каолините (80%) i
кварце; железо — в гематите Fe2O3 и гидрогематите Fe2O3 • пН2О;
титан — в рутиле TiO2; окись кальция СаО — в кальците СаСО3
С учетом этого рассчитывают минералогический состав бок-
сита.
Количество каолинита определяют по количеству кремнезема
в нем:
17 2•102
Количество глинозема в каолините —------ = 6,8 кг.
258
Количество воды в каолините *7,2 36 = 2,4 кг.
258
Расчет минералогического состава боксита и известняка
77
Количество А12О3 в виде диаспора и бемита 50—6,8 = 43,2 кг.
120
Количество диаспора и бемита 43,2 — = 50,85 кг.
Количество воды в диаспоре и бемите 50,85—43,2 = 7,65 кг.
100
Количество кальцита 4 — = 7,15 кг.
56
Количество углекислоты в кальците 7,15—4 = 3,15 кг.
Количество воды в гидрогематите 15,2—(2,4 + 7,65 + 3,15) =
= 2 кг.
Количество гидрогематита (при формуле Fe2O3 • ЗН2О)
о 213,6 _ п
2---— = 7,9 кг.
54
Количество окисла железа в нем 7,9—2,0 = 5,9 кг.
Количество гематита в боксите 18 — 5,9= 12,1.
Результаты расчетов минералогического состава боксита
представлены в табл. 12.
Таблица 12
Минералогический состав сухого боксита
Соединения Всего A12Os SiO2 н2о Fe2O8 TiO2 СаО COg Про- чие
А12О3 Н2О 50,85 43,2 — 7,65 — — — — —
А12О3 • 2SiOo • 2FUO 17,2 6,8 8,0 2,4 — .— — — —
SiO., 2,0 — 2,0 — — — — — —.
Fe2O3 12,1 — — — 12,1 -— — — —,
Fe2O3 - 3H2O 7,9 — —— 2,0 5,9 — — — - —
TiO2 2,0 — — — — 2,0 — — —
CaCO3 7,15 — — — — — 4,0 3,15 —
Прочие 0,8 — — .— — — — — 0,8
Итого . . . 100 50,0 10,0 12,05 18,0 2,0 4,0 3,15 0,8
Таблица 13
Минералогический состав известняка
Соединения Всего СаО со2 ' SiOg H2O Прочие
CaCO3 89,2 50,0 39,2 — — .—
SiO2 0,8 — — 0,8 — —
H2o 9,5 — — — 9,5 —
Прочие 0,5 — — — — 0,5
Итого . . 100 50,0 39,2 0,8 9,5 0,5
78
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
По составу известняка рассчитывают его минералогический
состав и определяют количество кальцита и воды. Результаты
расчета приведены в табл. 13.
§ 3. РАСЧЕТ ШИХТЫ
Шихту в данном примере рассчитывают по несколько упро-
щенной методике1 на 100 кг сухого боксита. Основным упрощени-
ем является то, что составы оборотных продуктов не определяют
соответствующими расчетами, а принимают исходя из состава
боксита и данных заводской практики.
Шихту составляют из условия получения следующих моляр-
ных отношений:
== 2,о и ---------------= 1,0.
SiO2 А12О3 -f- Fe2O3 -ф- TiO2
Количество CaO, SiO2, Na2O, А12О3 и Fe2O3 определяют сум-
мированием их содержаний во всех составляющих шихты, в том
числе и золе топлива.
Расход топлива — угольной пыли—принимают по данным
практики равным 25% от веса сухого боксита. Данная угольная
пыль имеет зольность Ас = 11 % при влажности wp = 1,5%,
т- лп 100 —.. 100—1,5 ,поп,
Тогда Ар = Ас ------ = 11 ------= 10,8%.
100 100
Количество’золы, поступающее в печь с топливом на 100 кг
боксита,
25.J0.8 = 2
100
Состав и количество составляющих золы приведены в табл. 14.
Таблица 14
Состав и количество золы топлива
Всего Si02 A12O3 СаО Fe20s Прочие
Содержание, % . . Количество, кг . . 100 2,7 55 1,48 25 / 0,66 4 . 0,11 7 0,19 9 0,26
Состав белого шлама можно определить, исходя из формулы
основного его соединения — Na2O • А12О3 • 2SiO2 • 2Н2О и средней
влажности шлама. Заводские составы белого шлама отличаются
от рассчитанного таким образом теоретического состава повы-
шенным содержанием Na2O и А12О3 и соответственно несколько
1 Более подробная схема расчета шихты процесса спекания с расчетом
всех гидрометаллургических переделов приведена в книге В. А. Мазеля [8].
Расчет шихты
79
пониженным содержанием SiO2. С учетом сказанного, основыва-
ясь на данных заводской практики, принимаем состав белого шла-
ма, %: 25,0 А12О3; 20,0 SiO2; 23,0 Na2O; 9,0 Н2ОСВЯз; 23,0 Н2ОВнеш-
Количество белого шлама, образующегося на 100 кг боксита,
определяется балансом SiO2. Извлечение кремнезема в белый
шлам по отношению к количеству его в опеке колеблется в преде-
лах 10—15%; 85—90% SiO2 уходит при выщелачивании спека в
красный шлам. Принимая извлечение SiO2 в белый шлам рав-
ным 13%, определим количество SiO2, поступающее с белым
шламом.
В шихте 1CL+ 1,48 + 45-0,008 = 11,84 кг SiO2, где 10 кг — со-
держание SiO2 в боксите; 1,48 кг — содержание SiO2 в золе топ-
лива; 45-0,008 кг — содержание SiO2 в известняке
при условии, что примерный расход известняка на 100 кг боксита
составляет 45 кг.
Тогда количество SiO2 в белом шламе равно
11,84-13 .
—-------= 1,54 кг
100
и количество белого шлама составит
1,54-100 „„
—------- = 7,7 кг.
20
Результаты расчета состава и количества белого шлама сведе-
ны в табл. 15.
Таблица 15
Состав и количество белого шлама
Всего А12О3 SiO2 Na2O н2осв НзЦвнеш
Содержание, % Количество, кг 100 7,7 25 1,92 20 1,54 23 1,77 9 0,7 23 1,77
Далее определяем количество известняка, которое необходимо
добавить в шихту.
В шихте, условно свободной SiO2
10+1,48+1,54=13,02 кг.
Общее количество условно свободной окиси кальция в бокси-
те и золе топлива
4 + 0,11 = 4,11 кг.
Это количество СаО свяжет при опекании в двухкальциевый
силикат 4,11 = 2,2 кг SiO2.
Количество-SiO2, которое должно быть связано в двухкаль-
циевый силикат окисью кальция известняка
13,02 — 2,2 = 10,82 кг.
80
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Обозначив количество потребного известняка через х, коли-
чество SiO2 в известняке 0,008 х, количество СаО в известняке
0,5 х, составим уравнение
0,5% _ 112 _ 2СаО
10,82-^-0,008% ~ 60 SiO2 ’
решая которое определяем х = 41,7 кг.
В табл. 16 приведены состав « количество известняка, входя-
щего в шихту опекания.
Таблица 16
Состав и количество известняка
Всего СаО С02 SiO2 н2о Прочие
Содержание, % 100 50,0 39,2 0,8 9,5 0,5
Количество, кг 41 ,7 20,85 16,35 0,34 3,96 0,2
Учитывая .невысокое содержание SiO2 в известняке, можно не
вносить поправку в приведенный выше расчет количества белого
шлама, в котором расход известняка принимался равным 45%.
Рассчитываем количество оборотного маточного раствора и
свежей соды, подаваемых на приготовление шихты.
По данным практики, исходя из состава наших продуктов,
принимаем следующий состав оборотного маточного раствора,
г/л; 12,0 А12Оз; 210 Na2O; 130 СО2; 985 Н2О. Удельный вес раство-
ра 1,337 кг/л.
Общее суммарное извлечение NazO при выщелачивании, обес-
кремнивании и карбонизации принимаем равным 85%.
Определяем количество Na2O, необходимой для процесса спе-
кания.
Количество А12О3 в шихте: 50 -j- 0,66 + 1,92 = 52,58 кг.
Количество Fe2O3 в шихте 18 + 0,19 = 18,19 кг.
Количество TiO2 в шихте 2 кг.
Требуется Na2O:
для получения метаалюмината натрия Na2O-Al2O3
52,58--62- = 32 кг;
102
для получения метаферрита натрия Na2O-Fe2O3
18,19—^ = 7,05 кг;
159,6
для получения титаната натрия Na2O-TiOz
2.-^-= 1,55 кг.
79.9
Расчет шихты
81
Всего требуется Na2O : 32 + 7,05 + 1,55 = 40,6 кг.
В оборотном растворе часть Na2O уже связана в метаалю-
минат.
Количество несвязанного Na2O
210—12.-^- = 210 —7,3 = 202,7 г1л.
102
Учитывая общее извлечение Na2O в гидрометаллургических
процессах, получаем количество Na2O, которое будет подано с
оборотным раствором:
40,6 -0,85 = 34,51 кг.
34,51_
Количество оборотного раствора при этом составит: 0 2ю ~
= 164 л или 164- 1,337 = 219 кг; в нем связанной Na2O: 7,3 X
Х164 = 1200 г.
С оборотным раствором будет подано свободной Na2O:
34,51 — 1,2 = 33,31 кг.
Состав и количество оборотного маточного раствора приве-
дены в табл. 17.
Таблица 17
Состав и количество оборотного раствора
Всего А1,О, Na2O СО, н,о
Содержание, г/л Содержание, % Количество, кг 1337 100 219 (164 л) 12 0,9 1,8 210 15,7 34,4 130 9,8 21,5 985 73,6 161,3
Дополнительно требуется Na2O: 40,6 — 33,31 = 7,29 кг-, с
учетом содержащейся Na2O в белом шламе с кальцинированной
содой требуется подать Na2O:
7,29 — 1,77 = 5,52 кг или
5,52 — = 9,45 кг Na2CO3.
62
Количество соды цри содержании в ней 2% примесей будет
9,45—^ =9,65 кг.
' . 98
Состав и количество соды приводятся в табл. 18.
Определяем необходимую концентрацию оборотного раство-
ра для обеспечения номинальной влажности шихты.
В нашем случае принимаем влажность шихты 36%.
Общий вес шихты: 100 + 11,1 + 2,7 + 7,7 + 41,7 + 219 4-
+ 9,65 = 391,85 кг.
6 Заказ 761
8 2
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Таблица 18
Состав и количество кальцинированной соды
Всего Na2O СО2 Прочие
Содержание, % .... Количество, кг .... 100 9,65 57,4 5,54 40,6 3,92 2 0,19
Количество ,внешней влаги ,в шихте: 11,1 + 1,77 + 3,96 +
+ 161,3 = 177,13 кг.
Количество влаги, которое должно было бы быть в 391,85 кг
шихты: 391,85-0,36 = 141 кг.
Следовательно, оборотный раствор перед поступлением на
шихтовку должен быть упарен. Находим количество воды, под-
лежащее выпариванию.
Обозначим количество
те, х.
Тогда можно написать
------------------= U,36, откуда х = 121,2 кг.
(391,85— 177,13) 4-х
Подлежит выпарке 177,13—-121,2 = 55,93 кг воды.
Состав и количество оборотного маточного раствора после
упарки приведено в табл. 19.
Таблица 19
Состав и количество упаренного оборотного раствора
влаги, которое должно быть в ших-
уравнение:
Всего А1203 №20 СО2 н2о
Содержание, г/л 1510 16,7 318,3 199 976
Содержание, % 100 1,1 21,1 13,2 64,6
Количество, кг 163,07 (108,1 л) 1,8 34,4 21,5 105,37
На основании всех проделанных расчетов получен полный
состав шихты для спекания (табл. 20).
§ 4. РАСЧЕТ КОНЕЧНЫХ ПРОДУКТОВ СПЕКАНИЯ
При расчете продуктов спекания и дальнейших расчетах
исходим из следующих положений:
а) из шихты в спек переходят все компоненты, за исключе-
нием СО2 и Н2О, которые полностью уходят в газы;
CD К Оз CD Ю
tr 00 СЧ | { —« сч
- ~ 1 1
CD о о о о
Q c
S' я
S CQ CD Ь- Ь- О
*=5 О —« Оз Г- се 1 1 СЧ
VO м а а кч i 1 и*
Q X —< со —< ю сч
t- — с сч
• re id ю
m о г- f'-—
" 1 । ।
o сч 1 о 1 1 сч
г---—1
X
<“=?
о
1 1 ' ID I
СЗ I 1 - - 1
Z Г — се ID
ю ю СЧ сч
о —« СО 1 1Г Оз । оз
~ «« 1
и СО CD — со i
—и о
ID 1 CD
О О СО I I 1 Оз
<V) О о О ^^4
k! сч сч
c I
сч о о
S о - 1 1 1 1
ia сч 1 1 1 сч
C
c О i О оз оз
s - 1 1 1
; CD 00 1 1 1 •к
c Пи Т—! о 00
<
E СЧ 00 CD
О О СО Ю 1 со
C С4 о I со
-а
со
о сч CD СО
42 О - I Оз ОС j CD W
о 1 vj <
s < ID —* —с О ID
3
ей О 'ф со С£ Оз 00 О о
c СО СЧ СЧ ОС Г сч о i •
о СО —<
CD ID сч
ГЛ —’ ь- Г- с CD Г- оз
п> — — Г- (У ОЗ СЧ 1D
&3 —• С£ СО'
.—> СО'
о
к о
и СЗ § Еч
О * • л Д • СХ сз S
о • . О CQ
о 'Я со о
43 . . t СХ.
Д " S
« 5 и и W S & S и
к , РЗ 8* s3®
CD М г* я Л Ч
’ ( 'НЯ ш, s • »? к s « о
к о sS ’ О CD 43 J М В- X со
а: и и ' э к
О СП Ф \О О о
И S И О и СО
6*
84
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
б) часть шихты переходит в пыль. Состав пыли близок к со-
ставу шихты, из которой удалена внешняя влага; в пыли, по
сравнению с шихтой, лишь несколько. завышено содержа-
ние Na2O и несколько меньше величина п. п. п. Для упрощения
расчетов принимаем состав пыли аналогичным составу обезво-
женной от внешней влаги шихты;
в) пыль является оборотным продуктом.
Принимая величину пылеуноса равной 20% от веса обезво-
женной шихты и учитывая непрерывный характер процесса спе-
кания, рассчитаем количество пыли, находящейся в обороте.
В первый цикл из загружаемых (335,92— 122,2) кг шихты
(см. табл. 20) будет унесено газами
(335,92— 122,2)20 213,72-20 .Оо
100 100
Затем будет, загружено вновь 213,72 кг шихты и 42,8 кг пы-
(213,72+42,8)-20 С1 „
ли, а уйдет в пыль -—-—1——---------- = -51,3 кг.
100
В последующих циклах:
будет загружено (213,72 + 51,3) кг, в пыль уйдет
-^72+111^ = 53,1 кг-
100
будет загружено (213,72 +.53,1) кг, уйдет в пыль
(213,72^-53,1)-20 =5
100
Таким образом, 53,3 кг пыли находится в обороте, что далее
будет учтено в материальном и тепловом балансах печи.
Результаты расчетов состава спека, пыли и отходящих техно-
логических газов процесса спекания сведены в табл. 21—23.
Таблица 21
Состав и количество спека
Всего А1,О, Fc2O8 SiO, TiO2 CaO Na,0 Прочие
Количество, кг . . . Содержание, % . . . 156,05 100 54,38 34,85 18,19 11,66 13,36 8,58 2,0 1,28 24,96 16,0 41,71 26,70 1,45 0,93
Производим расчет рационального состава спека:
Количество Na2O-Al2Q3 в спе'ке:
54,38--^- = 87,45 кг,
102
)
Расчет конечных продуктов спекания
85
Таблица 22
Состав и количество пыли
Всего А1203 Fe2O2 SiO3 TiO2 CaO CO2 Na20 HAb Прочие
Количество, кг Содержание, % 53,3 100 13,55 25,42 4,54 8,52 3,33 6,25 0,5 0,94 6,83 11,70 11,21 21,0 10,4 19,52 3,18 5,97 0,36 0,68
Таблица 23
Состав н количество технологических газов
Всего со, н,о
Количество, кг 179,87 44,92 134,95
Объем, hms 190,8 22,8 168,0
Состав: % (вес.) 100 24,9 75,1
% (объемн.) 100 11,9 88,1
в нем 33,07 кг Na2O.
Количество Na2O • Fe2O3 в спеке:
18,19-^^- = 25,28 кг,
159,8
в нем 7,09 кг Na2O.
Количество Ка20-ТЮ2 в •опеке:
2,0- 21L2 = 3 53 кг
79,9
в нем 1,53 кг Na2O.
Всего Na2O в этих соединениях
33,07 + 7,09 + 1,53 = 41,69 кг.
Общее количество Na2O в спеке 41,71 кг.
Количество! 2СаО • SiO2 в спеке
24,96—^- = 38,33 кг,
112
в нем 13,37 кг SiO2.
Количество SiO2 в спеке 13,36 кг.
Как видим, и в первом и во втором случаях отклонение не
выходит за пределы арифметической точности расчета?
Получившиеся ошибки разносим по соединениям и получаем
окончательный рациональный состав спека (табл. 24).
86
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Рациональный состав спека, кг
Таблица 24
Соединения Всего А12О3 Fe2Oa SiO2 TiOs СаО NaaO Прочие
Na2O-Al2O3 .... 87,46 54,38 33,08
Na2O-Fe2O3 25,29 — 18,19 —. —. —. 7,10 —
Na2O-TiO2 3,53 — —- •—- 2,0 —. 1,53 —.
2СаО- SiO2 38,32 — —. 13,36 — 24,96 — -—,
Прочие 1,45 •—- — — — — — 1,45
Итого: 156,05 54,38 18,19 13,36 2,0 24,96 41,71 1,45
§ 5. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА
На основании проведенных расчетов состава шихты и про-
дуктов спекания составляем таблицу материального баланса
процесса спекания (табл. 25).
Материальный баланс процесса
№ пп. Материалы и продукты Итого AlgOg SiO, FesO,
кг % кг % кг % кг %
Посту
1 Боксит влажный .... 111,1 28,5 50,0 45 10,0 9 18,0 16,2
2 Известняк 41,7 10,7 — — 0,34 0,8 — —
3 Белый шлам 7,7 1,95 1,92 25 1,54 20 — —
4 Оборотный раствор . . . 163,07 42,0 1,8 1,1 — —- — —
5 Сода кальцинированная . 9,65 2,45 — -— — — — —
6 Зола топлива 2,7 0,70 0,66 25 1,48 55 0,19 7
7 Оборотная пыль .... 53,3 13,7 13,55 25,42 3,33 6,25 4,54 8,52
Итого . . . . 389,22 100 67,93 — 16,69 — 22,73 —
Полу
1 Спек 156,05 41,1 54,38 34,85 13,36 8,58 18,19 11,66
2 Пыль 53,3 137 13,55 25,42 3,33 6,25 4,54 8,52
3 Газы 179,87 45,2 — — — — — —
♦ Итого . . . . 389,22 100 67,93 — 16,69 — 22,73 —
Расчет горения топлива
87
§ 6. РАСЧЕТ ГОРЕНИЯ ТОПЛИВА
1) О п р е д е л е н и е р а с х о д а в о з д у х а
иколичествапродуктов горения
По заданному составу угольной пыли производим расчет ра-
бочей массы топлива.
Определяем коэффициенты пересчета:
,, 100 —100—1,5 ппос
с сухой массы к ---------------— = 0,985:
100 100
= Ack' = 11 • 0,985 = 10,8 %;
100 —(В7Р + ДР) 100 —(1,5+10,8) „„„„
с горючей массы k =----------*-— =-------——!—'~2~ = 0,877;
100 100
С₽ = Crk" = 87,0-0,877 = 76,30%;
Н₽ = Нг&" = 5,0-0,877 = 4,38%;
S₽ = Srk" = 0,5-0,877 = 0,44%;
№ = Nr6" = 2,2-0,877 = 1,93%;
Op = Ork" •= 5,3-0,877 = 4,65%.
Таблица 25
спекания (без учета топлива)
тю2 СаО со2 Na20 1ЬОСВ Н*°вн Прочие
кг % кг % кг % t кг % кг % кг % кг %
пило
2,0 1,8 4,0 3,6 3,15 2,83 12,05 10,85 Н,1 10 0,8 0,72
—. — 20,85 50,0 16,35 39,2 — — — — 3,96 9,5 0,2 0,5
— — — — — — 1,77 23 0,7 9 1,77 23 — —
— — -— — 21,5 13,2 34,4 21,1 — — 105,37 64,6 — —
— — — — 3,92 40,6 5,54 57,4 ' — — — —- 0,19 2
— — 0,11 4 -—. — — — — — — 0,26 9
0,5 0,94 6,23 11,7 11,21 21,0 10,4 19,52 3,18 5,97 — — 0,36 '0,68
2,5 — 31,19 — 56,13 — 52,11 — 138 ,13 1,81 —
чено
2,0 0,5 1,28 0,94 24,96 6,23 16,0 11,7 11,21 44,92 21,0 24,9 41,71 10,4 26,7 19,52 3,18 134 5,97 1,95 к г (75,1 %) 1,45 0,36 0,93 0,68
1 2,5 — 31,19 — 56,13 — 52,11 — 138,13 1,81 —
88 Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Расчет горения ведем на 100 кг угольной пыли по реакциям:
С + О2 = СО2.
32
Требуется кислорода на горение 76,30 —= 203,5 кг.
Образуется СО2: 76,30^ = 279,8 кг, или 270,8^ = 142,2 нм3-,
Н2 + 1/2О2=Н2О.
Требуется кислорода на горение 4,38 у = 35,04 кг.
. Образуется воды: 4,38 у == 39,42 кг, или 39,42^^ =49 нм3;
“2. 18
S + О2 = SO2.
32
Требуется кислорода на горение 0,44 — = 0,44 кг.
„ 99 4
Образуется 0,88 кг SO2, или 0,88 —— = 0,31 ни3.
64
Всего требуется кислорода на горение
203,5 + 35,04 + 0,44 = 238,98 кг,
из них в состав топлива входит 4,65 кг.
Таким образом, требуется
238,98 — 4,65 = 234,33 кг кислорода, или
234,33-22,4 о
---1----— = 163,9 нм3.
32
С этим кислородом .в составе воздуха будет подано азота:
234,33 — = 784,5 кг или 784,5 - ^ = 627 нм3.
23 • 28
Коэффициент избытка воздуха при спекании бокситов во
вращающихся печах на практике составляет 1,05— 1,10, что со-
ответствует содержанию в газах 0,4 — 2% О2.
При коэффициенте избытка воздуха 1,05 в печь будет подано
на 100 кг угольной пыли:
Кислорода........ 234,33 • 1,05=246,05 кг, или 172,2 нм3
Азота ........... 784,5 • 1,05=824,7 кг, или 660 нм3
Воздуха .........246,05-р 824,7=1070,75 кг, или 832,2 нм3
В отходящих газах содержится:
Свободного кислорода....... 246,05 — 234,33=11,72 кг
Азота ..................... 824,7-ф4,93=826,63 кг
На основании выполненных расчетов составлена табл. 26
отходящих газов от горения 100 кг угольной пыли и табл. 27
материального баланса горения.
Расчет горения топлива
89
Газы от горения 100 кг угольной пыли
Таблица 26
Всего со, SO, Н,0 о, N,
Количество, кг 1159,95 279,8 0,88 40,92 11,72 826,63
Объем, нм3 ........... 863,21 142,2 0,31 51,0 8,2 661,5
% (вес.) 100 24,14 0,08 3,52 1,01 71,25
% (объемн.) 100 16,47 0,04 5,91 0,95 76,63.
Таблица 27
Материальный баланс горения угольной пыли, кг
№ Всего с н S о N Прочие-
1 Угольная пыль . . . Пос 100 г у п и 76,3 О 4,55 0,44 5,98 1,93 10,80
2 Воздух 1070,75 — — — 246,05 824,7 —
Итого . . . 1170,75 76,3 4,55 0,44 252,03 826,63 10,80
1 Зола Пол 10,80 учен О 10,80-
2 Газы: СО2 ....... 279,8 76,3 — — 203,5 — —
SO2 0,88 —. —. 0,44 0,44 — —
Н2О 40,92 — 4,55 — 36,37 '— —
О2 11,72 — — — 11,72 — —
n2 826,63 — — — — 826,63 —
Итого . . . 1170,75 76,3 4,55 0,44 252,03 826,63 10,80
2) Определение теплотворности
угольной пыли
Теплотворность‘угольной пыли определяем, используя уточ-
ненную формулу Менделеева [2]:
Qp = 78,5СР + 289НР — 26 (Ор — Sp) — 6 (9НР + йур).
Qp = 78,5 • 76,3 + 289 • 4,38 — 26 (4,65 — 0,44) —
— 6 (9 -4,38 + 1,5) = 6905 ккал] кг. •
90
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
3) Определение температуры горения
угольной пыли
Теоретическую температуру горения угольной пыли рассчи-
тываем по формуле
__ Qh Q Фдис
т 2 Vja3cja3
где Q — физическое тепло топлива и дутья, приходяще-
гося на единицу веса топлива;
Рис. 8. Степень
диссоциации СО2 и
Н2О в зависимо-
сти от температу-
ры и парциального
давления (цифры
на кривых)
<2ДИС—количество тепла, затрачиваемое на реакции
диссоциации продуктов сгорания топлива, отне-
сенное к единице веса топлива;
S Vja3Cja3 — сумма произведений объемов газообразных про-
дуктов горения, образующихся при сгорании
единицы топлива, на теплоемкости этих продук-
тов:
Фдис ~ асоЛсо/7со2 "Ь “н.о^н.о^н.о*
Расчет горения топлива
91
где aCOj и аН20 — степени диссоциации С02 и Н20, опреде-
ляются по графику (р-ис. 8);
Vco, и — объемное содержание СО2 и Н2О в продук-
тах сгорания, нм3;
qCo2 и ?н2о'—теплоты диссоциации продуктов сгорания,
<?со2 = 3^45 ккал!нм2, и q н 0 =
= 2580 ккал)нм2.
Определим значение Q при температуре воздуха и топли-
ва. 25°:
Q = Своз^ воз^воз + CTonmrontron = 0,31 • • 25 +
+ 0,24-1 -25 = 70,5 ккал.
Чтобы определить значения «со2, осн, о, 2Куаз, С™3, необхо-
димо задаться температурой горения.
Принимаем t = 2000°, тогда по графику (рис. 8) асо, = 0,13;
ан,о = 0,05 при парциальном давлении для СО2 0,16 и для
Н2О 0,06; и по справочным данным теплоемкости, ккал)нм2-°C:
Ссо, == 0,579; Сн2о — 0,469; Cn2 = 0,354; Cso, = 0,570; Со =
= 0,375.
При этих условиях
, = 6905 + 70,5 — (0,13-1,42-3045 +
т — 1,42-0,579 + 0,51-0,469 + 6,615-0,354+
+ 0,05-0,51-2580) _ 187дО
+ 0,003-0,570 + 0,08-0,375
ЗаДаемся температурой t = 1900°. При этой температуре:
Одо, = 0,12; ащо = 0,04; ССо2 = 0,575; Сн2о = 0,464; CNl = 0,352;
Cso, = 0,568; Со2 = 0,373.
При этих условиях
. = 6905'X 70,5 —(0,12-1,42-3045 +
т ~ 1,42-0,575 + 0,51-0,464 + 6,615-0,352 +
+ 0,04-0,51-2580) = lg90o
+ 0,003-0,568 + 0,08-0,373
Таким образом, /т можно принять равной 1890°.
Теоретическую температуру горения топлива можно опреде-
лять также с помощью диаграмм It, что ускоряет расчеты,/но
дает менее точные результаты.
Действительная максимальная температура газов в печи —
/макс определится из t? и значения пирометрического коэффи-
циента т], учитывающего реальные условия горения.
Коэффициент т] для вращающихся барабанных печей равен
0,7—0,8. Примем т) = 0,77, тогда /маис = 0,77-1890 «1460°.
92 Расчет процесса и печи для спекания бокситов
§ 7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ
1. Диаметр печи
Диаметр барабанной печи определяем из условия оптималь-
ной скорости движения газового потока в печи по формуле (21):
£> = 1,131/
у wt
При принятом сравнительно невысоком пылеуносе 20% ско-
рость газов в печи должна быть умеренной. Принимаем ее рав-
ной 5 м!сек.
Определяем действительное количество газов К/, м?1сек.
Производительность печи по спеку 300 tIcijtku или по бокси-
ту 300- 100 = 192 т!сутки.
156,05
Время переработки 100 кг боксита
Количество отходящих газов на 100 кг боксита с учетом го-
рения топлива определяем по данным табл. 23 и 26, в оконча-
тельном виде оно приведено в табл. 28.
Таблица 28
Состав отходящих газов с учетом горения топлива на 100 кг боксита
Всего со, SO, н,о О, N, •
Количество, кг . 469,86 114,87 0,22 145,18 2,93 206,66
Объем, кл<3 . . . 406,48 58,4 0,08 180,75 2,05 165,2
% (вес.) .... 100 24,5 0,05 30,9 . 0,62 43,93
% (объемн.) . . 100 14,38 0,02 44,5 0,5 40,6
Секундное количество, отходящих газов
406,48
0,0125-3600
0,90 нмА[сек.
Принимая на основании данных заводской практики темпе-
ратуру отходящих из печи газов 250°, найдем среднюю темпе-
ратуру газов в печи:
j ___ 1460 -ф 250 _
гср — — О..О .
При этой температуре средний объем газов в печи
Vt = 0,90 (1 + р /ср) = 37,0 мА[сек.
Определение основных размеров печи
93
Находим диаметр печи: D — 1,13 к/ —т- = 3,04 м; примем
D = 3,0 м.
При толщине футеровки: высокоглиноземистый кирпич
250 мм; слой теплоизоляции 30 мм; кожух 20 мм, наружный
диаметр печи будет
Duap = 3,0 + 0,25-2 + 0,03• 2 + 0,02-2 = 3,6 м.
2. Длина печи
Работающую барабанную печь для спекания бокситов мож-
но подразделить по характеру протекающих физико-химических
превращений и тепловой работе на зоны: испарения влаги, по-
догрева шихты, кальцинации, спекания, охлаждения спека.
Ввиду того что условия теплоотдачи и физико-химические
процессы в разных зонах существенно отличаются, расчет длины
печи необходимо вести по отдельным зонам.
Длину печи определяют из условия теплообмена в основных
зонах, а затем проверяют размеры этих зон по времени пребы-
вания в них материала.
Для расчета длины отдельных зон определяем необходимые
величины.
1) Т е п л о по тр е б л ен и е материала по зонам
Теплопотребление материала по зонам находим по форму-
ле (25):
q = Е"’ + E,v — (Я? + Е”) ккал]т,
где 2? —теплосодержание исходных материалов, поступающих
в зону, ккал;
2" —тепло экзотермических реакций, протекающих в зо-
не, ккал;
— теплосодержание материалов, выходящих из зо-
ны, ккал;
— тепло эндотермических реакций, протекающих в зо-
не, ккал.
Рассчитаем теплопотребление шихты на 111,1 кг исходного
-боксита.
Зона испарения. В зоне испарения испаряется основ-
ная масса влаги шихты. В этой же зоне наблюдается макси-
мальный пылеунос. Температура шихты на входе в зону рав-
на 40°, на выходе ~150°. Температура газов на входе в зо-
ну 750°, на выходе 250°.
В расчете принято, что из шихты в этой зоне удаляется вся
внешняя влага; пылеунос составляет 50% от всего пылевыНоса
из печи.
94
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Теплопотребление материала по статьям.
Подогрев шихты до 150° (см. табл. 25):
= 0,23 [389,22 — (134,95 — 12,75) —
— 53,3 • 0,5] (150 — 40) = 6080 ккал.
Средняя теплоемкость твердой части шихты определена как
средневзвешенная по теплоемкостям составляющих шихты и их
процентному содержанию в шихте. Теплоемкости составляющих
твердой части шихты в свою очередь также определены как
средневзвешенные исходя из их рационального состава. Ввиду
простоты эти расчеты не приводятся ’.
Нагрев и испарение влаги, нагрев паров воды:
122,2
1(100 — 40)4-539 + 0,362
22,4
18
(250— ЮО) = 81000 ккал.
Подогрев пыли до 250°.
0,23.53,3-0,5 (250 — 40) = 1285 ккал.
Тепло, отдаваемое пылью, выносимой из зоны подогрева:
0,23 • 53,3 • 0;5 (750 — 250) = 3070 ккал.
Тепло, отдаваемое газами зоны подогрева:
сгИг Д t = 0,436 • 38,7 (750 — 250) = 8440 ккал,
ГЛ& 14 = 38,7 нм3 (22,8 нм3 СО2 и 15,9 нм3 Н2О (см. табл. 23).
Итого теплопотребление в зоне:
6080 + 81 000 + 1285 — 3070 = 8440 = 76 855 ккал.
Зона подогрева. В этой зоне удаляется связанная вода.
Шихта в зоне подогрева нагревается до температуры ~750°;
температура газов на входе в зону 1250°. Унос материала в
пыль — 25% от общего пылеуноса.
Теплопотребление по статьям.
Нагрев шихты до 750°.
0,23 (389,22 — 134,95 — 53,3 • 0,75) (750 — 150) = 29 600 ккал.
Испарение влаги и нагрев паров воды:
12,75. 539 + 0,376-^-(750— 150) = 10360 ккал.
Подогрев пыли до 750°:
0,23.53,3-0,25 (750—150) = 1840 ккал.
Тепло разложения бемита и диаспора (по бемиту см.
табл. 12):
1 В дальнейших расчетах берутся также средневзвешенные теплоемкости
(например, для спека, газов).
Определение основных размеров печи
95
А12О3- Н20 —»А12О3 + Н2О — 2400 ккал-,
43,2-2400 1ПОП
----------------- = 1020 ккал.
102
Теплота разложения Ре2Оз • ЗН2О;
Fe2O3 • ЗН2О —»Fe2O3 + ЗН2О — 9100 ккал;
7,9-- 91 — = 340 ккал.
213,6
Обезвоживание алюмосиликатов:
тепловой эффект обезвоживания алюмосиликатов прини-
маем равным тепловому эффекту разложения (обезвоживания)
бемита. Количество Н2О в алюмосиликатах 3,1 кг:
Q , 2400
3,1- ---= 410 ккал.
18
Тепло, отдаваемое пылью, выносимой из зоны кальцинации:
0,23 • 53,3 • 0,25 (1250 — 750) = 1530 ккал.
Тепло, отдаваемое тазами зоны кальцинации:
0,526-22,8 (1250 — 750) = 6000 ккал.
Итого теплопотребление в зоне:
29 600 + 10 360-+ 1840 + 1020 + 340 + 410 — 1530 — 6000 =
= 36040 ккал.
Зона кальцинации. В зоне кальцинации происходит
термическое разложение карбонатов, натриевого алюмосилика-
та, образование основной массы (90%) алюмината и феррита
натрия и двукальциевого силиката и появляется небольшое ко-
личество жидкой фазы. Температура шихты на выходе 1000°,
температура газов на входе в зону 1400°. Унос в пыль 25% от
общего пылеуноса.
Теплопотребление по статьям.
Нагрев шихты (спека) до 1000°:
0,21 • 156,05 • (1000 — 750) = 8190 ккал,
где 0,21 ккал)кг -°C — теплоемкость опека;
156,05 кг — количество спека (см. табл. 25).
Подогрев пыли до 1250°:
0,23 • 53,3 - 0,25 (1250 — 750) = 1530 ккал.
Нагрев технологических газов до 1250°:
0,526-22,8 (1250 — 750) = 6000 ккал.
96
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Разложение карбонатов:
количество СаСО3 в шихте (в известняке и боксите) 44,35 кг:
СаСО3 -► СаО + СО2 — 42500 ккал',
44 35.^2222. = 18820 ккал.
100
Количество Na2CO3 в шихте (в соде и оборотном растворе)
61,26 кг:
Na2CO3 —> Na2O 4- СО2 — 76900 ккал;
С1 Ос 76900 ЛЛСПЛ
61,26-------- 44500 ккал.
’ 106
Разложение йатриевого алюмосиликата:
количество Na2O • А12О3 • 2SiO2 (рассчитывается по SiO2)
в белом шламе 3,64 кг.
Ввиду отсутствия экспериментальных данных по тепловому
эффекту реакции разложения данного соединения принимаем,
что он равен тепловому эффекту реакции разложения
Na2O • А12О3 • 3SiO2, тогда Na2O • А12О3 • 2SiO2->Na2O + А12О3 +
+ 2SiO2 — 62 250 ккал;
г, с . 62250 опп
3,64-----— 800 ккал.
284
Тепло образования алюмината натрия:
Na2O + А12О3 -> Na2O- А12О3 + 55000 ккал;
54 38. 55222. = 29300 ккал.
102
Тепло образования феррита натрия:
Na2O + Fe2O3 -> Na2O-Fe2O3 + 42400 ккал.
В спеке 18,19 кг Fe2O3
18,19-^^-= 4830 ккал.
159,6
Тепло образования титаната натрия:
тепловой эффект реакции
Na2O -р TiO2 * Na2O-TiO2 4- Q
принимаем ранным тепловому эффекту образования феррита
натрия; в спеке 2,0 кг TiO2 в
42400 = W60 кка^
79,9
Определение основных размеров печи 97
Тепло образования двукальциевого силиката:
2СаО + SiO2—> 2CaO-SiO2 + 28400 ккал.
В спеке 24,96 кг СаО
24,96-в-= 6320 ккал.
112
Итого теплопотребление в зоне:
8190 + 1530 + 6000 + 18 820 + 44 500 + 800 — 0,9 (29 300 +
+ 4830 + 1060 + 6320) = 42 480 ккал.
Зона спекания. В зоне спекания заканчиваются реак-
ции образования соединений спека и формируется спек. Так как
в материале содержится жидкая фаза, вынос пыли в этой зоне
небольшой и его можно принять равным нулю.
Температура шихты (спека) на выходе из зоны 1200°; газы
на входе в зону имеют температуру, близкую к /макс.
Среднюю температуру газов принимаем равной 1440°.
Теплопотребление по статьям.
Подогрев спека до 1200°:
0,21 • 156,05 (1200 — 1000) = 6550 ккал.
Образование соединений спека:
0,10 (29 300 + 4830 + 1060 + 6320) = 4150 ккал.
Итого теплопотребление в зоне:
6550 — 4150 = 2400 ккал.
Зона охлаждения. В этой зоне спек охлаждается до
температуры 1000°.
Теплопотребление в зоне:
0,21 • 156,05 (1200 — 1000) = —6550 ккал.
На основании проделанных расчетов составляем табл. 29
теплопотребления шихты по зонам.
В целом тепловая потребность шихты q составляет
151225 оопплп
------- = 389000 ккал,т.
0,38922
Если отнести теплопотребление на 1 т готового спека, то его
151225
величина будет = 972 000 ккал[т.
2) Состав газовой фазы по зонам
Зона спекания. Состав газовой фазы этой зоны опре-
деляется процессом горения топлива; в газах содержится, %:
16,47 СО2 и 5,91 Н2О (см. табл. 26).
7 Заказ 761
98
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Таблица 29 Теплопотребление шихты по зонам на 100 кг исходного сухого боксита Зона кальцинации. В этой зоне полностью раз- лагаются карбонаты.
Теп лопо требление Объем газов от горения
Зона ккал % топлива на 100 кг боксита (при расходе топлива 25% от веса сухого боксита) 863,21-0,25 = 216 нм3. Объем СО2 из карбона- тов 22,8 нм3. Общий объем газов 216 +22,8 = 238,8 нм3. Средний объем газов в зоне 216 + 22,8 • 0,5 = 216 + + 11,4 = 227,4 нм3.
Испарения .... Подогрева .... Кальцинации . . Спекания .... Охлаждения . . . 76855 36040 42480 2400 —6550 50,8 23,8 28,25 1,59 —4,34
Итого . . . 151225 100
11,4 + 142,2-0,25 227,4 Содержание СО2 в газах: 100= 20,6%.
Содержание НгО в газах
51,0 0,25 .. ЮО = 5,6%.
227,4
Зона подогрева. В зоне подогрева в газовую фазу пе-
реходит 12,75 кг воды из шихты или 15,9 нм3.
Общий объем газов в конце зоны
238,8 + 15,9 = 254,7 нм3.
Средний объем газов в зоне
238,8 + 15,9 0,5 = 246,75 нм3.
Содержание СО2 .в газах
22,8 + 142,2-0^25 . 10Q = 23 g%
. 246,75
Содержание НгО в газах
51,0-0,25+ 7,95. 10q = 8 4о/ .
246,75
Зона испарения. В зоне испарения в газовую фазу пе-
реходит 122,2 кг воды из шихты (внешняя влага) или 152,1 нм3.
Общий объем газов в конце зоны равен объему отходящих
газов печи, т. е. 406,48 нм3.
Средний объем газов в зоне
254,7 + 152,1 • 0,5 = 254,7 + 76,05 = 330,75 нм3.
Определение основных размеров печи
99
Содержание СО2 в газах
22,8+142,2.0.25
330,75
Содержание Н2О в газах
51,0-0,25-р 15,9 + 76,05 . 10G = 3 j 7%
330,75
3) Скорость движения материала в печи,
коэффициент заполнения печи материалом,
значения 1Х и lR по зонам
Скорость движения материала в печи находим по формуле
(24)
пум = 5,780 р п,
при р = 2,0° и п = 0,8 об/мин
= 5,78 • 3,0 • 2,0 • 0,8 = 27,7 м/час.
Коэффициент заполнения печи материалом определяется из
формулы (23):
. тс£)2
4
после преобразования которой получим выражение для коэффи-
циента заполнения:
4Д
Ф = ‘.
тс D 2к>м ут
где А —среднее количество материала, проходящего через зону,
т] сутки-,
у — средний объемный вес материала в зоне, т]м3-,
с—время работы печи в сутки, час)сутки.
Для зоны испарения (см. табл. 25):
389,22 + (389,22— 122,2 — 53,3-0,5)'
2
156,05
300-314,8 ,
= •--------— = 605 т, сутки,
156,05
у = 1,5 т/м3 (средние объемные веса материалов по длине печи
взяты на основании данных исследований заводских печей
спекания).
300
А = —
4-605
<Р =
=0,086 = 8,6%.
3,14-9-27,7-1,5-24
7*]
100 Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Зная коэффициент заполнения поперечного сечения зоны ма-
териалом, из геометрической зависимости находим /х и 1е
(рис. 9).
Площадь сегмента
Ас = . <р = 0,086 = 0,61 м2.
4 4
тл 0,61 п г.-
Из отношения = - — = 0,27 определяем центральный
Рис. 9. Схема
теплообмена
во вращаю-
щейся бара-
банной печи
/ Р
угол сегмента а и отношение — : при — = 0,27 а = 88,25° и
= 1,392,
R
, 1 опп 1 е о no / itDa 3,14-3-88,25 о
откуда 1Х = 1,392 • 1,5 = 2,08 м\ ls =-гтт- = —- ~ ~ ~ - = 2,31 м.
ODU ot)U
Аналогично определяются значения <р, /х и lg для остальных
зон.
Исходные данные и результаты этих расчетов занесены в
табл. 30.
4) Определение размеров зон
по условиям теплообмена
Зона испарения. В зону испарения материал подается
в распыленном виде; основное тепло в этой зоне затрачивается
на испарение влаги. Поэтому данную зону можно рассматривать
как сушило барабанного типа с пересыпанием материала, <в ко-
тором сушильным агентом являются печные газы.
Определение основных размеров печи
101
Таблица 30
Значения у, Zx и lg но зонам печи
Зона А m J сутки 7 т/м* <р % Fc Л12 а град. м 1г м
Испарения 605 1,5 8,6 0,61 88,25 2,08 2,31
Подогрева 437 1,3 7,1 0,502 82,3 1,98 2,16
Кальцинации 356 1,4 5,4 0,382 74,8 1,82 1,96
Спекания 300 1,9 3,4 0,24 63,5 1,54 1,66
Охлаждения 300 2,4 2,8 0,198 59,5 1,49 1,56
Подробный расчет теплообмена в зоне испарения весьма за-
труднителен из-за сложных и разносторонних условий теплопе-
редачи и отсутствия необходимых экспериментальных данных.
Поэтому длину зоны сушки подсчитывают по формуле (27):
J __ А (^ИСХ Е^подс)
с г. ’
A w т-----
4
Здесь А — производительность печи по шихте,
т/сутки\
к?исх и Шподс — содержание влаги в исходной и конечной
шихте, доли единицы; в нашем случае
22 2
шисх = —г2—= 0,314 (с учетом оборотной
389,22
пыли), а Шподс = 0 (в зоне испарения уда-
ляется вся внешняя влага);
т — время работы печи в сутки, час/сутки\
D — диаметр печи, м;
Aw — допустимое напряжение рабочего прост-
ранства сушильной зоны печи по удаляе-
мой влаге, т/м3 • час.
Учитывая высокую дисперсность материала и способ загруз-
ки (распыл), принимаем напряжение рабочего пространства су-
шильной зоны печи по влаге равным 0,08 т/м3 • час:
А = 30°-389>22. = 748 т/сутки\
156,05
748-0,314.4 _ м_
с 0,08.24-3,14.9
Зона подогрева. Длина зон подогрева, кальцинации и
спекания определяется из условий теплообмена по формуле (26):
д К? луч ~~Ь 9конв) Д 9 луч Igl L ~
9
102
Расчет процесса и печи для спекания бокситов '
где <?луч — тепловой поток на открытую поверхность шихты
(излучение от газов и кладки), ккал!м2 • час;
?лУч —тепловой поток на закрытую поверхность шихты
(излучение от кладки), ккал1м2 • час;
<7конв — тепловой поток, передаваемый на шихту конвекцией,
ккал!м2 час;
q — теплопотребление шихты, ккал]т;
1Х — ширина слоя шихты, м (хорда, см. рис. 9);
lg — длина закрытой поверхности шихты в поперечном
сечении печи (зоны), м;
L — длина зоны, м;
х — время работы печи, час/сутки.
После преобразования формулы (26) получим выражение
L= ------------;---------------
Т К^луч ^конв )1х + ^луч У
Тепловые потоки дЛуч, у'лу,, »и дКопв определяются расчетом
теплообмена в рабочем пространстве печи по следующим фор-
мулам:
ккал/м2- час,
где Сгкм— приведенный коэффициент излучения от газов и клад-
ки на шихту;
Сгкм—4,96ем--------+ 1 — ег-------- ккал/м2-час
1 — ег
[ем ег О — ем)1 Ч*" °
«г
где ем —• степень черноты шихты, принимаем ем = 0,75;
FK it D — lg
—степень развития кладки, w = — =------—
Fш
ег —степень черноты газовой смеси,
ег = (еСО2 + ен2о + eSOs) f ’
есо ’ ен о и eso — степени черноты газов СО2, Н2О и SO2;
f—поправочный коэффициент, f = 1,0 при га-
зовом отоплении и малом количестве твер-
дых взвешенных частиц; f = 1,3 при мазут-
, ном или пылеугольном отоплении;
Тг и Тш — абсолютные средние температуры газов и
шихты, °К.
ккал/час,
Определение основных размеров печи
103
где Скм— приведенный коэффициент излучения от кладки на
шихту:
Скм =----——------ ккал/м2-час-°KS-
—+ —-1
ем ек
8К — степень черноты кладки, принимаем
ек = 0,75;
71;—абсолютная средняя температура кладки, °К:
^конв — 9йУо(^г ^1п) ККал/М2 • ЧйС,
где w0 —• условная скорость газов в печи при t = 0;
tr и tlu — средние температуры газов и шихты, °C.
Определяем длину зоны подогрева.
Среднюю температуру газов в зоне находим ко формуле ло-
гарифмического усреднения:
t.
_____2___г I /
Л *-1л-
— t
2,31g—------
'г-*ш
Здесь tnT = 1250°; t* = 750°; = 450°.
1250 — 750
2,31g
1250 — 450
750 — 450
4- 450 = 960°.
Находим степень черноты газов ег.
Состав газов, % 23,6 СО2; 8,4 Н2О.
Содержание SO2 в газах крайне малое, поэтому при опреде-
лении ЕГ присутствие SO2 в газах не учитываем.
Эффективная длина лучей газового потока
______ п л 4Fпечи
эфф — и»У--.
*^пер
где ^печи — площадь свободного сечения печи;
Snep — периметр свободного сечения печи.
^печи = —------Fc = ~ 0,502 = 6,56 м2,
4 4
s = «О<360— > ; з.14.8(збо-82.з)
р 360 360
5эфф = 0,9 = 2,56 м.
эфф 9,24
Степень черноты СО2 и Н2О находим по графикам рис. 10—12.
104 Расчет процесса и печи для спекания бокситов
При ргп Зэф* = 0,236 • 2,56 = 0,605 ат. м и tT = 960°,
Температура, °C
Рис. 10. Степень черноты излучения двуокиси углерода
е' п =0,165, енп = е'£ = 0,165-1,06 = 0,175,
112'-’ lljAJ Г12<1
ЕГ = 1,3 (0,18 + 0,175) = 0,46. •
Степень развития кладки в зоне
3,14-3 — 2,16
со = ------------= 3,6b.
1,98
Подсчитываем значение Сгкм и Скм
3,66+1—0,46
С гкм—4,96 • 0,75
к 1—0,46
[0,75 + 0,46 (1 - 0,75)] п - + 3,66
0,4о
Определение основных размеров печи
105
= 3,21 ккал/м* • час • °К4,
Рис. 11. Условная степень черноты излучения водяных
паров без поправки на их парциальное давление
Определяем величины тепловых потоков:
</луч = 3,21
/960 4- 273^4 _ /450+ 273И
( 100 / \ 100 /
= 655000 ккал/м?--час.
Средняя температура кладки
, ___ 960 + 450 _705°’
к — £
а’ = 2,99
Члуч
'/705 + 273V _ /450+273\4
100 /
100
= 19400 ккал/м2-час.
106
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
246,75
Vo 0,0125-3600 П7О ,
w0 =------=---------------== 0,78 м сек,
F 7,06
<7конВ ~ 9-0,78(960—>450) = 3580 ккал/м2-час.
Рис. 12. Поправочный множитель £ для получения степени
черноты водяных паров
Длина зоны подогрева:
г 192-36040-10 ,
Ьпоп =-------------------------------------- = 1 М,
од 24 [(65500 4-3580) 1,98 + 19400-2,16]
где 36040-10 — теплопотребление материала в зоне, отнесенное
к 1000 кг сухого боксита, ккал/т (см. табл. 29);
192 — производительность печи по сухому бокситу,
т/сутки.
Зона кальцинации. Средняя температура газов в зоне
1400 — 1250
2,31g
1400 — 875
1250 — 875
+ 875 = 1320°.
Средняя температура кладки в зоне
1320 + 875= 110()О
к 2
Определение основных размеров печи
107
Состав газов, %: 20,6 СО2; 5,6 Н2О.
/3,14-9 \
4F------— 0,382)
S9(M) = 0,9--------------------------
эфф 3,14-3(360 — 74,8)
360 + ’
Рсог^эфф = 0,206-2,58 = 0,532 ат. м, еСог = 0,135;
Рм = 0,056-2,58 = 0,144 ат. м, е' „ = 0,095;
е = 0,095-1,05 = 0,10;
H2V'
ег = 1,3 (0,135 + 0,10) = 0,306;
z 3,14-3—1,96 .
и = — ------;— = 4,10;
= 2,58 м;
Ялуч 3,54
1,82
и пс пт-к 4,1 + 1—0,306
гкм = 4,96 • 0,75--------------------4--------------
10,75+ 0,306(1 —0,75)] 0 306 +4,1
= 3,54 ккал/л?-час
Скм = 2,99 ккал,/ж2- час- ° К4;
1320 + 273 \4 / 875 + 273 \4
100
100
= 166 0Q0 ккал/чей;
1100 + 273 \4
100 ) ~
227,4
0,0125-3600 ,
° =------7 06----- = 0,71 М,СеК’
<7конв — 9-0,71 (1320— 875) = 2840 ккал/м2-час,
L _ 192-42480-10____________ „ „
кальц 24 [(166000 + 2840) 1,82-|-54500-1,96] ~ ’ М'
Зона спекания. Средняя температура газов в зоне tT =
= 1440°; температура материала 1100°; температура кладки
= J440+1100 =
2 •
<уч = 2>99
875 4-273^
100 .
-j = 54500 ккал/л? • час,
Состав газов, %: 16,47 СО2, 5,91 Н2О.
*^эфф
/3,14-9 л
4 -------— 0,24
_______\ 4__________ /
3,14-3(360 — 63,5)
= 2,64 At;
108
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Ялуч — 3,02
Рос •-$ аа = 0,1647-2,64 = 0,435 am-м, егп = 0,125;
эфф s > > > CU2 ’ >
о п’ = 0,059- 2,64 = 0,156 ат-м, е' „ = 0,092;
ГН2О эфф iff , Н2О ’ ’
е„ „ = 0,092-1,04 = 0,095:
ег = 1,3 (0,125 + 0,095) = 0,286;
3,14-3—1,66 спо
<о =---------------= 5,02;
1,54
С =4,96-0,75----------------5,02 +-1 ~-’2—------------=
гкм 1—0,286
[0,75 + 0,286(1 - 0,75)] + 5,02
U,zoo
= 3,02 ккал/м?-час-°К4;
Скм = 2,99 ккал/м2-час-°К4;
1440 + 273 \4
100 /
1100 + 273 \4
100 /
= 151 000 ккал/л? • час;
I 1270 + 273 у
V 100 /
<^=2,99
1100 + 273 \4'i
100 ) J
863,21-0,25
0,0125-3600 Асо ,
wn — —------------= 0,68 м/сек,
0 7,06
?конв = 9-0,68(1440— 1100) = 2080 ккал/м2-час,
г 192-2400-10 ,
^спрк —--------------------------------— 0,57 м.
е 24 [(151000 + 2080) 1,54 + 63000-1,66[
Как видим, размеры зоны спекания по условиям теплообмена
оказываются небольшими. Заводская практика указывает на не-
сколько большую величину (до нескольких метров).
При отсутствии надежных данных по кинетике процесса спе-
кания глиноземсодержащих шихт размеры зоны спекания при-
ходится пока принимать по данным заводской практики. В на-
шем примере принимаем величину зоны спекания равной 3 м:
^-спек 3 М.
Зона охлаждения. Эта зона находится в самом конце
печи, за корнем факела горения топлива, поэтому процесс лучи-
стого теплообмена между шихтой и газовой фазой играет здесь
незначительную роль.
Ввиду этого длину зоны охлаждения нельзя рассчитывать по
теплообмену, ее принимают по данным практики. Принимаем
длину зоны охлаждения равной
^охл = 5 м.
= 63 000 ккал/м2--час,
Тепловой баланс печи
109
Таким образом, полная длина печи, рассчитанная в основ-
ном по условиям теплообмена, составляет
^-печи ^-под “I- ^-кальц Т ^-спек "Т ^•охл 1^,4
+ 16,1 + 8,3 + 3,0 + 5,0 = 49,8 м.
Принимаем Z-печи = 50 м.
5) Проверка размеров печи по времени
пребывания материала
Размеры отдельных зон должны обеспечивать необходимое
время пребывания материала в зоне для обеспечения полного
завершения всех физико-химических процессов.
Таким образом, рассчитанная по условиям теплообмена дли-
на каждой зоны должна проверяться по минимально необходи-
мому времени пребывания материала в этой зоне по форму-
ле (28):
^-печи "Ар
где и>м — линейная скорость движения материала в зоне, м!час\
Тпр •— минимально необходимое время пребывания материа-
ла в зоне, час.
К сожалению, в настоящее время значения Тпр по зонам от-
сутствуют.
Имеются данные по тПр лишь в целом для печей спекания.
Анализируя имеющиеся данные заводской практики и иссле-
дований, проверяем размеры рассчитываемой печи по Тпр:
Тпр = 1,3-2 часа, в среднем 1,7 часа.
Длина печи £печи = wM тПр = 27,7 • 1,7 = 46 м.
Проведенная проверка показывает, что рассчитанные разме-
ры печи по условиям теплообмена можно принять окончатель-
ными.
Апечи = 50 М.
§ 8. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
Полученные основные размеры печи позволяют составить теп-
ловой баланс процесса спекания, который одновременно являет-
ся проверкой правильности принятого вначале расхода топлива.
Подсчитываем статьи теплового баланса, при этом исполь-
зуем результаты уже проведенных расчетов по теплопотребле-
нию материала и материальному балансу. Тепловой баланс печи
составляется на время переработки 100 кг сухого боксита (см.
табл. 25).
110 Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Приход тепла
а) тепло от горения топлива
Q — Qpm= 6905-25 — 172 500 ккал',
б) физическое тепло шихты
Сш = Сшташ + CBmBtB = 0,23 (389,22- 122,2) 40 4-
+ 1-122,2-40 = 7350 ккал;
в) физическое тепло воздуха
Своз = Своз• ^воз^воз = 0,31 (-832’2- • 25^ 25 = 1610 ккал;
v-BOJ низ вол Вио г 1 I
г) физическое тепло топлива
Q.r = C^m.sts = 0,24-25-25 = 150 ккал;
д) тепло экзотермических реакций (образование алюмината,
феррита и титаната натрия и двукальциевого силиката)
Сэкз = 29300 + 4830 + 1060 + 6320 = 41519 ккал.
Итого приход тепла:
Crop + Сш + Своз + Ст + Сэкз = 172 500
4- 73 500 4- 1610 4- 150 4- 41510 = 223 120 ккал.
Отметим, что хотя отдельные статьи баланса и выходят за
пределы точности расчета, методически их целесообразно со-
хранить (физическое тепло воздуха, топлива).
Расход тепла
а) физическое тепло спека при температуре спека 1000°
Qcn = Ссптс1/сп = 0,21 • 156,05 • 1000 = 32 800 ккал;
б) физическое тепло пыли
Qn = CnmatB = 0,23-53,3-250 = 3030 ккал;
в) тепло эндотермических реакций (испарение влаги, разло-
жение карбонатов, разложение бемита и гидрогематита, разло-
жение алюмосиликатов):
Q3H = 134,95-539 4- 63320 4- 1360 4- 1210 = 141 390 ккал;
г) тепло отходящих газов:
Qr = СГИ/Г = 0,354-406,48-250 = 35900 ккал;
д) потери во внешнюю среду.
Потери тепла через стенки печи определяем при помощи гра-
фика (см. рис. 5).
Тепловой баланс печи
111
Среднюю температуру внутренней поверхности футеровки пе-
чи примем равной средней температуре газов 855°. Температуру
наружной поверхности кожуха печи примем предварительно 160°.
При этих условиях средняя температура футеровки будет
~500°, а теплоизоляции —300°. При указанных значениях тем-
пературы коэффициенты теплопроводности материалов X,
ккал!м час • °C будут: для футеровки из высокоглиноземистого
кирпича 1,25; для теплоизоляции 0,08; для железа 45.
Тепловое сопротивление стенки печи:
v S 0,25 , 0,03 , 0,02 п о.
Zj----=----------р ---------------= 0,24.
К 1,25 0,08 45
По температуре внутренней поверхности футеровки 855° и
тепловому сопротивления стенки 0,24 по графику (см. рис. 5)
находим q — 2500 ккал)м2 • час.
Общая поверхность кожуха печи: 3,14-3,6-50 = 565 ж2. По-
тери тепла поверхностью печи во внешнюю среду за время пере-
работки 100 кг боксита
565-2500-0,0125 = 17500 ккал.
Итого расход тепла:
Qcn + Qn + Сэн + Qr + ^потерь = 32 800 +
+ 3030 + 141 390 + 35 900. + 17 500 = 239 620 ккал.
Таблица 31
Тепловой баланс вращающейся барабанной печи для спекания
бокситовой шихты
№ пп. Приход тепла № пп. Расход теплд
статьи прихода тепла ккал % Статьи расхода тепла ккал %
1 Тепло от горения 1 Физическое тепло
’ топлива .... 172500 74,70 спека 32800 14,2
2 Физическое тепло 2 Физическое тепло
ШИХТЫ .... 7350 3,19 ПЫЛИ 3030 1,31
3 Физическое тепло 3 Тепло эндотерми-
воздуха .... 1610 0,70 ческих процессов 141390 61,40
4 Физическое тепло 4 Тепло отходяших
топлива .... 150 0,07 газов 35900 15,60
5 Тепло экзотерми- 5 Потери во внеш- 17500 7,49
ческих процес- нюю среду . . .
сов 41510 18,0 6 Невязка баланся . —7500 3,36
Итого . . . . 223120 100 Итого . . . . 223120 100
112
Расчет процесса и печи для спекания бокситов
Сравнивая приход и расход тепла по тепловому балансу, об-
наруживаем отрицательную невязку баланса:
223120—230620 = —7500 ккал,
или
— —- 100='3,36 %.
223120
Учитывая, что полученная невязка баланса имеет ограничен-
ную величину, которая не выходит за пределы точности тепло-
вых расчетов печи и не может повлиять на размеры печи, пере-
расчета печи не производим.
При получении невязки' теплового баланса выше 10% необ-
ходимо производить перерасчет печи по новому расходу топлива,
исправленному на величину этой невязки.
В табл. 31 сведены результаты расчета теплового баланса
печи.
§ 9. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
Ниже приведены технические показатели запроектированной
вращающейся барабанной печи для спекания бокситов.
Рис. 13. Эскиз вращающейся барабанной печи для спекания бокситов
Внутренний диаметр печи, м............. 3,0
Наружный диаметр печи, м ............... 3,57
Длина печи, ............................ 50
Угол наклона барабана, град.............. 2
Число оборотов барабана в минуту .... 0,8
Производительность печи по спеку, т]сутки 300
Технические показатели
113
Производительность печи по сухому бокси-
ту, т/ сутки .......................... 192
Расход топлива (условного):
т/сутки ................................ 48
% от боксита........................... 25
Теплопотребление шихты, ккал/т .... 389000
Теплопотребление спека, ккал/т.......... 972000
Температура отходящих газов, °C .... 250
Температура готового спека на выходе из
печи, °C ............................. 1000
Извлечение А12О, из шихты в спек, % . . 80
I Выход продуктов по отношению к сухому
бокситу, % :
спека......................................... 156
пыли ................................ 53
На 'рис. 13 показано эскизное решение конструкции печи с
выделением рабочих зон и их теплового режима.
ЛИТЕРА ТУРА
ПО ОБЖИГУ В БАРАБАННЫХ ВРАЩАЮЩИХСЯ ПЕЧАХ
1. Д. А. Дио мидовский. Печи цветной металлургии, Металл1ургиздат,
1956.
2. Д. А. Д и о м и д о в с кн й. Металлургические печи, Металлургиздат, 1961.
3. Д. А. Диомидов с кий. Метод расчета вращающихся печей глинозем-
ного производства, Цветные металлы, 1950, № 6.
4. Е. И. Ходоров. Печи цементной промышленности, Стройиздат, ч. I,
1950 г. и ч. II, 1951 г.
5. Д. Б. Гинзбург и др. Печи и сушила силикатной промышленности,
Пром стройиздат, 1956.
6. М. Ю. Лурье. Сушильное делю, Госэнфгоиздат, 1948.
7. Теплотехнический справочник, т. II, Госэнергоиздат, 1948.
8. В. А. М аз ель. Производство глинозема, Металлургиздат, 1960.
9. А. И. Беляев. Металлургия легких металлов, Металлургиздат, 1954.
10. В. П. Линче век ий. Топливо и его сжигание, Металлургиздат, 1959.
11. Э. В. Брицке, А. Ф. Капустин с кий. Термические константы не-
органических веществ, АН СССР, 1949.
12. Краткий справочник физико-химических величии, Госхимиздат, 1959.
8 Заказ 761
ГЛАВА IV
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ ОТРАЖАТЕЛЬНОЙ
ПЛАВКИ МЕДНОГО КОНЦЕНТРАТА
v § 1. ЗАДАНИЕ
Произвести расчет процесса отражательной плавки и печи
для переработки обожженного медного’ концентрата. Рассчитать
также газоходную систему, тяговые устройства печи и утилиза-
цию тепла отходящих газов. Исходные данные для расчета:
1. Производительность печи по обожженному концентрату
1400 т) сутки.
2. Обороты — весь конвертерный шлак от переработки
штейна.
3. Состав необожженного концентрата на сухую массу, %:
12,0 Си; 2,0 Zn; 32,0 Fe; 35,0 S; 9,0 SiO2; 4,0 A12O3; 2,0 MgO;
4,0 — прочие; влажность концентрата 4%.
Сульфидными минералами концентрата являются халькопи-
рит, сфалерит и пирит; окисленное железо находится в форме
гематита.
4. Топливо—'угольная пыль Кузнецкого каменного угля мар-
ки Г Ленинского месторождения.
5. Предусмотреть подогрев вторичного воздуха до 300° (тем-
пература поступления в печь).
6. Состав кварцевого флюса, %: 83,0 SiO2; 6,0 СаО; 8,0 А12О3;
3,0 — прочие.
7. Состав известняка, %: 44,0 СаО; 4,0 SiO2; 2,0 FeO; 50,0 —
прочие.
8. Расстояние от печи до дымовой трубы 120 м.
§ 2. РАСЧЕТ РАЦИОНАЛЬНОГО СОСТАВА КОНЦЕНТРАТА
Рассчитаем рациональный состав на 100 кг сухого концен-
трата.
Количество халькопирита CuFeS2
120.2^л1 = 34,7 кг-,
63,5
Расчет рационального состава концентрата
115
Fe в CuFeS2
12,0-—^— = 10.6 кг;
63,5
S в CuFeS2
12,0—^- = 12,1 кг.
63,5
Количество сфалерита ZnS
2,0— = 2,98 кг;
65
S в ZnS
2,0—= 0.98 кг.
65
Количество пирита FeS2 определяем по сере. Количество S
в FeS2
35 —(12,1 + 0,98)= 21,92 кг.
Количество FeS2
21,92—^ = 41,12 кг;
64
Fe в FeS2
46
21,92-— = 19,2 кг.
64
Количество гематита Fe2O3 рассчитываем по железу. Количе-
ство Fe в Fe2O3
32 — (10,6 + 19,2) = 2,2 кг.
Количество Fe2O3
2,2-^ =3,15 кг.
112
В табл. 32 приведен рациональный состав сухого концентрата.
Таблица 32
Рациональный состав сухого концентрата
Соединения Количес- тво, кг или % Си Zn Fe S О SiO, А1гО, MgO Про* чие
CuFeS, ZnS FeS2 Fe2O3 SiO2 A12O3 MgO Прочие 34,7 2,98 41,12 3,15 9,0 4,0 2,0 3,05 12,0 2,0 10,6 19,2 2,2 12,1 0,98 21,92 0,95 9,0 4,0 2,0 3,05
И того: 100,0 12,0 2,0 32,0 35,0 0,95 9,0 4,0 2,0 3,05
8*
116
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
§ 3. РАСЧЕТ ОБЖИГА КОНЦЕНТРАТА
1) Степень десульфуризации при обжиге
Исходя из содержания меди в концентрате 12%, принимаем
степень извлечения меди в штейн при плавке 96%.
Извлечение меди из необожженного концентрата в огарок
при обжиге (с учетом оборотов) принимаем 99%
Тогда количество меди в штейне из 100 кг сухого необожжен-
ного концентрата
12,0-0,96-0,99 = 11,40 кг.
При расчете обжига ориентируемся на получение штейна с
содержанием 30% Си. Получение более богатого штейна из кон-
центрата с высоким содержанием серы потребовало бы чрезмер-
ной интенсификации процесса обжига и привело бы к поступле-
нию в отражательную печь больших количеств высших окислов
железа.
Количество штейна на 100 кг сухого концентрата
• 11,40—= 38,0 кг.
30
В 30 %-ном штейне содержание серы теоретически составляет
24,8% (табл. 33). Отсюда находим количество серы в штейне:
38,0 • 0,248 = 9,42 кг.
Таблица 33
Расчетный состав медных штейнов с учетом прочих
Элементарный состав, % Состав по компонентам, %
Си S Fe Os прочие Cu2S FeS FeaOa прочие
10 25,8 55,45 5,75 3,0 12,52 63,68 20,8 3,0
20 25,3 47,16 4,54 3,0 25,02 55,58 16,4 3,0
30 24,8 38,90 3,30 3,0 37,53 47,50 11,97 3,0
40 24,3 30,55 2,15 3,0 50,05 39,17 7,78 3,0
При плавке обожженного концентрата степень десульфури-
зации в отражательной печи обычно колеблется в пределах 5—
30% и зависит прежде всего от количества высших окислов же-
леза в огарке. Учитывая высокое содержание серы в необожжен-
ном концентрате и невысокое содержание в нем гематита, за-
даемся относительно небольшой степенью десульфуризации при
плавке — 10%
Количество серы в огарке
9,42-----— - = 10,47 кг.
100 — Ю
Расчет обжига концентрата
117
Удаляется серы в процессе обжига
35,0—10,47 = 24,53 кг.
Степень десульфуризации при обжиге
^1.100 = 70,0%.
35,0
2) Окисление цинка и железа при обжиге
Для расчета продуктов обжига необходимо решить вопрос
о степени окисления цинка и железа в ходе обжига. Подсчиты-
ваем десульфуризацию за счет диссоциации высших сульфидов
по реакциям:
2CuFeS2 —> Cu2S + 2FeS 4- S.
Количество освобождающейся серы
34,7—??— = 2,15 кг;
2-183,5
FeS2 —> FeS -j- S.
Количество освобождающейся серы
4112.-??— = 10,97 кг. /
120
Всего удаляется серы в результате диссоциации
2,15 + 10,97 = 13,12 кг, или 37,5%.
В результате окисления ZnS и FeS удаляется серы 70—37,5 =
== 32,5%. Таким образом, наблюдается достаточно глубокий об-
жиг.
Исходя из этого принимаем, что в ходе обжига окислится
около 40% всего ZnS.
Окисленное железо в продуктах обжига находится частично'
в виде двухвалентного (свободная закись железа, феррит заки-
си, силикаты закиси), частью в виде трехвалентного (свободная
окись, ферриты). Преимущественно окисленное железо присут-
ствует в огарке в виде Fe2O3 и Fe3O4. Для последующего расчета
десульфуризации при плавке не имеет значения, в какой кон-
кретно форме находится в огарке двухвалентное и трехвалентное
железо. Условно принимаем, что все двухвалентное железо на-
ходится в виде закиси FeO, а трехвалентное — в виде окиси
Fe2O3.
Так как имеет место достаточно глубокий обжиг, принимаем,
что 30% всего окисляющегося при обжиге железа окисляется до
FeO, а 70% — до Fe2O3.
118
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Исходя из суммарного извлечения металлов при обжиге 99%,
количество их в огарке:
Си................ 12,0-0,99=11,89 кг
Zn................. 2,0-0,99=1,98 »
Fe................ 32,0-0,99=31,67 »
Количество Fe2O3, перешедшее из необожженного концен-
трата в огарок
3,15-0,99 = 3,12 кг;
в нем Fe
3,12- — = 2,18 кг.
160
Количество Zn в ZnS огарка ‘
1,98-60 ,
—-------= 1,19 кг.
100
Количество ZnS в огарке
1,19- — = 1,78 кг.
65
Количество S в ZnS огарка
1,19— = 0,59 кг.
65
Количество Zn в ZnO огарка
1,98-40
-------= 0,79 кг.
100
Количество ZnO в огарке
0,79 — = 0,95 кг.
65
Количество S в Cu2S огарка
11,89-—— = 2,99 кг.
127
Количество S в FeS огарка
10,47 — (2,99 + 0,59) = 6,89 кг.
Количество FeS в -огарке
6,89— = 18,92 кг;
32
в нем Fe
6,89- — = 12,03 кг.
32
Расчет обжига концентрата
119
Количество Fe в огарке в окисленной форме
31,67—12,03 = 19,64 кг,
из них окислилось в ходе обжига
19,64—2,18 = 17,46 кг.
Исходя из того что в ходе обжига 30% Fe окисляется до FeO,
а 70% до Fe2O3, находим количество FeO и Ре20з в огарке.
Количество Fe в FeO
17,46—^- = 5,24 кг.
100
Количестйо FeO
72
5,24—- =6,74 кг.
56
Количество Fe в Fe2O3
17,46-— = 12,22 кг.
100
Количество Fe2O3
12 22.2“-= 17 48 кг.
112
Общее количество Fe2O3 в огарке
17,48 + 3,12 = 20,60 кг.
3) Определение состава штейна
и конвертерного шлака
Один из основных этапов расчета технологического процес-
са — проверка принятой степени десульфуризации при плавке.
Десульфуризация при плавке в отражательной печи обожжен-
ного концентрата, в котором отсутствуют высшие сульфиды, спо-
собные диссоциировать с отщеплением серы, определяется почти
исключительно реакциями окисления сульфида железа высшими
окислами его, магнетитом и гематитом.
Гематит поступает в отражательную печь чаще всего с кон-
центратом, он может входить также в состав флюсов. Все количе-
ство Fe2O3 в печи восстанавливается сульфидом железа, причем
это восстановление может быть полным, до закиси железа, по
реакции
3Fe2O3 + FeS — 7FeO + SO2,
и неполным, только до магнетита:
10Fe2O3 + FeS -»7Fe3O4 + SO2.
120
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Магнетит поступает в отражательную печь в составе конвер-
терного шлака, он может содержаться также в концентрате
Содержание в штейне Си, %
Рис. 14. Зависимость содержания кислорода
в штейне (в Fe3O4) от содержания в нем меди:
О — данные Мостовича для заводских штейнов: X —
данные Гаулея для заводских штейиов; □—данные
Друммоада для заводских штейнов; I—I — кривая, по-
строенная по данным Мостовича; II—II — кривая, по-
строенная по данным Гаулея; III—III — теоретическая
кривая Аветисяна для штейнов, не содержащих прочих;
/V—/V — теоретическая кривая для штейнов, содержа-
щих 3% прочих
В печи магнетит восстанавливается по реакции
3Fe3O4 + FeS -> lOFeO + SO2.
По этой реакции в печи восстанавливается всегда только
часть магнетита. Остальное количество Fe3O4 распределяется
между продуктами плавки — штейном и отвальным шлаком.
Расчет степени десульфуризации при плавке, обусловленной
реакциями окисления сульфида железа «твердым» кислородом
шихты, требует поэтому составления правильного баланса рас-
Расчет обжига концентрата
121
пределения высших окислов железа, прежде всего магнетита, по
материалам и продуктам плавки.
На рис. 14 представлена зависимость между содержанием
меди и кислорода (в форме ГезО4) в штейнах. Как видно из
рис. 14, наибольшее количество данных по заводским штейнам
Рис. 15. Зависимость содержания магнетита в кон-
вертерном шлаке от содержания в нем кремнезема
по данным:
О — Гроннингсатера и Друммонда: X — Мак Даниела: □ —
завода Магма; А — Поттса; О—Смирнова и Мишина;Ч---------
Эллвуда и Гендерсона;
I—I и II— II — границы области значений; III—III — сред-
ине значения
(исследования Гаулея и Друммонда) близко согласуется с тео-
ретической кривой IV—IV, рассчитанной нами для штейнов, со-
держащих 3% прочих. Поэтому для нахождения количества маг-
нетита в штейне следует пользоваться именно этой кривой.
После определения содержания магнетита в штейне опреде-
ляем содержание магнетита в оборотном конвертерном шлаке.
При этом следует исходить из следующих положений.
Содержание магнетита в конвертерном шлаке зависит от со-
держания в нем кремнезема. На рис. 15 приведены данные раз-
122
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
пых исследователей, иллюстрирующие эту зависимость. Боль-
шинство данных расположено в области, ограниченной двумя
сплошными линиями I—I и II—II. Средние значения содержания
РезО4 в шлаке как функция содержания в нем SiC>2 представле-
ны кривой III—III.
Содержание SiO2 в конвертерном шлаке определяется рядом
Рис. 16. Зависимость содержания кремнезема в кон-
•вертерном шлаке ют содержания .меди в штейне
то заводским данным
цевого флюса улучшается с повышением температуры процесса
конвертирования. Поэтому теоретически при более бедных штей-
нах, обладающих повышенной теплотворностью, можно ожидать
получения более кислых конвертерных шлаков с пониженным
содержанием магнетита. Здесь, однако, сказывается действие
другого фактора, состоящего в том, что высокая температура
процесса в сочетании с присутствием кислых шлаков пагубно
сказывается на стойкости магнетитового гарниссажа конвертера
и стойкости футеровки. Для сохранения гарниссажа и футеровки
процесс конвертирования ведут обычно так, чтобы не получать
при бедных штейнах кислых шлаков, т. е. обеспечивают лишь
умеренную флюсовку кварцем. Это положение иллюстрируется
Расчет обжига концентрата
123
рис. 16, на котором приведены заводские данные по содержанию
SiC>2 в конвертерных шлаках в зависимости от содержания меди
в штейне.
В итоге процесс конвертирования протекает таким образом,
что в нем не создается условий для восстановления магнетита,
поступающего в составе штейна, напротив, сохранение магнети-
тового гарниссажа на футеровке конвертера обеспечивается
лишь тогда, когда в сумме в агрегате образуется магнетит. Прак-
тически это выражается в том,
что количество магнетита, по-
ступающее в конвертер в со-
ставе штейна, обычно на 10—
20% меньше количества магне-
тита, уходящего из конвертера
со шлаком. Таким образом, для
отражательной печи баланс
магнетита по отношению к кон-
вертеру всегда будет положи-
тельным (приходным).
Исходя из этих положений,
производим расчет штейна и
конвертерного 1илака.
Рациональный состав штей-
на, согласно табл. 33, без уче-
та содержания в штейне цинка,
%: 37,53 Cu2S; 47,50 FeS; 11,97
Fe3O4; 3,0 прочие (30,0 Си;
38,90 Fe).
Чтобы определить содер-
жание SiO2 и Fe3O4 в конвер-
терном шлаке, воспользуемся
графиком (рис. 17) зависимо-
Рис. 17. Зависимость содержания
магнетита и кремнезема в конвер-
терном шлаке от содержания ме-
ди в штейне при балансе магне-
тита в штейне и шлаке
сти содержания Fe3O4 и SiO2 в конвертерном шлаке от содержа-
ния меди в штейне, построенном в предположении, что количе-
ство магнетита, поступающее в конвертер со штейном, равно
количеству магнетита, уходящему из конвертера с конвертерным
шлаком. Этот график построен на основе кривой IV—IV, рис. 14,
и кривой III—III, рис. 15.
Для нашего штейна, содержащего 30% Си, балансовое содер-
жание Fe3O4 и ЭЮг в конвертерном шлаке составит соответствен-
но 14,8% и 27%.
Считая, что количество Ре3О4 в конвертерном шлаке на 10—
20% выше, чем количество Fe3O4 в штейне, найдем что действи-
тельное содержание Fe3O4 в шлаке составит
14,8-1,15= 17%.
124
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Соответствующее этому содержанию Ре3О4 содержание SiOz
в конвертерном шлаке, согласно графику рис. 15, составит при-
мерно 24%.
Находим содержание других компонентов конвертерного
шлака. На рис. 18 приведена примерная зависимость между со-
держанием меди в штейне и в конвертерном шлаке. Для штейна
с 30% Си содержание меди в конвертерном шлаке составит при-
Рис. 18. Зависимость содержания
меди в конвертерном шлаке от
содержания меди в штейне
мерно 3%.
В конвертерном шлаке медь
находится преимущественно в
виде Cu2S, некоторая часть ее со-
держится в окисленной форме.
Для простоты расчета принима-
ем, что вся медь в конвертерном
шлаке содержится в форме Cu2S.
Количество Cu2S в шлаке
3- — = 3,75%.
126
На рис. 19 представлена зави-
симость содержания FeS в кон-
вертерном шлаке от содержания
FeS в штейне. Для нашего штей-
на примерно с 47% FeS количе-
ство FeS в конвертерном шлаке
составит примерно 8,8%.
Количество прочих в конвер-
терном шлаке определяется преж-
же всего содержанием второсте-
пенных компонентов в конвертерном флюсе. Исходя из относи-
тельной чистоты кварцевого флюса (83% SiO2) примем, что в
конвертерном шлаке содержится 5% прочих.
Содержание FeO в конвертерном шлаке определяем по раз-
ности:
100—(17,0 + 24,0 + 3,75 + 8,8 + 5,0) = 41,45%.
Содержание Fe в форме FeO в шлаке
41,45-—= 32,1%.
Содержание Fe в форме Fe3O4 в шлаке
17-— = 12,3%.
232 •
Содержание Fe в форме F(eS в шлаке
8,8-g- = 5,6%.
Расчет обжига концентрата
125
Общее содержание Fe в шлаке
32,1 + 12,3 + 5,6 = 50,0%.
Ориентировочный состав конвертерного шлака, %: 3,0 Си;
17,0 РезО4; 24,0 SiO2; 8,8 FeS; 41,45 FeO; 50,0 Fe; 5,0 прочих.
Рис. 19. Зависимость содержания FeS в кон-
вертерном шлаке от содержания FeS ib штейне
4) Количество штейна
и конвертерного шлака
Из 100 кг необожженного сухого концентрата в результате
обжига и отражательной плавки получается 38,0 кг штейна.
Считая, что при конвертировании все железо штейна перехо-
дит в конвертерный шлак, находим количество шлака, получае-
мого из 38 кг штейна:
38,0.^^?-29,6 кг.
0,50
При заливке конвертерного шлака в отражательную печь из
него выделяются взвешенные частицы сульфидов меди и железа.
Количество меди, извлекаемое из конвертерного шлака в штейн
в отражательной печи, составляет обычно 70—85% от всей меди
конвертерного шлака. Приняв извлечение меди из конвертерного
шлака в штейн равным 80% и полагая в первом приближении,
что сульфиды, выделяющиеся из конвертерного шлака в печи,
образуют штейн того же со+гава, что и исходный штейн, найдем
126
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
количество штейна, получаемого при переработке в печи 29,6 кг
конвертерного шлака:
29,6-°’0- 0,8 = 2,37 кг.
0,3
Из этого количества штейна при конвертировании получится
в свою очередь конвертерного шлака
237.0^3890 = 1 84
0,50
Из этого шлака получится штейна
, с. 0,03-0,8 „ 1С
1,84 —----— = 0,15 кг.
0,3
Из этого штейна образуется шлака
л 1 к 0,3890 л 1 о
0,15- —---— 0,12 кг.
0,50
В итоге из 100 кг необожженного сухого концентрата будет
получено штейна
38,0 + 2,37 + 0,15 = 40,52 кг.
Из этого штейна будет получено конвертерного шлака
29,6 + 1,84 + 0,12 = 31,56 кг.
В 40,52 кг штейна содержится Fe3O4
40,52-0,1197 = 4,85 кг.
В 31,56 кг конвертерного шлака содержится Fe3O4
31,56-0,17 = 5,36 кг.
5) Количество и состав отвального шлака
Для составления баланса высших окислов железа процесса
отражательной плавки, помимо содержания Fe3O4 в штейне и
конвертерном шлаке, необходимо знать также содержание РезО4
в отвальном шлаке. Как показывают данные по заводским шла-
кам, приведенные ниже, содержание магнетита в них колеблется
обычно в пределах от 4 до 8%, составляя в большинстве случаев
5-6%:
SiO2, % .
Fe8O4, %
Си, % . .
.32,18 36,67 38,72
. 8,40 5,23 5,70
. 0,45 0,37 0,29
33,6 38,7 33.6
5,67 5,28 5,23
0,25 0,26 0,27
30,9 32,4 34,3
6,71 5,77 4,10
0,37 0,31 0,29
Для нахождения количества магнетита, переходящего в от-
вальный шлак, необходимо хотя бы приближенно найти количе-
ство отвального шлака и его состав по основным шлакообразую-
Расчет обжига концентрата
127
щим компонентам: FeO, SiO2 и СаО (или сумме СаО + MgO +
+ AI2O3).
Подсчитываем количества основных шлакообразующих коМ'-
понентов.
Количество FeO в отвальном шлаке определяем, условно счи-
тая, что все железо в отвальном шлаке находится в форме FeO.
Количество Fe в огарке 31,67 кг.
Количество Fe в конвертерном шлаке
31,56-0,5 = 15,78 кг.
Всего поступает в отражательную печь Fe
31,67 + 15,78 = 47,45 кг.
Количество Fe в штейне
40,52-0,3890= 15,78 кг.
Переходит Fe в отвальный шлак
47,45—15,78 = 31,67 кг.
Количество FeO в шлаке
31,67- — = 40,70 кг.
56
Количество SiO2 в огарке
9,0-0,99 = 8,91 кг.
Количество SiO2 в конвертерном шлаке
30,92 - 0,24 = 7,42 кг.
Количество SiO2, перешедшее в отвальный шлак:
8,91 + 7,42 = 16,33 кг.
Количество А12О3 и MgO, перешедшее из огарка в отваль-.
ный шлак:
(4,0 + 2,0) • 0,99 = 5,94 кг.
Общая масса шлака по основным шлакообразующим
40,7 + 16,33 + 5,94 = 62,97 кг.
Содержание основных компонентов в этом количестве шлака;
FeO
SiO2
1^.100=25,9%;
62,97
128
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
А12О3, MgO
А9£.юо= 9,4%'.
62,97
Оценим свойства этого шлака. Для этого воспользуемся диа-
граммами плавкости тройных систем: FeO—СаО—SiO2 (рис. 20),
FeO — MgO — SiO2 (рис. 21), FeO — А12О3— SiO2 (рис. 22) и
Si О?
Рис. 20. Совмещенная диаграмма плавкости и вязкости при 1300° системы
FeO—СаО—SiO2 (Вейнарт—Лоскутов)
диаграммами вязкости тройной системы FeO—СаО — SiO2 при
температурах 1300° (рис. 20) и 1400° (рис. 23).
Согласно диаграмме системы FeO — А12О3 — SiO2 (рис. 22),
условно считая 2 А12Оз, MgO за А12Оз, видим, что наш шлак ле-
жит у границы области кристаллизации файялита и имеет невы-
сокую температуру плавления порядка 1100—1150°.
Согласно диаграмме системы FeO — MgO—SiO2 (рис. 21),
условно считая 2 А12О3, MgO за MgO, находим температуру
плавления шлака равной ~1350°.
Расчет обжига концентрата
129
Исходя из соотношения А12О3: MgO в шлаке 4 :2, темпера-
туру, близкую к действительной температуре плавления шлака,
принимаем равной 1200—1230°.
Согласно диаграмме вязкости системы FeO — СаО — SiO2
(рис. 20), условно считая 2 А12О3, MgO за СаО, определяем вяз-
Рис. 21. Диаграмма плавкости системы FeO—MgO—SiO2 (Боуэн и Шерер)
кость шлака при 1300° равной всего около 1 пуаза, наличие же
А12О3 вместо СаО делает шлак более вязким.
Удельный вес шлака благодаря высокому содержанию FeO
будет высоким.
Оценивая в целом свойства получающегося без подфлюсовки
шлака, следует признать его неудовлетворительным вследствие
слишком высокой для плавки в отражательной печи температуры
плавления и повышенного удельного веса.
9 Заказ 761
Рис. 23. Диаграмма вязкости при 1400° системы FeO —
SiO2 — СаО (Казакевич):
1 — 4 пуаза; 2 — 2 пуаза; 3 —• 1,5 пуаза; 4 — 1 пуаз; 5 — 0.5 пуаза
Расчет обжига концентрата
131
Шихту подфлюсовываем кварцем и известняком. Кварц необ-
ходим для понижения содержания FeO, обусловливающего высо-
кий удельный вес шлака, и для повышения его кислотности, так
как при отсутствии достаточного количества кремнекислоты
А12О3 играет роль кислотного окисла, образуя вязкие шпинели,
а имеющийся в шлаке ZnO вытесняется из силикатов другими
более активными основными окисла ми (в частности, СаО) и со-
держится в шлаке в свободном виде, что также сильно повышает
вязкость шлака.
Присутствие СаО в шлаке необходимо для снижения доли
участия MgO в образовании силикатов, обусловливающего по-
вышение температуры плавления шлака.
С учетом сказанного примем шлак следующего состава (по
основным шлакообразующим), %: 45 FeO; 40 SiO2; 2 А12О3,
MgO, СаО = 15%.
Для этого шлака на основании диаграмм плавкости и вязко-
сти имеем:
температура плавления шлака, если 2 Л12О3, MgO, СаО
считать за А12О3, равна ~1100°, если 2А12О3, MgO, СаО счи-
тать за MgO, равна ~ 1450°; если 2 А12О3, MgO, СаО считать за
СаО, равна ~1000°. Вязкость шлака при 1300°, если 2 А12О3,
MgO, СаО считать за СаО, составит ~50 пз.
Общая масса шлака по основным шлакообразующим, считая
по FeO и не учитывая наличие FeO во флюсе:
40,7 с
-—:— = 90,6 кг.
0,45
Содержание А12О3, MgO и СаО в шлаке составит соответст-
венно:
4,0^99 .1(?0 = 4 37 Д1 0
90,6
^°'°’99 -100=2,19% MgO;
90,6
15— (4,37 + 2,19) = 8,44% СаО.
Исходя из соотношения AI2O3, MgO и СаО в шлаке, темпера-
туру плавления шлака находим приблизительно равной 1120°.
Учитывая присутствие А12О3 и ZnO в шлаке, вязкость шлака
принимаем ~70 пз.
Шлак принятого состава имеет вполне приемлемую темпера-
туру плавления, но повышенную вязкость. Понижение вязкости
путем перехода на более железистые основные шлаки неприем-
лемо ввиду присутствия в шлаке А12О3 и ZnO. Поэтому оставля-
ем шлак принятого состава, имея в виду необходимость больше-
го его перегрева для снижения вязкости.
9"
132
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Поскольку полученный шлак является умеренно кислым, со-
держание магнетита в нем следует принять средним, в преде-
лах 5—6% по отношению ко всей массе шлака. Приняв это со-
держание равным 5,5% и считая, что основные шлакообразую-
щие составляют 90% всего количества шлака, найдем количест-
во Fe3O4 в шлаке:
90,6 п Пгг г г,
-----0,055 = 5,54 кг.
0,9
6) Проверка степени десульфуризации
при плавке и состав огарка
Поступает с конвертерным шлаком 5,36 кг Fe3O4, уходит со
штейном 4,85 кг Fe3O4, уходит с отвальным шлаком 5,54 кг Fe3O4.
Всего уходит из печи Fe3O4
4,85+5,54=10,39 кг.
Образуется в печи Fe3O4 по реакции 10Fe2O3+FeS->-
—* 7 Fe3O4 + SO2
10,39—5,36 = 5,03 кг.
При этом окисляется серы
5,03--^- = 0,10 кг
7-232
И восстанавливается Fe2O3
с ло 19’ 160 .
5,03 •-----= 4,96 кг.
7-232
Количество Fe2O3, восстанавливающееся по реакции
3Fe2O3 + FeS —> 7FeO + SO2:
20,60—4,96=15,64 кг.
При этом окисляется серы
15,64—^- = 1,04 кг.
3-160
Всего в печи окисляется серы
0,10+1,04=1,14 кг.
Степень десульфуризации при плавке
юо « п%.
10,47
Рассчитанная степень десульфуризации незначительно отли-
чается от ранее принятой (10%). Поэтому, не проверяя ее по-
Расчет обжига концентрата
133
(вторно, находим окончательный состав огарка из расчета сте-
пени десульфуризации 11%.
Количество серы в огарке
9 42---122__ = 10,60 кг.
100 — 11
Удаляется серы в процессе обжига
35,0—10,6=24,4 кг.
Степень десульфуризации при обжиге
-2^-. 100 = 69,8%.
35,0
Количество серы в FeS огарка
10,60—(2,99+0,59) =7,02 кг.
Количество FeS в огарке
7,02-— = 19,29 кг,
32
в нем Fe
7,02.-22-= 12,27 кг.
32
Количество Fe в огарке в окисленной форме
31,67—12,27=19,40 кг,
из них окислилось в ходе обжига
19,40—2,18=17,22 кг.
Количество Fe в FeO огарка
17,22—22- = 5,17 кг.
100
Количество FeO
5,17-— = 6,65 кг.
56
Количество Fe в РегОз, образовавшемся в ходе обжига.
17,22-—12— = 12,05 кг.
100
Количество Fe2O3
12,05 .-122- = 17,20 кг.
112
Состав огарка, полученного при обжиге 100 кг сухого концентрата
Расчет пыли
135
Общее .количество Fe2O3 в огарке
17,20+3,12=20,42 кг,
в нем Fe
12,05+2,18=44,23 кг.
Количество остальных компонентов в огарке:
AI2O3
4,0-0,99=3,96 кг,
MgO
2,0-0,99=1,98 кг,
прочих
3,05- 0,99=3,02 кг.
Состав огарка, полученного при обжиге 100 кг сухого кон-
центрата приведен в табл. 34.
§ 4. РАСЧЕТ ПЫЛИ
Механический унос в пыль в практике отражательной плав-'
ки составляет 0,5—1% от загружаемой шихты. Для нашего обож-
женного флотационного концентрата величину пылевыноса при-
нимаем 1%. Уносом в пыль флюсов и твердого конвертерного
шлака пренебрегаем, учитывая сравнительную крупность их
кусков.
Помимо механического уноса, в процессе плавки происхо-
дит так называемый химический унос легколетучих компонен-
тов. В нашем концентрате таким компонентом является цинк,
улетающий в виде ZnO. На практике химический унос цинка
в пыль составляет 10—15% от всего цинка огарка. Примем его
равным 12%.
Расчет пыли ведем на 100 кг огарка так же, как и все по-
следующие расчеты.
1. Механический унос
Количество механического уноса
100-0,01 = 1 кг.
Количество Cu2S в механическом уносе
18,18-0,01 «0,182 кг,
в нем
14,53-0,01 «0,145 кг Си; 3,65 • 0,01«0,037 кг S.
Количество ZnS в механическом уносе
2,17-0,01 «0,022 кг,
в нем '
1,45-0,01 «0,015 кг Zn; 0,72 • 0,01 «0,007 кг S.
Количество ZnO в механическом уносе
1,16-0,01 «0,012 кг.
Таблица 35
Количество и состав пыли, образующейся при плавке на 100 кг огарка
Соединение Количество Си Zn Fe S о Si О2 А1аО3 MgO Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
CtigS 0,182 13,37 0,145 10,65 0,037 2,72
ZnS 0,022 1,62 0,015 1,10 0,007 0,52
ZnO 0,373 27,41 0,30 22,04 0,073 5,37
FeS 0,236 17,34 0,150 11,02 0,086 6,32
FeO 0,081 5,95 0,063 4,63 0,018 1,32
Fe2O3 0,249 18,29 0,174 12,78 0,075 5,51
SiO2 0,109 8,01 0,109 8,01
AljOg 0,048 3,53 0,048 3,53
MgO 0,024 1,76 0,024 1,76
Прочие 0,037 2,72 0,037 2,72
Итого: 1,361 100,00 0,145 10,65 0,315 23,14 0,387 28,43 0,13 9,56 0,166 12,20 0,109 8,01 0,048 3,53 0,024 1,76 0,037 2,72
Таблица 86
Количество и состав огарка, поступающего в процесс отражательной плавки с учетом уноса пыли
Содср* жание Количество Си Zn Fe S о SiO3 A12O3 MgO Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг °/о кг % кг %
CllgS 17,998 18,25 14,385 14,59 3,613 3,66
ZnS 2,148 2,18 1,435 1,46 0,713 0,72
ZnO 0,787 0,80 0,630 0,68 0,157 0,12
FeS 23,334 23,66 14,840 15,05 8,494 8,61
FeO 8,049 8,16 6,257 6,34 1,792 1,82
FesO3 24,701 25,04 17,216 17,45 7,485 7,59
SiO2 10,781 10,92 10,781 10,92
A12O3 4,792 4,86 4,792 4,86
MgO 2,396 2,43 2,396 2,43
Прочие 3,653 3,70 3,653 3,70
Итого: 98,639 100,0 14,385 14,59 2,065 2,14 38,313 38,84 12,820 12,99 9,434 9,53 10,781 10,92 4,792 4,86 2,396 2,43 3,653 3,70
138 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
в нем
0,97-0,01 «0,010 кг Zn; 0,19-0,01 «0,002 кг О2
и т. д.
2. Химический унос
В химический унос уходит 12% всего цинка огарка или
2,42-0,12=0,29 кг.
Количество ZnO в химическом уносе
0,29-—= 0,361 кг.
. 65
Общее количество ZnO в пыли
0,361+0,012=0,373 кг,
в нем Zn
0,290+0,010=0,30 кг.
Состав и количество пыли с учетом механического и химиче-
ского уноса приведены в табл. 35.
Вычитая из количества каждого компонента огарка унос это-
го компонента в пыль, получим состав и количество огарка, не-
посредственно участвующего в процессе отражательной плавки
(табл. 36).
§ 5. РАСЧЕТ ШТЕЙНА И КОНВЕРТЕРНОГО ШЛАКА
Ориентировочный расчет штейна и конвертерного шлака был
произведен выше, в расчете процесса обжига. Все изложенные
там основные положения, касающиеся определения состава
штейна и конвертерного шлака, остаются в силе, и здесь уточ-
няется только распределение цинка и содержание прочих в кон-
вертерном шлаке, а количество штейна и шлака пересчитывается
на 100 кг огарка.
Из 100 кг огарка в штейн переходит меди
14,385-0,96=13,810 кг.
Количество штейна, получаемого непосредственно из 100 кг.
огарка:
13,810- — = 46,03 кг.
30
Обычно в штейн переходит 50—70% всего ZnS исходной
шихты. Принимаем, что в штейн переходит 60% ZnS огарка.
Количество ZnS в штейне
2,148-0,6=1,289 кг.
Допуская, что присутствие ZnS в штейне не оказывается на
общем содержании в нем серы и кислорода (см. табл. 33), на-
ходим уточненный состав штейна.
Расчет штейна и конвертерного шлака
139
Содержание ZnS в штейне
-1^5-.100 = 2,80%.
46,03
Содержание серы в штейне в форме ZnS
2,80-—= 0,92%.
97
Содержание серы в штейне в форме Cu2S
30,0-—= 7,53%.
127
Содержание серы в штейне в форме FeS
24,8—(0,92+ 7,53) = 16,35%.
Содержание FeS в штейне
16,35- —= 44,95%.
’ 32
Замена FeS на ZnS в штейне несколько изменит содержание
прочих в штейне
3,0—(44,95 + 2,80—47,50) =2,75%.
Исправленный рациональный состав штейна, %: 37,53 Cu2S;
44,95 FeS; 2,80 ZnS; 11,97 Fe3O4; 2,75 прочие.
Производим расчет уточненного состава конвертерного
шлака.
Количество Fe в штейне
. /4495.JL+ Ц.97- —) = 17,15 кг.
100 \ 88 232 /
Содержание Fe в штейне
-100 = 37,26%.
46,03
Считаем, что все это количество Fe при конвертировании пол-
ностью перейдет в конвертерный шлак.
Обычно в конвертерный шлак переходит 70—85% всего цин-
ка штейна.
Принимаем, что в шлак перейдет 80% Zn в виде ZnO.
Количество Zn в штейне
1,289-—= 0,864 кг.
97
-Количество Zn в конвертерном шлаке
0,864-0,8 = 0,691 кг.\
Количество ZnO в конвертерном шлаке
0,691- — = 0,861 кг.
65
140 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Считаем, что в конвертерный шлак перейдут все прочие
штейна.
Количество прочих, перешедших из штейна в конвертерный,
шлак:
46,03-0,0275=1,266 кг.
Обозначим .количество конвертерного шлака, получаемого
из 46,03 кг штейна х.
В соответствии с ранее принятым содержанием основных
компонентов в конвертерном шлаке их количество в шлаке со-
ставит (кроме FeO):
Cu2S . . .0,03-^-% = 0,0375%.
127
Fe3O4 . . .0,17%
SiO2 . . . 0,24%
FeS . . .0,088%
В конвертерный шлак переходят второстепенные компоненты
(СаО, А12О3) кварцевого флюса, подаваемого в конвертер. Счи-
тая, что второстепенные компоненты флюса полностью перехо-
дят в конвертерный шлак, найдем количество этих компонен-
тов в шлаке.
При содержании в конвертерном шлаке 24% SiO2 и следую-
щем составе кварцевого флюса, %: 83,0 SiO2, 6 СаО, 8 А12О3, 3
прочие количество примесей, переходящих в конвертерный шлак,
будет:
СаО . . . 0,24 — х = 0,0174%
83
А12О3 . . . 0,24—% = 0,0232%
2 3 83
з
прочие флюса . . .0,24----х = 0,0087%.
83
Количество Fe в конвертерном шлаке в форме Fe3O4
0,17%—— = 0,123х.
232
Количество Fe в конвертерном шлаке в форме FeS
0,088%-— = 0,056х.
88
Количество Fe в конвертерном шлаке в форме FeO
17,15 — (0,123% + 0,056%) = 17,15 — 0,179%.
Расчет штейна и конвертерного шлака
141
Количество FeO в конвертерном шлаке
(17,15 — 0,179х) = 22,04 — 0,23х.
Общее количество конвертерного шлака:
х = 0,0375х + 0,17х + 0,24х + 22,04 — 0,23х + 0,088х +
+ 0,861 + 0,0174х + 0,0232х + 1,266 + 0,0087х,
откуда х=37,41 кг.
•Содержание ZnO в конвертерном шлаке
-°’—- 100 = 2,30%.
37,41
Содержание FeO в конвертерном шлаке
22,04 — 0,23-37,41. юо = 35 93%>
37,41
Содержание Fe в конвертерном шлаке
(з5,93- — + 17,0 + 8,8-—V 100 = 45,85%.
\ 72 232 88 )
Содержание прочих в конвертерном шлаке
/ 1,26б_ 0 0087\. 100 = 4 08 о/ .
к 37,41 )
Таким образом, получен 'следующий исправленный рацио-
нальный состав конвертерного шлака, %: 3,75 Cu2S; 17,0 Fe3O4;
24,0 SiO2; 8,8 FeS; 2,38 ZnO; 35,93 FeO; 1,74 CaO; 2,32 A12O3;
4,08 прочие.
Подсчитываем теперь общее количество штейна и конвертер-
ного шлака, получаемых на 100 кг огарка с учетом оборота.
Из 100 кг огарка непосредственно получается 46,03 кг штейна.
Из этого штейна получается 37,4 кг конвертерного шлака.
Из этого шлака получится штейна
. 37,41-°’03-’8 =3,00 кг.
0,3
Из этого штейна получится шлака
з 00--^. = 2,44 кг.
45,85
Из этого шлака получится штейна
о . . 0,03-0,8 а
2,44 •—--------------------— = 0,19 кг.
0,3
Таблица 37
Состав и количество штейна
Соединение Количество Си Zn Fe S о Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
CU2S . ZnS . FeS . Fe3O4 Прочие 18,48 1,38 22,12 5,89 1,35 37,53 2,80 44,95 11,97 2,75 14,77 30,00 0,92 1,87 14,08 4,26 28,61 8,67 3,71 0,46 8,04 7,53 0,93 16,34 1,63.. 3,30 1,35 2,75
Итого 49,22 100,00 14,77 30,00 0,92 1,87 18,34 37,28 12,21 24,80 1,63 3,30 1,35 2,75
Состав н количество конвертерного шлака
Таблица 38
Соединение Количество Си Zn Fe S о S1O2 А12О3 СаО Прочие
кг % кг % ке % кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
CllgS ZnO FeS Fe3O4 FeO SiO-2 . AI2O3 CaO Прочие 1,50 0,95 3,52 6,80 14,37 9,60 0,93 0,70 1,63 3,75 2,38 8,80 17,00 35,93 24,00 2,32 1,74 4,08 1,20 3,00 0,76 1,90 2,24 4,92 11,18 5,60 12,30 27,95 0,30 1,28 0,75 3,20 0,19 1,88 3,19 0,48 4,70 7,98 9,60 24,00 0,93 2,32 0,70 1,74 1,63 4,08
Итого . . 40,00 100,00 1,20 3,00 0,76 1,90 18,34 45,85 1,58 3,95 5,26 13,16 9,60 24,00 0,93 2,32 0,70 1,74 1,63 4,08
Таблица 39
Состав медных штейнов отражательной плавки по заводским данным, %
Си S Fe Fe3O< Zn Pb Bi Sb As CaO SiO2 A12O3 Ag Au
15,62 28,26 49,86 2,86 — — — 1,18 0,44 — —
16,8 23,10 45,7 18,50 2,10 3,20 — 0,80 0,50 — 1,0 — 0,128 0,00051
18,5 28,2 50,11 — 2,9 — — — — 2,45 3,64 1,55 — —
19,3 22,5 48,3 — — — — — — — — — — —
22,0 24,5 41,4 — 4,2 1,6 — — — — — — — —
24,34 22,19 44,35 — 1,55 — — — — 0,63 1,48 1,76 — —
26,5 24,70 35,40 8,30 4,60 3,90 — — — — — — 0,055 0,0032
31,72 26,90 36,50 11,00 — — — — — — 0,20 — 0,0045 0,0010
33,54 26,40 35,00 — — — — — — — 1,50 — 0,0054 0,00099
35,06 22,31 30,09 — 2,14 — — — — 2,50 1,56 2,99 — —
35,72 26,3 33,9 4,3 — — — — — — — — 0,407 0,0058
46,02 24,0 25,30 5,70 — — — — — — 1,10 — 0,015 0,00065
59,0 22,87 14,52 — — — — — — — 0,36 2,0 — —
60,76 23,25 11,43 1,13 2,41 0,59 0,042 0,079 0,045 — — — 0,169 0,00084
61,10 23,4 14,3 — — — 0,022 — 0,0036 — — — — —
68,0 21,4 8,4 — — — — — — — — — — —
78,73 19,52 0,58 — — — — —
144 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Из этого штейна получится шлака
0Д9-—— = 0,15 кг.
45,85
Общее количество штейна
46,03+3,00+0,19=49,22 кг.
Общее количество конвертерного шлака
37,41 + 2,44+0,15 = 40,00 кг.
На основе проведенных расчетов составляем табл. 37 соста-
ва и количества штейна и табл. 38 для конвертерного шлака.
В табл. 39 приведены заводские данные по составу штейнов,
подтверждающие правильность расчетного штейна.
§ 6. РАСЧЕТ ОТВАЛЬНОГО ШЛАКА
Рассчитываем количество отдельных компонентов в отваль-
ном шлаке без учета флюсов.
С u2 S
Поступает в процесс отражательной плавки с огарком
17,998 кг Cli2S (14,385 кг Си; 3,613 кг S).
Поступает с конвертерным шлаком 1,50 кг Cu2S (1,20 кг Си;
0,30 кг S).,
Всего поступает в процесс Cu2S
17,998 + 1,50=19,498 кг (14,385+1,20=15,585 кг Си;
3,613+0,30=3,913 кг S).
Уходит из печи со штейном 18,48 кг Cu2S (14,77 кг Си;
3,71 кг S).
Переходит в отвальный шлак Cu2S
19,498—18,480=1,018 кг (15,585—14,770=0,815 кг Си;
3,913 — 3,71 = 0,203 кг S)
ZnS
Поступает с огарком 2,148 кг ZnS (1,435 Кг Zn; 0,713 кг S).
В ходе процесса отражательной плавки обычно ZnS частично
окисляется высшими окислами железа. В нашем случае этим
окислением можно пренебречь ввиду невысокого содержания ZnS
в шихте по сравнению с главным восстановителем высших окис-
лив— сернистым железом —и низкой степени десульфуризации
при плавке.
Уходит со штейном 1,38 кг ZnS (0,92 кг Zn; 0,46 кг S).
Расчет отвального шлака
145
Переходит в отвальный шлак ZnS
2,148— 1,380=0,768 кг (1,435—0,920=0,515 кг Zn;
0,713—0,460=0,253 кг S).
ZnO
Поступает с огарком 0,787 кг ZnO (0,630 кг Zn; 0,157 кг О).
Поступает с конвертерным шлаком 0,950 кг ZnO (0,76 кг Zn;
0,19 кг О).
Переходит в отвальный шлак ZnO (химический унос ZnO
учтен ранее)
0,787+0,950=1,737 кг (0,690+0,760=1,390 кг Zn; .
0,157+0,190=0,347 кг О).
FelS, FeO, Fe3O4
Поступает с огарком 23,334 кг FeS (14,840 кг Fe, 8,494 S).
Поступает с конвертерным шлаком 3,52 кг FeS (2,24 кг Fe,
1,28 кг S).
Всего поступает FeS
23,334 + 3,520=26,854 кг (14,840+2,240=17,080 кг Fe;
8,494 + 1,280 = 9,774 кг S).
Уходит со штейном 22,12 кг FeS (14,08 кг Fe; 8,04 кг S).
Остается в печи FeS
26,854—22,120 = 4,734 кг (17,08—14,08=3,00 кг Fe;
9,774—8,040 =4,734 кг S).
Из этого количества FeS часть окисляется в печи высшими
окислами железа.
Производим расчет реакций окисления FeS, для чего про-
веряем баланс высших окислов железа.
Поступает с конвертерным шлаком 6,80 кг Fe3O4 (4,92 кг Fe;
1,88 кг О).
Уходит со штейном 5,89 кг Fe3O4 (4,26 кг Fe; 1,63 кг О).
Согласно предварительному расчету на 100 кг сухого не-
обожженного концентрата (81,84 кг огарка) количество Fe3O4 в
отвальном шлаке составляет 5,54 кг. В соответствии с этим на
100 кг исходного огарка (98,639 кг огарка, поступающего непо-
средствен© в процесс) количество Fe3O4 в отвальном шлаке со-
ставит
- с. 98,639 с /с 168
5,54- —-— = 6,69 кг 6,69------ =
81,84 \ 232
= 4,84 кг Fe; 6,69—— = 1,85 кг о)
’ 232 /
Ю Заказ 761
146
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Всего уходит из печи Fe3O4
5,89 + 6,69 = 12,58 кг (4,26 + 4,84 = 9,10 кг Fe; 1,63 + 1,85 =
= 3,48 кг О).
Образуется в печи по реакции 10 Fe2O3 + FeS->7Fe3O4 + SO2:
12,58 — 6,80 = 5,78 кг Fe3O4 (9,10—4,92 = 4,18 кг Fe; 3,48—
1,88= 1,60 кг О).
По этой реакции окислится FeS
5,78—^— = 0,313 кг( 0,313 - - = 0,199 кг Fe;
7 - 232 \ 88
0.313 — =0,114 кг s'),
88 )
восстановится Fe2O3
5,78--*^1— = 5,695 кг( 5,695 - Н? = 3,981 кг Fe;
7-232 \ 160
5,695- — = 1,714 кг o')
160 )
и образуется SO2
5,78 • = 0,228 кг ( 0,228 • — = 0,114 кг S;
7-232 ( 64
0,228 - — = 0,114 кг Ок
64 )
Всего поступает в процесс 24,701 кг Fe2O3 (17,216 кг Fe;
7,485 кг О).
По реакции 3Fe2O3 + FeS->7FeO + SO2
восстановится Fe2O3
24,701 — 5,695 =19,006 кг (17,216—3,981 = 13,235 кг Fe;
7,485—1,714 = 5,771 кг О).
По этой реакции окислится FeS
19,006 • = 3,480 кг I 3,480 • - =2,213 кг Fe;
3-160 \ 88
3,480 - - = 1,267 кг S V
88 /
образуется FeO
19,006 • = 19,952 кг (19,952 • - = 15,448 кг Fe;
3-160 ( 72
19,952 • - = 4,504 кг ,
72 /
Расчет отвального шлака
147
образуется SO2
19,006 • = 2,534 кг ( 2,534 • - = 1,267 кг8;
3-160 \ 64
2,534- — = 1,267 кг О V
64 I
Всего окисляется в печи FeS
0,313 + 3,480 = 3,793 кг (0,199 + 2,213 = 2,412 кг Fe; 0,114 +
+ 1,267 = 1,381 кг S).
Переходит в отвальный шлак FeS
4,734 — 3,793 = 0,941 кг (3,00—2,412 = 0,588 кг Fe; 1,734—
—1,381 = 0,353 кг S).
Поступает с огарком 8,049 кг FeO (6,257 кг Fe; 1,792 кг О),
Поступает с (конвертерным шлаком 14,37 кг FeO (11,18 кг
Fe; 3,19 кг О).
Образуется по реакции окисления 19,952 кг FeO (15,448 кг
Fe; 4,504 кг О).
Переходит в отвальный шлак
8,049 + 14,370 + 19,952 = 42,371 кг FeO (6,257+11,180+15,448=
= 32,885 кг Fe; 1,792 + 3,190 + 4,504 = 9,486 кг О).
По результатам уточненного расчета реакций окисления се-
ры окончательно проверяем степень десульфуризации при
плавке.
Всего окисляется серы в печи 1,381 кг, поступает серы с
огарком 12,95 кг; степень десульфуризации при плавке
Ь381 • 100= 10,7%.
12,95
Расхождение полученной степени десульфуризации с приня-
той (11%) крайне незначительно и практически не может замет-
но сказаться на результатах расчета.
SiO2
Поступает с огарком 10,781 кг SiO2.
Поступает с конвертерным шлаком 9,60 кг SiO2.
Переходит в отвальный шлак
10,781+9,60 = 20,381 кг SiO2.
А12 Оз
Поступает с огарком 4,792 кг А12О3 и с конвертерным шлаком
0,93 кг.
Переходит в отвальный шлак
4,792 + 0,93 = 5,722 кг А12О3.
MgO
В отвальный шлак перейдет из огарка 2,396 кг MgO.
10*
148 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
СаО
В отвальный шлак перейдет из конвертерного шлака 0,70 кг
СаО.
Прочие
Поступает с огарком 3,653 кг прочих и с конвертерным шла-
ком 1,63 кг.
Всего поступает в процесс
, 3,653 + 1,63 = 5,283 кг прочих.
Уходит со штейном 1,35 кг прочих и переходит в отвальный
шлак
5,283—1,35 = 3,933 кг прочих.
Производим расчет флюсов.
Приводим состав отвального шлака по основным шлакооб-
разующим:
кг %
FeO ............... 42,371 59,20
SiO2 .............. 20,381 28,48
А12О3 ........ 5,722 8,00
MgO.............. 2,396 3,34
СаО................. 0,70 0,98
S А12О3, MgO, СаО . 8,818 12,32
Всего .... 71,570 100,00
В рассчитанном составе шлака несколько меньше содержа-
ние FeO и больше содержание SiO2 и 2 А12О3, MgO, СаО, чем в
предварительно полученном. Свойства рассчитанного шлака
вследствие этого .несколько лучше, чем свойства предвари-
тельно полученного шлака. Тем не менее все основные сообра-
жения, касающиеся флюсовки, остаются в силе. Таким образом,
по-прежнему принимаем к получению шлак состава, %: 45 Fed;
40 SiO2; 15,0 2Л12О3, MgO, СаО.
Расчет флюсов производим алгебраическим способом. Обо-
значим количество необходимого кварцевого флюса х кг, из-
весткового флюса у кг.
Составляет табл. 40 основных шлакообразующих.
Исходя из принятого состава шлака на основании таблицы
шлакообразующих, составляем систему уравнений:
FeO _ 42,371 +0,02# __ 45
SiO2 ~ 20,381 + 0,83х + 0,041/ 40 ’
_______FeO_______ =____________42,371 + 0,02у_45
ХА12О3, MgO, СаО ~ 8,818+ (0,06+ 0,08)%+0,44г/~ 15’
Решая эти уравнения, находим: х = 20,673 кг; у = 5,558 кг.
Расчет отвального шлака
149
Таблица 40
Количество шлакообразующих
Материал FeO кг Si02 кг SA12O8, MgO, СаО кг
Огарок и конвертер- ный шлак .... 42,371 20,381 8,818
Кварцевый флюс . . — 0,83 х (0,06 + 0,08) х
Известковый флюс. . 0,02 у 0,04 у 0,44 у
Всего . . . 42,371 +0,02 у 20,381 +0,83* + + 0,04 у 8,818 + (0,06 + + 0,08) х +0,44y
В 20.673 кг кварцевого флюса содержится:
20,673 • 0,83 = 17,159 кг SiO2;
20.673 • 0,08 = 1,654 кг А12О3;
20,673 • 0,06 = 1,240 кг СаО;
20,673 • 0,03 = 0,620 кг прочих.
В 5,558 кг известкового флюса содержится
5,558 • 0,44 = 2,446 кг СаО;
5,558 • 0,04 = 0,222 кг SiO2;
5,558 • 0,02 = 0,111 кг FeO
fo,lll — = 0,086 кг Fe; 0,111 - = 0,025 кг о),
\ 72 72 J
5,558 • 0,50 = 2,779 кг прочих.
В прочих известняка основным компонентом является угле-
кислый газ СО2, связавший с СаО в СаСО3.
Количество СО2 в известняке
2,446 • - = 1,922 кг.
56
Нелетучих прочих в известняке
2,779— 1,922 = 0,857 кг.
За вычетом СО2 количество известняка, приходящееся на
100 кг огарка:
5,558— 1,922 = 3,636 кг.
Кварцевый и известковый флюсы подаются не непосредст-
венно в отражательную печь, а в шихту обжига, что споообст-
150
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Состав и количество отвального
Количество
Соединение
Cu2S
ZnS
ZnO
FeS
FeO .
Fe3O4
SiO2
A12O3
MgO
CaO .
Прочие
1,018
0,768
1,737
0,941
42,482
6,690
37,762
7,376
2,396
4,386
5,410
0,92 0,815
0,69
1,57
0,85
38,28
6,03
34,03
6,65
2,16
3,95
4,87
0,73
0,515
1,390
0,46
1,25
0,588
32,971
4,840
0,53
29,71
4,36
0,203 0,19
0,253 0,23
0,353 0,32
110,966 100,00 0,815
1,905 1,71
38,399 34,60
Итого . .
вует более совершенному смешению флюса с прочими компо-
нентами шихты. Исходя из степени извлечения компонентов при
обжиге 99% и пренебрегая незначительным уносом флюсов в
ходе самой отражательной плавки, определим количество флю-
сов, которое необходимо подать на 100 кг сухого необожженно-
го концентрата в шихту обжига:
20,673 • 100
81,89 • 0,99
= 25,5 кг кварца;
5,558 100
81,89 - 0,99
= 6,86 кг известняка.
Составляем табл. 41 состава и количества отвального шлака
с учетом флюсов.
Сравнивая состав полученного шлака с заводскими отваль-
ными шлаками (табл. 42), можно отметить, что расчетный шлак
близок к некоторым типичным заводским шлакам с умеренной
кислотностью.
На основании данных практики следует ожидать, что полу-
ченный шлак будет обладать относительно невысокой темпера-
турой плавления и средней вязкостью. Таким образом, харак-
теристики нашего шлака, найденные по диаграммам плавкости
и вязкости, не противоречат заводским данным. Полученный
отвальный шлак следует признать приемлемым.
Однако в шлаке следует считать ненормально высоким по-
лученное содержание меди 0,73%. Как показывает табл. 42 и
Расчет отвального шлака
151
Таблица 41
шлака с учетом флюсов
о SiO, А1208 MgO СаО Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг %
0,347 9,511 1,850 0,32 8,57 1,67 37,762 34,03 7,376 6,65 2,396 2,16 4,386 3,95 5,410 4,87
11,708 10,56 37,762 34,03 7,376 6,65 2,396 2,16 4,386 3,95 5,410 4,87
Таблица 42
Состав отвальных шлаков отражательной плавки по заводским данным
Си Fe FeO SiO, AltO, СаО MgO s Zn РЬ Ag Ли % Си
% % % % % % % % % г/m г/m ие
0,27 46,7 37,9 8,5 1,7 1,9 1,1 3,09 0,034 25
0,30 40,9 41,8 8,4 2,9 25
0,35 38,2 36,6 6,1 2,1 1,4 3,5 • 35
0,36 41,3 36,5 5,1 1,7 4,7 0,4
0,38 35,5 41,0 4,3 4,5 1,0 0,50 1,37 0,034 40
0,41 44,3 39,3 6,2 4,6 0,7 2,40 0,034 40
0,44 46,0 37,3 6,9 4,7 1,1
0,46 33,9 40,4 7,7 1,8 0,5 40
0,50 42,5 31,0 6,0 3,0 1,75 30
0,50 52,0 32,0 8,0 1,5
0,53 56,7 31,0 6,5 1,5 1,20 0,69 30
0,57 33,7 37,7 6,7 15,0 1,3 0,3
0,65 34,0 34,2 6,0 3,2 1,0 2,0 4,66 45
1,10 22,3 38,3 10,9 20,3 2,1 0,14
1,20 13,7 47,3 14,7 Н,4 2,90 78,3
как видно из рис. 24, для нашего шлака можно ожидать содер-
жание меди в среднем порядка 0,3%. Учитывая присутствие в
шлаке магнетита, окиси и сульфида цинка и относительно вы-
сокое содержание AI2O3 и MgO, следует признать наиболее
близким к реальному содержание в шлаке около 0,35% Си.
152
Расчет для отражательной пла&ки медного концентрата
со-
за-
Рис. 24. Зависимость содержания
меда в отвальном шлаке от
держания меди в штейне по
вотским. данным
Расхождение этой последней величины с полученной свиде-
тельствует о том, что степень извлечения меди в штейн 96%,
которая была принята в начале расчета, является для наших ус-
ловий заниженной и подлежит исправлению. Поскольку некото-
рое исправление принятой степени извлечения практически не
сказывается на результатах расчета, кроме баланса распределе-
ния меди, нет надобности производить какой бы то ни было пе-
ресчет хода процесса, а доста-
точно внести соответствующие
коррективы в величины содер-
жания меди в продуктах плав-
ки— штейне и отвальном
шлаке.
Исправим состав штейна и
шлака по содержанию меди.
Исправленное содержание
меди в отвальном шлаке
-0,35%.
Количество Си в отвальном
шлаке
_И0’966 • °>35 = 0j388 кг
юо
( 0,388 • — = 0,486'ка Cu2S;
1 127
0,388 • — = 0,098 кг s'j.
127 /
Cii в штейне
0,815—0,388 =
(1,018 — 0,486 =
Количество
увеличится на
= 0,427 кг
= 0,532 кг Cu2S; 0,203—0,098=
=0,105 кг S).
Общее количество Си в штейне
14,77 + 0,427 = 15,197 кг (18,48 + 0,532 = 19,012 кг Cu2S;
3,71 + 0,105 = 3,815 кг S).
Суммарное извлечение меди из огарка и конвертерного
шлака
—15^—------ 100 = 96,5%.
14,534-1,20
Извлечение меди из конвертерного шлака 80%'.
Прямое извлечение меди в штейн из огарка
15,197-1,20.0,8 . 100=98,0%.
14,53
Определение состава твердой шихты
153
Исправленные составы
штейна и отвального шлака
приведены в табл. 43 и 44.
§ 7. ОПРЕДЕЛЕНИЕ
СОСТАВА ТВЕРДОЙ ШИХТЫ
На практике всегда стре-
мятся оборотный конвертер-
ный шлак загружать в отра-
жательную печь целиком в
жидком виде, так как при
этом получается минималь-
ный расход топлива. Это,
однако, не всегда возможно,
так как залитый в печь жид-
кий конвертерный шлак не
участвует в физико-химиче-
ских процессах, протекаю-
щих на откосах шихты.
Вследствие этого первичный
шлак, образующийся на от-
косах, может существенно
отличаться по составу от ко-
нечного отвального шлака,
полученного с учетом ком-
понентов конвертерного
шлака. Такой первичный
шлак может иметь настоль-
ко высокую температуру
плавления и вязкость, что
сделает практически невоз-
можным дальнейшее плав-
ление шихты на откосах. В
этом случае для получения
на откосах приемлемого
шлака приходится часть кон-
вертерного шлака загру-
жать в твердом виде.
Для выяснения состава
твердой загрузки проверим
свойства шлака, образую-
щегося на откосах шихты.
Допустим, что весь кон-
вертерный шлак загружает-
ся в печь в жидком виде.
При этом состав шлака на
о S 5* 2,71 2,71
с 1,35 1,35
o'* 3,28 3,28
о ГО к 1,63 1,63
CZ) r-сч О СО О ' Г-Госо" Т”“< 24,76
X 9S © а <0 к 1-0 —< СО -rf со о со о оо 12,315
О со о CJ X ч о 28,30 8,56 36,86
о X X со гЗ Цч <0 14,08 4,26 18,34
с о X е с4 1,85 1,85
X о ч со сЗ X ьч <0 id 0,92 0,92
CJ X Си о4 30,55 30,55
<0 id 15,197 15,197
О га а СЧ Ь- СО СЧ [> оо г- со сч тЬ। —< сч со Tf ’ О о о о
К 5 ГО 5С сч 00 СЧ СП ю О СО’-’ СО СО О ’-’ СЧ L© —’ сч 49,752
Соедине- ние <0 гг. Т» К Итого:
154
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Исправленные состав
откосах определяется только составом огарка и флюсов. Прове-
рим состав этого шлака по основным шлакообразующим.
FeO
С огарком на откосы поступает 23,334 кг FeS; 8,049 кг
FeO; 24,701 кг Fe2O3.
Ив 100 кг огарка без учета оборота получается 46,03 кг
штейна, содержащего Fe3O4 (см. табл. 37).
46,03-0,1197-5,5 кг.
На образование этого магнетита по реакции 10Fe2O3 +
+ FeS->7Fe3O4 4- SO2 расходуется Fe2O3
Г - 10-160 с .о
5,5 -------= 5,42 кг.
7-232
Так как количество Fe3O4, переходящее в отвальный шлак
(6,69 кг, ом. табл. 44), примерно равно количеству Fe3O4. по-
ступающему с конвертерным шлаком (6,80 кг, см. табл. 38),
считаем, что весь оставшийся Fe2O3 реагирует на откосе по ре-
акции 3Fe2O3 + FeS->7FeO + SO2. Полагаем, в первом при-
ближении, что в отвальный шлак Fe3O4 попадает только из
конвертерного шлака.
Определение состава твердой шихты
155
Таблица 44
По этой реакции реагирует
24,701 — 5,42 = 19,281 кг Fe2O3.
При этом образуется
19,281 • = 20,2 кг FeO,
3 • 160
с известковым флюсом поступает 0,111 кг FeO.
Всего в шлаке на откосе будет содержаться
8,049 + 20,2 + 0,111 « 28,3 кг FeO.
S i О з
Поступает SiO2 с огарком 10,781 кг, с кварцем 17,159 кг и
с известняком 0,222 кг.
Всего в шлаке на откосе будет содержаться
10,781 + 17,159 + 0,222 « 28,16 кг SiO2.
SA12O3, MgO, СаО
С огарком поступает 4,792 кг А120з и 2,396 кг MgO, с квар-
цем поступает 1,654 кг А12О3 и 1,240 кг СаО; с известняком по-
ступает 2,446 кг СаО.
В шлаке на откосе будет содержаться:
4,792 + 1,654 = 6,446 кг А12О3; 2,396 кг MgO; 1,240 + 2,446 =
156
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Состав твердой шихты, кг
р с 1= О г- CD <Р ОО СО* О О ! 5,167
С С О <Р —’СМ СР со СР со
О Ьй £ оГ <М тг СМ
О Го ОО CD О тг СО
О СЛ о см оюсч ОО —’ СМ оно т—Ч — см со см
О ф Ь ю о СМ Ю О S
О ф со ОО о* см со
СО ф [L. Го СО (М & СО <м
О с N CD -ч »—ч СР
W С N V ""Ч см* см*
и С оо V—Ч ОО ч ОО 00
Количество . СО СР О Г- СО О СССР оо со о см V—ч о о со ! <м
Материал • • в; и W Ь о £ о СХ, Рн о S и S о «5 о о S
= 3,686 кг СаО;
2А12О3, MgO, СаО :
: 6,446 + 2,396 + 3,686 ~
~ 12,53 кг.
Общая масса шлака на от-
косе по основным компонентам
28,3 + 28,16 + 12,53 =
= 68,99 кг.
Содержание основных ком-
понентов в шлаке:
28,3 • 100 = 41 FeQ
68,99
12,53 • 100
68,99
= 18,2% ЕА12О3, MgO, СаО.
По диаграммам плавкости
и вязкости (см. рис. 20—23)
для этого шлака находим, что
его температура плавления
примерно равна 1100°, вяз-
кость — около 50 пз. Указан-
ные свойства вполне приемле-
мы не только для первичного
шлака, образующегося на от-
косах, но и вообще для отваль-
ного шлака.
Проверка состава шлака,
образующегося на откосах
шихты, показывает, что в на-
шем случае весь оборотный
конвертерный шлак может за-
гружаться в Отражательную
печь в жидком виде. Таким об-
разом, твердая шихта будет со-
стоять только из огарка и флю-
сов. Рациональный состав
твердой шихты приведен в
табл. 45.
Определение теплопотребления шихты
157
§ 8. РАСЧЕТ ГАЗОВ
Газы технологического процесса отражательной плавки в
нашем случае представлены только одним SO2, образующимся
при реакциях окисления FeS высшими окислами железа. По
реакции 10 Fe2O3 4- FeS -> 7 Fe3O4 4- SO2 образуется 0,288 кг
SO2 (0,114 кг S; 0,114 кг О).
По реакции 3 Fe2O3 + FeS -> 7 FeO + SO2 образуется 2,534 кг
SO2 (1,267 кг S; 1,267 кг О).
Всего образуется
0,228 + 2,534 = 2,762 кг SO2 (0,114 4- 1,267 = 1,381 кг S;
0,114 4- 1,267 = 1,381 кг О),
или 2,762- = 0,966 нм3.
64
§ 9. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЙ МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА
На основании выполненных расчетов составлена табл. 46
предварительного материального баланса, который является
итогом расчета технологического процесса без учета процесса
горения топлива.
§ 10. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОПОТРЕБЛЕНИЯ ШИХТЫ
Для определения теплопотребления шихты составляем
уравнение теплового баланса плавления шихты.
Вначале рассчитываем отдельные статьи теплового баланса
на 100 кг огарка.
1) Физическое тепло твердой шихты
Твердая шихта (см. табл. 45) поступает в отражательную
печь из обжиговой печи нагретой.
Принимаем температуру нагретой шихты при загрузке в от-
ражательную печь равной 400°.
Рассчитываем среднюю удельную теплоемкость шихты по
основным ее компонентам — Cu2S, FeS, FeO, Fe2O3. Для этого
воспользуемся значениями средних удельных теплоемкостей
этих компонентов (табл. 47).
rn 1т(с, 0,160 • 18,184-0,189 23,57 4-0,178 • 8,241 4-
уд 2/и,- 18,18 4-23,57 4-8,241 4-
4-0,196 - 24,95 4-0,227 - 28,271 4-0,2 - 6,494 ~ 21,43 _
4-24,95 4-28,271 4-6,494 ~ 109,70 ~
= 0,196 ккал/ кг -град.
Удельную теплоемкость остальных компонентов принимаем
равной удельной теплоемкости главных компонентов.
Количество тепла, вносимое твердой шихтой:
0,196-124,309-400 = 9750 ккал.
Предварительный материальный баланс технологического процесса отражательной плавки, кг
и
С
СаО ।
O2W
О <
с (7 >
о
СО
а> СХч
С N
5
Матепиалы и продукты ' Э Ч
gE
о со см СО СО СО СО* ’-’* о* О □0 О* с СО 1,35 5,410 0,037 6,797
0,70 1,24 3 Г с£ ОС со *t 1 4,386 4,386
2,42 СМ сч 2,396 0,024 2,42
4,84 0,93 1,654 ’’t (М 7,376 0,048) 7,424
10,89 9,60 17,159 > г ос со 37,762' 0,109 37,871
9,60 5,26 г > LQ ос ос 1 1,63 11,708 0,166 1,381 14,885
12,95 1,58 Ю О —’ СО О со со ю СО V- ' со TjT СМ О О —’ »—1 —< 14,53
38,70 18,34 £ СО о Ю 1 18,34 38,399 0,387 57,126
с El s <М О ю ю СМ О —1 О 05 05 СО со и о i—* о о со
) с т у п 14,53 1,20 г- Ь сс Ю СО . 05 СО о. >» ’ СО 1О 4 1О о о г-М О’— 15,73
Пс 100,00 40,00 20,673 £ т £ -г С> с-1 тг с~; о ю со со со СО г-- xf со г- 05 О см со ' »—♦ ’—* 164,309
1. Огарок 2. Конвертерный шлак 3. Кварцевый флюс 4. Известковый <Ьлюс Н Всего . 1 1 1. Штейн 2. Отвальный шлак 3. Пыль 4. Газы(ЗО2) Всего . . .
Определение теплопотребления шихты
159
Таблица 47
Средние удельные теплоемкости соединений при повышенной температуре
Удельная теплоемкость, ккал/кг • °C, при
Соеди- нение 0—300° 0—4 00° 0—600° 0—800° 0—1000° 0—1200° 0—1400°
Cu2S 0,169 0,160 0,148 0,139 0,137
NiS 0,26
ZnS 0,123 0,125 0,127 0,128
PbS 0,051 0,052 0,054
FeS 0,202 0,189 0,182 0,176 0,176
NiO 0,155 0,160 0,164
FeO 0,175 0,180 0,184
Fe2O3 0,188 0,205 0,216
SiO2 0,217 0,227 0,242 0,252 0,257 0,260 0,261
А12Оз 0,213 0,188 0,188 0,233 0,237
ZnO 0,130 0,135 0,139
CaO 0,194 0,199 0,203
2) Физическое тепло жидкого конвертерного
шлака
Температуру жидкого конвертерного шлака при заливке его
в печь принимаем равной 1150°. Теплосодержание конвертерно-
го шлака при этой температуре примерно равно 325 ккал/кг.
Количество тепла, .вносимое конвертерным шлаком:
325 • 40,00 = 13000 ккал.
3) Физическое тепло штейна
Температура плавления отвального шлака определена нами
1120°. Учитывая перегрев, температуру отвального шлака при-
нимаем 1200°. Температура штейна обычно на 50—70° ниже тем-
пературы шлака. Принимаем ее 1150°. При этой температуре
теплосодержание 30%-ного медного штейна составляет
230 ккал)кг (табл. 48). Количество тепла, уносимое штейном:
230-49,752 = 11440 ккал.
4) Физическое тепло отвального шлака
Теплосодержание отвального шлака определяем с помощью
диаграммы теплосодержаний (рис, 25).
Для нашего шлака, содержащего по основным шлакообра-
зующим 45% FeO; 40% SiO2 и 15% SA12O3, MgO, СаО, прини-
мая £А12Оз, MgO, СаО за СаО, по диаграмме находим тепло-
содержание ~270 ккал/кг. Учитывая присутствие в шлаке
Fe3O4, а также А12О3 и MgO, замещающих СаО и ухудшающих
свойства шлака, принимаем теплосодержание 300 ккал)кг.
160 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Таблица 48
Расчетные величины теплосодержания медных штейнов
Содержание меди в штей- не, % Теплосодержание, ккал}кг
твердые штейны жидкие штейны
400° 600° 800° 1200°
10 74,3 109,5 145,7 265
20 72,1 106,5 140,7 255
30 69,6 103,2 135,7 245
40 68,4 99,8 130,8 237
50 66,6 96,6 125,7 230
60 64,8 93,4 120,7 225
80 61,0 88,0 113 215
Количество тепла, уносимое отвальным шлаком:
300 - 110,434 = 33100 ккал.
5) Физическое тепло пыли
Температура отвального шлака равна ~1200°. Исходя из
этого температуру отходящих газов в хвосте печи принимаем
1300°. Температура пыли, покидающей печь, равна температуре
отходящих газов.
Ввиду небольшого количества пыли доля тепла, уносимого
пылью, мала по сравнению с прочими продуктами, поэтому нет
надобности рассчитывать среднюю теплоемкость пыли по от-
дельным компонентам. Примем приближенно эту теплоемкость
равной 0,2 ккал/кг- град.
Количество тепла, уносимое пылью:
0,2 • 1,361 • 1300 ~ 350 ккал.
Полученная величина весьма мала по сравнению с другими
статьями теплового баланса, поэтому ею в данном расчете впол-
не 'Можно пренебречь. Однако методически правильнее учиты-
вать по возможности все статьи баланса, так как в зависимости
от условия ведения процесса удельная доля разных статей в теп-
ловом балансе может колебаться в больших пределах. Так.
например, если сжигать топливо в отражательной печи на хо-
лодном дутье, то тепло, вносимое поступающим в печь воздухом,
будет весьма мало по сравнению с другими статьями баланса.
Предварительный подогрев вторичного воздуха резко увеличи-
вает значение этой статьи, ,и она начинает играть важную роль в
Определение теплопотребления шихты
161
общем тепловом балансе печи. Поэтому в дальнейшем приво-
дится расчет всех статей теплового баланса.
6) Тепло отходящих газов
Объем отходящего SO2 равен 0,966 нм3. Температура газа
1300°. При этой температуре теплосодержание SO2 составляет
715.3 ккал!нм3.
Рис. 25. Теплосодержание шлаков' системы FeO—СаО—SiO2 при 1200°
(Аветисян)
Тепло, уносимое SO2:
715,3-0,966 ~690 ккал.
7) Тепло экзотермических
и эндотермических реакций
Тепловые эффекты экзотермических и эндотермических реак-
ций рассчитываем по закону Гесса на основании значений теп-
11 Заказ 761
162 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
лот образования отдельных компонентов (см. приложения 1 и
2).
а) Реакция 10Fe2O3 + FeS -> 7Fe3O4 + SO2.
Количество окисляющегося по этой реакции FeS — 0,313 кг.
Теплоты образования компонентов реакции, ккал/моль:
FeS — 22720; Fe2O3 — 196500; Fe3O4 — 267000; SO2 - 70960.
Тепловой эффект реакции
Q = (7 • 267000 + 70960) — (22700 + 10 • 196500) = —23260 ккаЛ;
по реакции расходуется тепла
— 23260 • « - 83 ккал.
88
б) Реакция 3Fe2O3 + FeS —7FeO + SO2.
Количество окисляющегося по этой реакции FeS 3,48 кг.
Теплота образования FeO—63700 ккал/моль:
Q = (7 • 63700 + 70960) —(3 • 196500 + 22720) = —96760 ккал.
По реакции расходуется тепла
_ 96760 • 3’— = — 3860 ккал.
88
в) Реакция 2FeO + SiO2 2FeO • SiO2.
Считаем, что все FeO отвального шлака связано в файялит
2FeO • SiO2.
В конвертерном шлаке содержится 14,37 кг FeO, в отваль-
ном шлаке 42,482 кг FeO.
Количество FeO, реагирующее ic SiO2 в отражательной печи:
42,482 — 14,37 = 28,112 кг.
Теплоты образования компонентов реакции, ккал/моль:
SiO2 — 205400; 2FeO • SiO2 — 343700; Q = 343700 — (2 • 63700—
— 205400) = 10900 ккал.
По реакции выделится тепла
Ю900 . = 2130 ккал.
2 • 72
г) Реакция 2ZnO + SiO2 2ZnO • SiO2.
В отвальном шлаке содержится 1,737 кг ZnO, в конвертер-
ном шлаке 0,95 кг ZnO.
Количество ZnO, реагирующее с SiO2 в отражательной печи:
1,737 — 0,95 = 0,787 кг.
Теплоты образования компонентов реакции, ккал/моль:
ZnO — 83170; 2ZnO • SiO2 — 349400;
Q = 349400 — (2 • 83170 + 205400) = —22340 ккал.
По реакции расходуется тепла
—22340 • = — 108 ккал.
2 • 81
Определение теплопотребления шихты 163
д) Реакция СаО + SiO2 -+ СаО • SiO2.
Учитываем только СаО, поступающий в печь с известняком,
так как в конвертерном шлаке и кварцевом флюсе СаО уже до
попадания в отражательную печь связан в силикат.
В известняке содержится 2,446 кг СаО.
Теплоты образования компонентов реакции, ккал]моль:
СаО — 151900; СаО • SiO2 —377000;
Q = 377000 — (151900 + 205400) = 19700 ккал.
По реакции выделится тепла:
19700 • —44^ = 858 ккал.
56
Тепло реакций образования силикатов алюминия и магния
не учитываем, так как в исходных материалах (огарке, квар-
цевом флюсе, конвертерном шлаке) они уже связаны в силика-
ты до поступления в отражательную печь, тепло же перехода
из одних модификаций силикатов в другие' в процессе плавки
можно не учитывать ввиду небольших значений тепловых эф-
фектов этих процессов.
Общее количество тепла, выделившееся в результате экзо-
термических реакций:
2130 +;858 « 2990 ккал.
Общее количество тепла, поглотившееся в результате эндо-
термических реакций:
83 + 3860 + 108 ~ 4050 ккал.
Составляем уравнение теплового баланса процесса плавле-
ния шихты.
Приход тепла
1. Тепло извне, идущее на покрытие теплопотребления ших-
ты, ^плав, ккал!т.
Количество твердой шихты 124,309 кг, или 0,124309 т.
Теплопотребление твердой шихты 0,124309 дПлав.
2. Физическое тепло твердой шихты 9750 ккал.
3. Физическое тепло жидкого конвертерного шлака
13000 ккал.
4. Тепло экзотермических реакций 2990 ккал.
Итого приход тепла: 0,124309 «/плав + 9750 + 13000 +
+ 2990 = (0,124309 ?плав + 25740) ккал.
Расход тепла
1. Физическое тепло штейна 11440 ккал.
2. Физическое тепло отвального шлака 33100 ккал.
3. Физическое тепло пыли 350 ккал.
И*
164 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
4. Тепло, уносимое отходящими технологическими газами,
690 ккал.
5. Тепло эндотермических реакций 4050 ккал.
Итого расход тепла: 11440 + 33100 + 350 + 690 + 4050 =
= 49630 ккал.
Уравнение теплового баланса:
0,124309 <7Плав + 25740 = 49630;
23890 ,nonnn ,
</плав = Q j24309 ~ 192000 ккал/т твердой шихты
или 239000 ккал/т огарка.
§ 11. РАСЧЕТ ТОПЛИВА
В качестве топлива задана угольная .пыль каменного угля
Кузнецкого бассейна Ленинского месторождения марки Г.
Состав угольной пыли, %: 83,0 Сг; 0,7 Sr; 5,8 Нг; 2,7 Nr;
7,80 Ог; 11,0 Ас; 39,0 V'1’. Влажность готовой угольной пыли
wp = 1,5%.
После пересчета состава угольной пыли по формулам, приве-
денным в приложениях, получаем следующий состав рабочей
массы топлива, %: 72,8 Ср; 0,61 Sp; 5,09 Н₽; 2,36 №; 6,84 О₽;
10,8 1,5 w₽ (в ВУ₽ содержится 0,17 Н и 1,33 О).
Расчет воздуха и продуктов горения ведем на 100 кг рабоче-
го топлива на основе реакций горения элементов угольной пы-
ли. Теоретически необходимое количество кислорода на реакции
228,49 кг. Коэффициент избытка воздуха принимаем а — 1,10.
Практически необходимое количество кислорода на горение—-
251,34 кг, или 176 нм3. Практически необходимое количество
воздуха 1092,8 кг, или 850 нм3, в нем содержится азота
841,46 кг, или 674 нм3.
Состав отходящих газов приведен в табл. 49, материальный
баланс горения представлен в табл. 50.
Теплотворность угольной пыли рассчитываем по формуле
$=78,5 Ср + 289 Нр —26 (О₽ —S₽)—6 (9Нр + вур), $~
~ 6750 ккал/кг.
Теоретическую максимальную температуру горения рассчи-
тываем по формуле
Qh + Фвозд <2дисс
здесь фдисс — тепло, расходуемое на диссоциацию СОг и Н2О,
подсчитывается по формуле
Сдис, ~ адисс ‘ ^газ " <7>
где «дисс — степень диссоциации компонента при данной тем-
пературе;
Состав отходящих газов от горения 100 кг угольной пыли
Z 55 71,33 71,33
су 38 *£t8 843,82
о LOLOOTf 'ф О LQ о> СО О СО 22,00
•—’ Ю L0 О СО О ОО осч"сч СП 'Ф СЧ Г—’ 259,51
X 0,45 0,45
«У У 5,26 5,26 1
03 0,05 0,05
су к: 19*0 0,61
О v® 0х- 6,17 6,17
*У 72,8 72,8
Количество % (объемн.) О юю О О СО О СО оо сч ЮОсО’-'СО 100,00
<и сч о со СО О СП СО СЧ О xF т—< —< сч ь- 100,00
Ж СЧ Г- со О^СООО со" о" оо" со" ю" СО 1Лт-Ь —’ со 887,25
«У сч —*юсч оо сч со оо со co"’-i"o-"c4 со" СО СЧ сч оо 1182,02
Соединение м «о о О « j* « UwIOZ Итого. . . .
Таблица 50 Материальный баланс горения 100 кг угольной пыли, кг Прочие оо о оо о"
Z 2,36 I 841,46 | 843,82 |
о 8,17 1 251,34 1 259,51 |
X 5,26 5,26 |
сс тупило 0,6. 1 19‘0
о Пос 72,3 1 72,8 |
| Количество кг 100,00 1 1092,8 | 1192,8 |
Материалы и продукты Угольная пыль 1 Воздух . Всего.. . . |
Е z с сч
со со
о о
,82 .82 |
СО оо 843,
—« ЮЮ ОО ООО
о сч’ сч О сч »—-1 259,
5,26 5,26 |
О я СО СО
си гг о о
о С оо 00
сч 1 72,
сч —< ю сч оосч СО ОО оо 00 со
СО о- сч со’ о СО << СЧ r-t сч со 1192,
О
В с е I
1 Газы: w «о * • ООл’« ® UW1COZ Зола
СЧ
166 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
q — тепловой эффект реакции диссоциации компонента;
<7сог = 3045 ккал/нм3; <7нго = 2580 ккал/нм3-,
qpficc — определяем по графику (см. рис. 8), имея в виду,
что парциальное давление газового компонента
равно его объемному содержанию в газовой смеси;
Фвозд — тепло, вносимое воздухом, поступающим на горе-
ние, подсчитывается по формуле
^возд ^возд ’ ^возд»
где гВозд — теплосодержание воздуха при /ВОЗд;
Увозд — объем воздуха.
Рассчитываем среднюю температуру воздуха исходя из то-
го, что по заданию температура подогрева вторичного воздуха
300°.
Принимаем соотношени е:
' первичный воздух: вторичный воздух = 35 : 65.
Составляем уравнение теплового баланса:
У пер в ‘ С (t Л) ~ Увтор " С (/2— /),
где Уперв и УВТОр — соответственно объемы первичного и вто-
ричного воздуха;
с' и с" — средняя удельная теплоемкость воздуха
при .соответствующих температурах;
ti и /г — соответственно начальные температуры
первичного и вторичного воздуха;
t — искомая температура смеси.
Поскольку удельные теплоемкости воздуха при температу-
рах в интервале от 0 до 300° весьма мало отличаются одна от
другой, то с’ с", принимаем равной 30°, так как первичный
воздух несколько разогрет вследствие сжатия в вентиляторе
35(/ —30) = 65(300 — /), *
откуда / « 205°.
При / = 205°, /возд « 64,5 ккал/нм3 (см. приложение 4).
Поскольку в формулу для /ТСОр искомая температура входит
в скрытом виде в правую часть уравнения в величинах а и с,,
решаем это уравнение путем подбора.
Задаемся /теОр = 2000°.
При этой температуре: адо, = 0,12; ан2о = 0,05; удельные
теплоемкости тазовых компонентов, ккал) нм3 • град: СО2 -— 0,58;
Н2О — 0,464; SO2 — 0,57; О2 - 0,376; N2 — 0,356,
_ 6750-^8,50 • 64,5 — (0,12 1,36 • 30450,05 0,589 - 2580) _
теор ~ 1,36-0,58 4-0,004-0,57 4-0,589-0,464 4-0,16-0,3764-6,760-0,356
= 1910°;
Определение основных размеров печи
167
Задавшись /теор = 1900°, аналогично получим /теор = 1955°.
Задавшись ^теор = 1950°, получим /ТеоР = 1925°.
Отсюда искомая температура горения /ТеоР — 1940°.
В заключение расчетов горения определим расход угольной
пыли по формуле (29):
% ____________71 • <?плав_______
-г (800QP ф- 310Гв4в- ЗЗОК - /г.отх)
где х — расход топлива, т/час\
А — суточная производительность отражательной печи по
твердой шихте, т/сутки,
А = 1400- 1 ,243 — 1740 т/сутки,
24 (800 6750 -р 310 - 8,5 • 205 — 330 • 8,87 • 1300)
ИЛИ
6,54 • 24 „д от веса твердой ШИХТЫ.
1740
§ 12. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ПЕЧИ
1) Определение предварительных размеров
Удельная производительность отражательных печей при
плавке обожженной шихты колеблется в пределах от 5 до
8 т/м? сутки. Для нашей шихты, имеющей среднюю величи-
ну плавильной потребности (192 тыс. ккал/т), задаемся удель-
ной (производительностью 6 т/м* 1 2 • сутки.
При этом площадь пода печи
F = -1741 = 290 м2.
6,0
Ширину печи принимаем В = 8,5 м\ тогда длина печи
т 290 п,
L = — = 34 м.
8,5
Высотные размеры печи принимаем следующие, м: hi =
= 0,1; В = 0,85; h2 = 0,1; h3 = 1,8; = 1,0.
Общая высота печи:
Н = 0,85 + 0,1 + 1,8 + 1,0 = 3,75 м.
Угол откоса обожженной шихты в печи принимаем а « 30°.
2) Расчет теплообмена в рабочем про-
странстве печи
Рассчитываем вначале все величины, которые входят в урав-
нение для тепловой нагрузки эффективной поверхности шихты
и ванны (35).
168
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Степень развитая кладки по формуле (30):
= V Д2 5,34 Ai-F 2h2 j/8,52-Р 5,34 , р,852\>2 • 0,1
2/г3 ~2 1,8
— + В~21г3 • ctg а —~ .р 8,5 - 2 • 1,8 - ctg30°.
Sin a Sin 30°
Определяем среднюю температуру газов в плавильной зоне
печи по формуле (31) при следующих значениях входящих в нее
величин:
жач
tr — температура газов ,в голове печи,
^аЧ = Деор
где т] — пирометрический коэффициент. Для отражатель-
ных печей т] « 0,8;
/"ач = 1940-0,8 = 1550°;
tK°" — температура газов в хвосте печи (температура
отходящих газов);
— температура поверхности шихты и ванны, прак-
тически равная температуре отвального шлака.
Выше было найдено:
/№«==1300°; /м=1200°;
отсюда ТГ = 1670° К; tr« 1400° С.
Эффективная длина лучей газового излучения по формуле
(32);
В(0,6liy -|- h2 -р ha) /ig-ctga
15 эфф = 1,6»--------------------------------
1,02/3-4- h2 -Р —— — h3 ctg а
Sin a
1C 8,5 (0,6 • 0,85-p 0,1-P 1,8) — 1,82 ctg 30° o сс
= 1,0 • -----------—---------------------------= Z,UO M.
1,8
1,02 • 8,5-p0,1 4- —-----1,8 ctg30°
sin 30°
Для определения 'степени черноты газовых составляющих
необходимо, помимо 5Эфф и tT, знать парциальные давления га-
зовых компонентов в газовой смеси, которые в свою очередь
Определение основных размеров печи
169
равны объемным содержаниям этих компонентов. Поскольку от-
ходящие газы технологического процесса (SO2) и отходящие га-
зы горения топлива рассчитывались отдельно, причем первые
относились к 100 кг огарка, а вторые—-к 100 кг угольной пыли,
необходимо рассчитать общий фстав отходящих газов. Относим
этот общий состав к переработке 100 кг огарка.
Время переработки 100 кг огарка (124,309 кг твердой шихты)
0,1 24
1400
= 0,00171 час.
За это (время будет израсходовано топлива
6,54-0,00171 =0,0112 т, или 11,2 кг.
Составляем табл. 51 газовой смеси, получающейся при пере-
работке 100 кг огарка и горении 11,2 кг угольной пыли.
Для удобства последующих расчетов составляем также
табл. 52 материального баланса горения 11,2 кг угольной пыли.
Зная 4, -5Эфф и парциальные давления газовых составляю-
щих, по графикам (см. рис. 10, 11, 12 и рис. 26) находим степень
черноты для СО2, SO2 и Н2О:
для СО2
Рсо, • ‘-’эфф = 0,152 - 2,58 = 0.392 ат-м,
= 0,120,
для SO2
Pso2 ‘ ^эфф =0,01 • 2,58 = 0,026 ат-м,
— 14000 ккал/м2 час;
₽ 14000 _ . = О 027
для Н2О
Рн о "^эФФ = 0»066 • 2,58 = 0,170 ат-м,
ен1о = °’1°; £=1,06,
ено = енО; е = o,i-1,06 = 0,106.
ilgLJ rig'-'
Степень черноты газовой смеси по формуле (33)
ег = 1,3 (0,120 + 0,037 ф 0,106) = 0,316.
Степень черноты поверхности шихты и ванны принимаем
8м = 0,7.
Приведенная степень черноты при излучении от газов и клад-
ки на шихту и ванну находится по формуле (34):
v Таблица 51
Количество и состав газов, получающихся при переработке 100 кг огарка и 11,2 кг угольной пыли
Соединение Количество с S Н о N
кг нм3 % (вес.) % (объемн.) кг % кг % кг % кг % кг %
со2 S0.2 н2о о2 N, 29,88 2,902 5,30 2,56 94,51 15,23 0,97 6,59 1,79 75,71 22,11 2,14 3,92 1,89 69,94 15,19 0,97 6,57 1,78 75,49 8,15 6,03 1,451 1,07 0,59 0,44 21,73 1,451 4,71 2,56 16,08 1,07 3,48 1,89 94,51 69,94
Итого ’• | 135,152 1100,29 | 100,00 100,00 8,15 6,03 1,451 1,07 0,59 0,44 30,451 22,52 94,51 69,94
Материальный баланс горения 11,2 кг угольной пыли, кг Таблица 52
№ пп. Материалы и продукты Количество С S н О N Прочие
1 2 Угольная пыль . . Воздух И,2 122,40 П о 8,.15 ступило 0,07 0,59 0,92 28,15 0,26 94,25 1,21
1 2 Всего .... Газы; СО2 SO, н2б О2 N2 Зола 133,60 29,88 0,14 5,30 2,56 94,51 1,21 8,15 П о 8,15 | 0,07 л у ч е н о 0,07 0,59 0,59 29,07 21,73 0,07 4,71 2,56 94,51 94,51 1,21 1,21
— Всего .... 133,60 8,15 0,07 0,59 29,07 94,51 1,21
172 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
L = 5450 •
<7рек • Kj( 1 'f-Ргаз
Рекомендуемое тепловое напряжение в печи принимаем
<7рек = 135000 ккал/м3 -час, Vo—‘Приведенное количество газов
в печи, отнесенное к 1 кг угольной пыли:
100,29 Qnc ч,
-----= 8,96 нм? кг.
11,2
Длина печи по ‘формуле (36):
С£'и . = 5450 ----------6750; 7 » 35 я.
135000-8,96- ( 1 )
\ 273 )
Ширина печи по формуле (37):
В = 1,67 cos а—-—-----------3 cos а + 3 =
х L 4 сумм
1 с-7 ОПО 1740 • 192000 о оно , о
= 1,67 cos 30 -------------3 • cos 30° Ч- 3 « 9 я.
24 35-66500
Выфтные размеры печи по формулам (38—42):
Л1== 0,1В = 0,1 -9 = 0,9 я;
В
„ I 1400 \
6,54 - 8,96- 1 Ч>~
____________X-------L — (0,25 - 92 — 2,25) tg30° — 0,06 • 92
/z3 = /l^3-tga«^~-• tg30°= 1,7 » 1,75ж;
Л4 оставляем ранее принятой — 1 я.
Общая высота печи:
Н = hr 4- h2 + h3 + ht = 0,9 4- 0 4- 1,75 4- 1,0 = 3,65 м ~ 3,7м.
Поскольку полученные в результате расчета .размеры печи
почти не отличаются от предварительно принятых, процесс теп-
лообмена пересчитывать не надо.
Выфтные размеры в понурой части свода по формулам
(43—44):
x/oU Ч^РАэтх-газ) _ 0 06 . В2'^. ] уз
3,6 ь
^2 + ^3~
В
Определение основных размеров печи
173
6,54 • 8,96 1
\ 273 /
--------------------0,06 92 + 1,73
= ^7 я и
9
Н’ = /ц + h2 + h'3 + hi = 0,9 + 1,14 + 1,0 = 3,04 м^Зм.
Проверяем объем шлаковой части 'ванны по времени пребы-
вания шлака в печи.
Количество отвального шлака, образующегося в печи за
сутки:
я 1400-110,434
At =------------« 1600 т/сшпки.
1 0,1 • 1000
Удельный вес шлаков отражательной плавки колеблется в
пределах 3—4 т/м3. Поскольку наш шлак является средним по
содержанию FeO, принимаем удельный вес шлака равным
3,5 t)mz. Находим удельный объем шлака:
Vv„ = — =0,286 л? Im.
уд 3,5
Минимально необходимое время пребывания шлака в ванне,
обеспечивающее получение отвального шлака, на практике ко-
леблется в пределах 8—15 час. Для нашего шлака, обладаю-
щего несколько повышенной вязкостью, принимаем это время
равным Тпреб =10 час,.
Объем шлаковой части ванны по формуле (45):
V =
v вап —
'Д Fyj "гПреб
24
1600 • 0,286 • 10
24
190+.
При площади пода проектируемой печи 300 м2 толщина слоя
. 190 _ „
шлака должна быть — ~ 0,6 м, что допустимо.
4) Проверка размеров печи по ее
производительности
Для проверки правильности проведенных расчетов опреде-
лим производительность печи, учитывая условия теплообмена и
размеры печи по формуле (46):
Q плав
(Гш ’Ф’ ЛО т
где ^Ш + Гв — эффективная поверхность шихты и ванны, уча-
ствующая в теплообмене; находится по, форму-
ле (47):
!
Тепловой баланс печи
175
+ FB = 0,66 L (-^ + В - 2h3 • ctg а
ksin а
= 0,66.35 ( * 1 2 ' -Ь?- + 9,0 — 2 • 1,75 • ctg 30°) « 231 №;
\ sin 30° /
4,67 0,426
1400-^-273 V / 1200 -р 273 у~|
100 / ЮО / ,1
192000
= 1740 т/сутки,
что точно соответствует заданной производительности.
По уточненным размерам печи удельная производитель-
ность печи составит
= 5,53 т/м2 • сутки.
На рис. 27 приведен эскиз запроектированной отражатель-
ной печи.
§ 13. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
Тепловой баланс печи составляется на время переработки
100 кг огарка или 124,309 кг твердой шихты.
Приход тепла
1) Тепло от горения угольной пыли
Удельный расход топлива 11,2 ка/100 кг огарка.
Тепло от горения топлива
11,2-6750 = 75500 ккал.
2) Физическое тепло твердой шихты
Подсчитанное на стр. 157 тепло твердой шихты 9750 ккал.
3) Физическое тепло
жидкого конвертерного шлака
Подсчитанное на стр. 159 тепло жидкого конвертерного шла-
ка 13000 ккал.
4) Физическое тепло воздуха,
идущего на горение
Температура поступающего в печь воздуха 205°. Количество
воздуха 122,40 кг, или
122,40 п о
—= 95,0 нм3 4.
1,29
176 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Теплосодержание воздуха при 205° равно 64,5 ккал/нм3.
Количество тепла, вносимое воздухом:
64,5-95 ~ 6100 ккал.
5) Физическое тепло угольной пыли
Удельная теплоемкость каменного угля ~0,24 ккал/кг -°C.
Температуру угольной пыли принимаем по температуре пер-
вичного воздуха равной 30°.
Количество тепла, вносимое угольной пылью:
0,24-30-11,2 80 ккал.
6) Тепло экзотермических реакций
Подсчитанное на стр. 163 тепло экзотермических реакций
2990 ккал.
Расход тепла
1) Физическое тепло штейна
Подсчитанное на стр. 159 тепло штейна 11440 ккал.
2) Физическое тепло отвального шлака
Подсчитанное на стр. 160 тепло отвального шлака 33100 ккал.
3) Физическое тепло пыли
Подсчитанное на стр. 160 тепло пыли 350 ккал.
4) Тепло, уносимое отходящими газами
Температура отходящих газов 1300°, теплосодержание от-
дельных газовых компонентов при этой температуре, ккал/нм2-.
СО2 —714,7; SO2 — 715,3; Н2О — 555,7; О2 —470,5; N2 — 444,9.
Состав отходящих газов приведен в табл. 51.
Тепло, уносимое отходящими газами:
Q = Е = 15,23 - 714,7 + 0,97 • 715,3 + 6,59 • 555,7 +
+ 1,79 • 470,5 -Ь 75,71 • 444,9^49180 ккал.
5) Тепло, уносимое золой топлива
Зола угольной пыли переходит в отвальный шлак, поэтому
температуру золы топлива принимаем равной температуре от-
вального шлака — 1200°.
Теплосодержание золы принимаем равным теплосодержанию
шлака — 300 ккал]кг.
Количество тепла, уносимое золой топлива:
300-1,21 « 360 ккал.
Тепловой баланс печи
177
6) Тепло эндотермических реакций
Подсчитанное на стр. 163 тепло эндотермических реакций рав.
но 4050 ккал.
7) Потери тепла во внешнюю среду
а) Потери тепла теплопроводностью через боковые стены,
подину и свод печи.
Принимаем следующие основные размеры элементов печи и
материалы футеровки печи.
Подина печи теплая, представляет собой сплошную плиту из
литого отвального шлака, на который набивается кварцевая ле-
щадь толщиной 0,8 м. Площадь лещади равна 9,0 X 35,0 = 315 м2.
Стены печи в верхней своей части от зеркала ванны и выше
динасовые, толщина слоя динаса 2 кирпича (460 мм), снаружи
стены футерованы шамотом толщиной в 0,5 кирпича (~115 мм).
Высота верхней части стенки h5 = 1,75 м.
Часть стен ниже уровня зеркала ванны также динасовая, так
как относительно кислые шлаки позволяют применять здесь кис-
лую футеровку. Толщина слоя динаса 3 кирпича (690 см). На
уровне шлака и у выпускных отверстий стены футерованы .слоем
магнезитохромитового кирпича. Снаружи нижние части стен так-
же теплоизолированы шамотом толщиной в 0,5 кирпича
(~ 115 мм).- Высота нижней части стен hn = 1 м.
Свод печи подвесной из магнезитохромитового кирпича. При-
менение подвесного свода вызвано большой шириной печи. Тол-
щина свода 380 мм (стандартный размер магнезитохромитового
кирпича). Снаружи свод теплоизолируется легковесным шамот-
ным кирпичом, толщина теплоизоляции 65 мм кирпича).
Площадь свода печи примерно равна площади части боковой
поверхности цилиндра, длина образующей которого равна длине
печи 35 м, а ширина — длине дуги окружности, стягивающая
хорда которой равна наружной ширине печи 9,0 ж+ 2 (0,46 +
+ 0,115) = 10,15 м, а высота соответствующего сегмента — стре-
ле свода, увеличенной на его толщину 0,9 + 0,38 + 0,065= 1,34 м.
Длина дуги свода:
1/ 10,15®+ — • 1,342 10,6 м.
у 3
Площадь свода:
10,6-35 = 371 м2.
Потери тепла подиной печи:
Фпод = ‘ ^под " %
где k — коэффициент потерь тепла через подину, ккал)м2 • час.
Для теплых подин k = 2000 ккал!м2 • час {4, 24].
Q под = 2000-315-0,00171 = 1080 ккал.
12 Заказ 761
178 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Потери тепла через верхние части стен печи:
X Хд
вд = 0,46 м, вш = 0,115 м.
Здесь вд и Вщ — толщина динасовой и шамотной кладки;
кд и кш— коэффициент теплопроводности динасовой и
шамотной кладки.
Принимаем среднюю температуру слоя динаса равной 900°,
а температуру внутренней поверхности стенки, учитывая наличие
откосов шихты, принимаем равной 1200°, при t = 900° кд =
= 1,62 ккал!м-час-°С.
Среднюю температуру слоя шамота принимаем 400°, кш =
= 0,82 ккал]м • час °C
vi S о, 46 , 0,115 а лс. л 9 о/—' /
Е — — ----И----= 0,424 м\час°C/ккал.
к 1,62 0,82
По графику потерь тепла вследствие теплопроводности через
стенки печи (см. рис. 5) находим величину теплового потока че-
рез стенку q = 2500 ккал)м? • час.
Общая поверхность верхней части стен с учетом боковых и
торцовых стен составляет:
FB.CT = 2 • 1,75 • 10,15 + 2 • 1,75 • 36,15 = 161,6 ж2.
Потери тепла верхней частью стен
QB CT = 2500 • 161,6 • 0,00171 = 690 ккал.
Потери тепла через нижние части стен:
Е±= -к +-5н;
Хд
в' = 0,69 м, s = 0,115 м.
д’’ ш ’
Среднюю температуру слоя динаса принимаем также равной
900°, а температура внутренней поверхности стенки примерно
равна температуре шлака 1200°.
При t = 900° кд = 1,62 ккал!м • час-°C.
Среднюю температуру слоя шамота принимаем равной 200°,
Кя = 0,71 ккал!м -час -°C:
Е — = — 0 588 -м2 • час • °C/ккал.
к 1,62 0,71
По графику рис. 5 определяем: q = 2000 ккал]м? • час.
Тепловой баланс печи
179
Общая поверхность нижней части стен с учетом боковых и
торцовых стен составляет Fh.Ct = 2 • 1 • 10,15+2 • 1 • 36,15=92,6 ж2.
Потери тепла нижней частью стен
Qh.ct = 2000-92,6-0,00171 = 317 ккал.
Потери тепла через свод
£ s _ sm-x i 5Л . sM.x = 0,35 м,
А Хм-х Ал 5Л = 0,065 м.
Здесь sM.% и «л—'Толщина магнезитохромитовой и легковесной
кладки;
Ам=х и Ал — коэффициент теплопроводности магнезито-
хромитовой и легковесной кладки.
Среднюю температуру слоя магнезитохромита принимаем
равной 1000°. При t = 1000°, А магнезитохромита =
= 2,5 ккал!м • час • °C.
Среднюю температуру слоя легковеса принимаем равной
500°; при этой температуре коэффициент теплопроводности лег-
ковеса с .выгорающими добавками будет:
Ал = 0,25 + 0,22 - 10"3 - 500 =0,35 ккал/м-час-°C;
v s 0,38 . 0,065 non s о/-,
Е— — —----------= 0,33 м2-час-°C/ккал.
А 2,5 0,35
По графику рис. 5 определяем
q = 3800 ккал/м2 час.
Потери тепла сводом:
Qcb = 3800 • 371 • 0,00171 = 2400 ккал.
Общие потери тепла в результате теплопроводности составят:
QTenjI = 1080 + 690 + 317 + 2400 ~ 4490 ккал.
б) Потери тепла лучеиспусканием через от-
верстия в п е ч 'И.
Потери тепла лучеиспусканием через открытые отверстия в
печи подсчитываем по формуле
/ т \4
Опуч = 4,96 • Ф • Fotb • j
где +отв—площадь отверстия, л«2;
Ф—'Коэффициент диафрагмирования;
Т — абсолютная температура излучающей среды, прини-
маем ее одинаковой для всех отверстий печи и равной
средней температуре газов внутри печи:
Т= 1400 + 273= 1673°К.
Подсчитываем приведенную площадь излучающих отверстий,
равную Ф • Fa™.
12*
180 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Размеры каждого из двух окон для заливки конвертер-
ного шлака принимаем равными: 0,8X0,7 м; FOTn = 0,56 ж2.
Коэффициент диафрагмирования для отверстия указанных
размеров при толщине стенки порядка 0,5 м равен 0,65 (рис. 28):
Ф • Котв = 2 • 0,56 • 0,65 = 0,73 ж2.
Размеры каждого из четырех окон для пылеугольных
горелок принимаем равными:
Рис. 28. График для определения коэффициента диафрагми-
рования для отверстий различной формы:
/ — прямоугольное вытянутое; 2—прямоугольное (1:2); 3 — круглое;
4 — квадратное
0,85X0,85 ж; КОТВ=0,73 ж2; Ф^0,62;
Ф-Котв = 4-0,73-0,62= 1,81 ж2.
Печь имеет два шл аковых окна, однако в рабочем состоя-
нии одновременно находится только одно окно, другое в этот пе-
риод замуровано.
Размеры окна принимаем: 0,6X0,9 ж; К0ТЕ = 0,54 ж2;
ф = 0,7; Ф • Готв=0,54 • 0,7- 0,38 ж2.
Прочие отверстия. Это температурные швы между сек-
циями в своде печи, щели между кирпичами подвесного свода
и т. Д. Общую площадь всех этих отверстий принимаем равной
1% от площади свода: КОТв = 371 -0,01—3,7 ж2.
Тепловой баланс печи
181
Коэффициент диафрагмирования принимаем равным Ф=0,15,
Ф’РОТВ=3,7 -0,15—0,55 ж2.
Общая приведенная площадь всех отверстий в печи
0,73+1,81+0,38+0,55=3,47 ж2.
Тепло, теряемое лучеиспусканием, составит Случ=4,96-3,47-
•77 080-0,00171=2260 ккал.
Итого общие потери тепла во внешнюю среду составят
Q = Q-гепл + Q луч = 4490 + 2260 = 6750 ккал.
На основе рассчитанных статей теплового баланса составляем
табл. 53 теплового баланса печи.
Таблица 53
Тепловой баланс отражательной печн за время переработки 100 кг огарка
Приход тепла Расход тепла
№ пп. статьи прихода тепла ккал % № пп. статьи расхода тепла ккал %
1 Тепло горения 1 Тепло штейна . . 11440 10,65
топлива . . . 75500 70,29
2 Тепло твердой 2 Тепло отвального
шихты . . . 9750 9,08 шлака .... 33100 30,80
3 Тепло жидкого 3 Тепло пыли . . . 350 0,33
конвертерного шлака . . . 13000 12,10
4 Тепло воздуха, 4 Тепло отходящих
идущего на го- рение .... 6100 5,68 газов 49180 45,78
5 Физическое тепло 5 Тепло эндотерми- 3,77
топлива . . . 80 0,07 ческих реакций 4050
6 Тепло экзотерми- 6 Тепло золы 0,34
ческих реакций 2990 2,78 топлива . . . 360
7 Потери тепла во 6750 6,33
внешнюю среду
Всего- . . . 107420 100,00 Всего. . . . 105230)98,0
8 Невязка баланса 2190 2,00
Итого приход) 10742С 1100,00 1 Итого расход 107420 100,00
Как видно из таблицы, невязка расчетного теплового баланса
составляет всего около +2%. Это свидетельствует о правильно-
сти рассчитанного расхода топлива и характеристик тепловой
работы печи.
182
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
§ 14. ОКОНЧАТЕЛЬНЫЙ МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПЛАВКИ
На основе проделанных расчетов составляется таблица пол-
ного материального баланса процесса отражательной плавки.
Она включает в себя материальный баланс технологического
процесса и материальный баланс процесса горения топлива, от-
несенные к переработке 100 кг огарка.
Окончательный состав отвального шлака
Количество Си Zn Fe S
Соединение кг % кг % кг % кг % кг %
Cu,S ZnS ZnO FeS FeO Fe3O4 SiO2 A12O3 MgO CaO Прочие 0,486 0,768 1,737 0,941 42,482 6,690 37,762 7,376 2,396 4,386 6,620 0,44 0,69 1,56 0,84 38,05 5,99 33,81 6,61 2,15 3,93 5,93 0,388 0,35 0,515 1,390 0,46 1,25 0,588 32,971 4,840 0,52 29,53 4,33 0,098 0,253 0,353 0,09 0,23 0,32
Итого; 111,644 100,00 0,388 0,35 1,905 1,71 38,399 34,38 0,704 0,64
Предварительно приводим окончательный состав отвального
шлака, исходя из того, что вся зола топлива переходит в отваль-
ный шлак (табл. 54).
Полный материальный баланс процесса отражательной плав-
ки представлен в табл. 55.
§ 15. РАСЧЕТ КОТЛА-УТИЛИЗАТОРА
И ВОЗДУХОПОДОГРЕВАТЕЛЯ
Температура газов, покидающих отражательную печь, равна
1300°. Как показывает тепловой баланс печи, с этими газами ухо-
дит из печи около 50% всего поступающего в печь тепла. Для
повышения общего термического к. п. д. необходимо использо-
вать тепло отходящих газов. Для этого за отражательной печью
устанавливают паровой котел-утилизатор и воздухоподогрева-
тель для подогрева вторичного воздуха.
Расчет котла-утилизатора и воздухоподогревателя 183
1) Определение температуры газов на входе
в котел-утилизатор
После выхода из печи отходящие газы проходят по наклонно-
му борову и попадают в котел-утилизатор. Пройдя котел, они по-
ступают в рекуператор, установленный сразу же за котлом, и
далее по отводящему борову движутся к дымовой трубе. На уча-
Таблица 54
с учетом золы топлива
О SiOs А12О8 MgO СаО Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг %
0,347 9,511 1,850 0,31 8,52 1,66 37,762 33,81 7,376 6,61 2,396 2,15 4,386 3,93 6,620 5,93
11,708 10,49 37,762 33,81 7,376 6,61 2,396 2,'15 4,386 3,93 6,620 5,93
стке печь — котел газы частично охлаждаются как вследствие
теплоотдачи во внешнюю среду, так и в результате подсоса хо-
лодного воздуха через неплотности борова.
Принимаем величину подсоса на участке печь — котел равной
10%.
Объем газов, проходящих через боров в единицу времени:
100,29 о,
------------= 16,3 нмл сек.
0,00171 • 3600
Объем подсосанного воздуха 16,3" 0,1 = 1,63 нм2/сек.
Для определения температуры газов после подсоса состав-
ляем уравнение теплового баланса:
Vr - cT(tr — t) = VB • cB(t — tB),
где сг —средняя удельная теплоемкость газов в интервале тем-
ператур tr—t;
Таблица 55
Окончательный материальный баланс отражательной плавки
№ пп. Материалы и продукты Коли- чество кг Си Zn Fe S О SiOg
кг % кг % кг % кг % кг % кг %
Поступило
1 Огарок 2 Конвертерный шлак 3 Кварц 4 Известняк 5 Угольная пыль 6 Воздух 100,00 40,00 20,673 3,636 11,20 122,40 14,53 1,20 14,53 3,00 2,38 0,76 2,38 1,90 38,70 18,34 0,086 38,70 45,85 2,36 12,95 1,58 0,07 12,95 3,95 0,61 9,60 5,26 0,025 0,92 28,15 9,60 13,16 0,69 8,17 23,00 10,89 9,60 17,159 0,222 10,89 24,00 83,00 6,11
Всего । 1 Штейн 2 Отвальный шлак 3 Пыль 4 Газы 297,909 49,752 111,644 1,361 135,152 15,73 15,197 0,388 0,145 П 30,55 0,35 10,65 3,14 о лу ч 0,92 1,905 0,315 ено 1,85 1,71 13,14 57,126 18,34 38,399 0,387 36,86 34,38 28,43 14,60 12,315 0,704 0,130 1,451 24,75 0,64 9,56 1,07 43,955 1,63 11,708 0,166 30,451 3,28 10,49 12,20 22,52 37,871 37,762 0,109 33,81 8,01
Всего 297,909 15,73 3,14 57,126 14,60 43,955 37,871
Продолжение табл. 55
№ пп. Материалы и продукты Коли- чество кг А12О, MgO СаО н ,с N Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
Поступило
1 Огарок 2 Конвертерный шлак 3 Кварц 4 Известняк 5 Угольная пыль 6 Воздух 100,00 40,00 20,673 3,636 11,20 122,40 4,84 0,93 1,654 4,84 2,32 8,00 2,42 2,42 0,70 1,24 2,446 1,74 6,00 67,27 0,59 5,26 8,15 72,80 0,26 94,25 2,36 77,00 3,69 1,63 0,62 0,857 1,21 3,69 4,08 3,00 23,57 10,80
Всего 297,909 7,424 2,42 4,386 0,59 8,15 94,51 8,007
Получено
1 Штейн 2 Отвальный шлак 3 Пыль 4 Газы 49,752 111,644 1,361 135,152 7,376 0,048 6,61 3,53 2,396 0,024 2,15 1,76 4,386 3,93 0,59 0,44 8,15 6,03 94,51 69,94 1,35 6,62 0,037 2,71 5,93 2,72
Всего 297,909 7,424 2,42 4,386 0,59 8,15 94,51 8,007
186
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
съ — средняя удельная теплоемкость воздуха в интервале
температур tB—t;
t — температура смеси после подсоса.
Температуру подсасываемого воздуха принимаем равной 20°.
Задаемся температурой смеси 1150°.
Удельные теплоемкости газовых составляющих в интервале
4—t (~ 1225°) ккал/нм3 • °C:
СО2—0,545; SO2—0,547; Н2О—0,423; О2—0,360; N2—0,340.
Средняя удельная теплоемкость газов в этом температурном
интервале:
0,545 • 0,1519+0,547 0,0097+0,423 • 0,0657+0,360 ’ 0,0178+
+ 0,34’0,7549=0,379 ккал/нм3’°C.
Удельная теплоемкость воздуха в интервале tB—Z(~600°) со-
ставляет 0,324 ккал1нм3'°С:
16,3’0,379 (1300°—0 = 1,63’0,324 (t—20°),
откуда /~1200°. Полученная температура отличается от приня-
той (1150°) незначительно, поэтому повторного пересчета не про-
изводим.
Длину соединительного борова между печью и котлом прини-
маем равной 15 м. Падение температуры газов на этом участке
’вследствие теплообмена через стенки борова составляет при
^газа= 1200° примерно 8° на 1 пог. м. С учетом этого на входе в ко-
тел температура газов составит 1200—8’15=1080°.
2) Расчет воздухоподогревателя
Воздухоподогреватель должен обеспечить подогрев вторич-
ного воздуха, чтобы на входе в печь его температура составляла
300°.
Расстояние, которое проходит вторичный воздух от рекупера-
тора до горелок, составляет: 35+15=50 м (длина печи+длина
наклонного борова). С учетом различных поворотов и отклоне-
ний общую длину воздушной линии принимаем равной 60 м. Па-
дение температуры на пути продвижения нагретого воздуха
вследствие теплообмена через стенки воздухопровода при
^возд=300—400° составляет ~ 2° на 1 пог. м.
С учетом этого охлаждения температура воздуха на выходе
из рекуператора должна быть 300+2’60 = 420°.
Определяем температуру газов на выходе из рекуператора.
Принимаем температуру газа в основании дымовой трубы 150°.
Расстояние от рекуператора до трубы по ходу газов (прини-
мая протяженность котла с рекуператором 10 м) составит
120—(15+10) =95 м. Падение температуры газов на участке ре-
куператор—'труба вследствие теплообмена через стенки газохо-
да при /газ=100—300° составляет ~1,5° на 1 пог. м.
Расчет котла-утилизатора и воздухоподогревателя
187
Тогда падение температуры газов на этом участке в резуль-
тате теплообмена будет 1,5 • 95—145° и температура газов на вы-
ходе из рекуператора должна составить 150+145—300°.
Примем подсос холодного воздуха на участке рекуператор—
труба 30%- Считая приближенно удельную теплоемкость газов
равной удельной теплоемкости воздуха, определим минимальную
температуру газов на выходе из рекуператора: 300-1,3—370°.
Количество воздуха, которое необходимо нагреть в рекупера-
65
торе: 122,4’-------• =61,6 нм3 (на 100 кг огарка из расчета, что
г 1,29-100 '
вторичный воздух составляет 65% от всего необходимого воз-
духа), или
« ----61-------— Ю О нм3/сек.
0,00171 3600
Количество газов, проходящих через рекуператор:
16,3 +1,63= 17,93 нм3/сек.
Рассчитываем температуру газов на входе в рекуператор. Для
этого составляем тепловой баланс рекуператора:
О' = VB ’ св ( - О + <?пот = VГ ( с“ • /“ - с®ых . /вых) ,
где св — средняя удельная теплоемкость воздуха в интервале
Л Л /ВЫХ /ВХ «ВЫХ Л опо Л /ВХ ОАО.
температур /в —гв , причем tB =420 , a tB =20 ;
^пот — потери тепла в рекуператоре, равные 15% от общего
количества передаваемого тепла;
св=0,313 ккал]нм3-°С. (для /ср=220°);
вх
сГ —удельная теплоемкость газов на входе в рекуператор
при tr ;
ВЫХ
сг — удельная теплоемкость газов на выходе из рекупера-
тора (при /гЫХ = 370°).
Рассчитываем СгЫх. Чтобы не пересчитывать состав отходя-
щих газов вследствие подсоса воздуха на участке печь — котел,
учитываем подсосанный в газ воздух отдельно.
При /=370° удельные теплоемкости газовых составляющих
составят, ккал/нм3 - °C-.
СО2—0,460; SO2—0,480; Н2О—0,370; О2—0,327; N2—0,315;
воздуха — 0,317;
0,46-15,19 + 0,48-0,97 + 0,37-6,57 + 0,327-1,78 +
£>вых —
+ 0,315-75,49 + 0,317-10,0
ПО
= 0,340 ккал/нм3-°C.
188
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
Рассчитываем количество передаваемого от газов тепла и теп-
лосодержание газов на входе в рекуператор по уравнению тепло- <
вого баланса:
<?'= 1,15-10,0-0,313 (420—20) = 17,93 (свх-/“ —0,34-370),
отсюда Q'= 1440 ккал/сек-, с вх• /“ —207 ккал/нм3.
г-г вх .вх
Ио теплосодержанию сг -гг определяем температуру газов
на входе в рекуператор.
Задаемся if* =600°. При этой температуре удельные тепло-
емкости газовых составляющих составляют, ккал/нм3 - °C:
СО2—0,488; SO2—0,505; Н2О—0,386; О2—0,338; N2—320,
воздуха —• 0,324;
0,488-15,19 0,505 0,97 0,386-6,57 > 0,338-1.78 >
вх _ ____________4-0,32-75,49-р 0,324-10,0______________
Ср “ ПО “
= 0,352 ккал/нм3-°C;
'вх____ 207
*г —________~
= 590°
0,352
Так как найденная температура незначительно отличается от
принятой (600°), пересчета не производим.
Находим поверхность нагрева воздухоподогревателя:
F = -^—
^Д^ср
где Q — количество тепла, передаваемое от газов через поверх-
ность нагрева, ккал/час\
k—-коэффициент теплопередачи, равный для трубчатых ре-
куператоров при чистой поверхности теплообмена
15—20 ккал/м2 • час • °C. С учетом запыленности поверхности ре-
куператора принимаем 6=15 ккал]м2'час-°С-.
_ {tB.tB^(tB^t^} _ (590 - 20)-(420 - 370) 9],о
ср~ •»’ - ЙО^2О ~ *
2,3 1g-----
’ ь 420 — 370
'ВХ 'ВХ
1г ‘в
2,31g
'ВЫХ _ 'ВЫХ
‘г ‘в
Q = <3'-3 600 = 1 440-3600 = 5 190 000 ккал/чаг,
Г 5 190 000 . спп „
F =-----------« 1 600 лг.
15-214
3) Р а сч ет к о т л a-у т и л и з а т о р а
Расчет паропроизводительности котла ведем на основании
уравнения теплового баланса работы котла:
Расчет котла-утилизатора и воздухоподогревателя
189
Q' —17 /„вх /вх „вых /вых\ - _ Г) \
— ' rv"r ‘‘г Cr "tp ) Чпог — Vпара ‘воды?»
где D — пароироизводительность котла, кг/час,
inapa — теплосодержание полученного пара, ккал/кг-,
1во№1 — теплосодержание питающей воды, ккал/кг',
9пот — потери тепла в котле, равные 4% от всего вносимо-
го в котел тепла.
Находим удельную теплоемкость газов на входе в котел cfx
при температуре/?* = 1080°. При этой температуре удельные
теплоемкости газовых составляющих, ккал/нм3 • °C:
СО2—0,536; SO2—0,540; Н2О—0,415; О2—0,356; N2—0,337;
воздуха — 0,340;
0,536-15,19+ 0,54-0,97 + 0,415-6,57 + 0,356-1,78 + 0,337+
вх _ __________________+75.49- 0,340-10,0_______________=
Сг — НО
= 0,371 ккал/нм? • °C,
свых _ ^вых — теплосодержание газов на выходе из котла, равное
рассчитанному выше теплосодержанию газов на
входе в рекуператор (207 ккал/нм3).
Принимаем к получению в котле насыщенный пар при давле-
нии 10 ат. При этом «пар = 661 ккал/кг, температура пара ~180°.
Температуру питающей котел воды принимаем равной 15°.
При этой температуре 1ВОды = 15 ккал/кг.
Рассчитываем количество передаваемого от газов тепла и па-
ропроизводительность котла: Q'= 17,93 (0,371-1080—207)'0,96=
=D (661—15); Q' = 3320 ккал/сек-, £> = 5,15 кг/сек, или
с 1Г- 3 600 1О г
5,15-------« 18,5 т час.
’ 1000
Находим величину поверхности нагрева котла:
+ = -5—,
7’Д/ср
где k — общий коэффициент теплопередачи в котле-утилизаторе;
£«30 ккал/м?• час• °C. С учетом заноса пылью поверхности на-
грева котла-утилизатора принимаем £=25 ккал/м2-час‘°С:
/увх _ / ) — мвых — t 1
д, х г ‘кип' х г кип'
где /кип—-температура кипения воды в котле, равная температуре
пара (180°).
190
Расчет для отражательной плавки медного концентрата
д, __ (1080- 180)-(590- 180) _
ср 1080 — 180
2,3 1g---------
6 590 — 180
Q = Q' • 3 600 = 3 320 • 3 600 == 11 950 000 ккал!час\
Г 11950 000 „
г = •-----------770 ж2.
25-620
§ 16. РАСЧЕТ ГАЗОХОДНОЙ СИСТЕМЫ
1) Расчет размеров газоходов
На рис. 29 представлена схема газоходов отражательной пе-
чи. Все газоходы лежат в одной плоскости, за исключением на-
клонного борова, уклон которого в сторону печи составляет 15°.
Отметка основания газоходов над уровнем земли 7 м. Рассчиты-
ваем сечения газоходов.
Наклонный боров (2 на рис. 29). Приведенный расход
газов с учетом подсоса в наклонном борове составляет
17,93 нмР/сек. Средняя температура газов в борове
1300-р 1080 П90о
2
Действительный расход газов
17,93 ( 1 + —1 = 96,2 мл/сек.
\ 273 /
Приняв скорость газов в борове 7 шеек, получим площадь
сечения борова
96,2 in -7Г 2
-----= 13,75 ж2.
7
Высота наклонного борова примерно равна высоте газового
пространства понурой части отражательной печи 2,2 м.
Ширина наклонного борова
13,75
-----= 6,25 м.
2,2
Сборный боров (5 на рис. 29). Сборный боров является
коллектором газов от всех отражательных печей цеха, поэтому
его сечение определяется из условий работы нескольких отража-
тельных печей (это положение распространяется и на расчет се-
чений борова дымовой трубы’ и самой трубы). В нашем случае,
поскольку неизвестно число печей в цехе, ограничимся расчетом
сборного газохода применительно к одной печи.
Общий подсос воздуха на участке рекуператор — труба был
принят равным 30% • Полагаем, что на участке рекуператор—бо-
е^_
Рис. 29. Схема газоходной системы
отражательной печи:
1 — печь; 2 — наклонный боров; 3 — котел;
4 — воздухоподогреватель; 5 — сборный боров;
6 — боров дымовой трубы; 7 — дымовая тру-
ба; 8 — обводной боров; 9—12 шиберы
192 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
ров дымовой трубы подсос составляет 20% к начальному объему
газов. Количество подсосанного воздуха на этом участке:
16,3'0,2=3,26 нм3]сек. Общий приведенный объем газов на участ-
ке
17,93+3,26=21,19 нм3/сек.
Температура газов на выходе из рекуператора 370°. Исполь-
зуя указанное выше упрощение в отношении теплоемкости, нахо-
дим температуру на границе сборный боров — боров дымовой
трубы
370 . 17,93 = 3 13о
21,19
Снижение температуры на участке рекуператор — боров ды-
мовой трубы вследствие теплообмена через стенки газохода
2'45=90°.
Окончательное значение температуры на границе участка
313—90=223°.
Средняя температура газов на участке
370 + 223 = 296О.
2
Действительный расход газов в сборном борове
21,19 /1 + = 44,1 м3!сек.
\ 273 /
При скорости газов 7 м]сек сечение газохода
44,1 о 9
—-— = 6,3 лг.
7
Принимаем ширину газохода 3 м; высоту 2,1 м.
Боров дымовой трубы. Подсос воздуха в борове ды-
мовой трубы составляет 10%, или 16,3'0,1 = 1,63 нм3/сек. Общий
приведенный объем газов на участке
21,19+1,63=22,82 нм3]сек.
Температура газов на входе в участок 223°. С учетом подсоса
и теплоотдачи 1° на 1 пог. м температура газов на входе в ды-
мовую трубу
21 14
223.1.50 160°.
22,82
Средняя температура газов в борове
230+ 160,
2
Расчет газоходной системы
193
Действительный расход газов в борове дымовой трубы
22,82 (1 4- —) = 39,1 м2/сек.
\ 273 /
При скорости газов 7 м/сек сечение газохода
39,1 ~ г- с о
—-— ~ 5,6 м2.
7
Принимаем ширину газохода 2,8 м; высоту 2,0 м.
2) Расчет потерь напора в газоходной системе
Результаты расчета потерь напора в газоходной системе отра-
жательной печи приведены в табл. 56.
3) Расчет дымовой трубы и дымососов
Объем газов на входе в трубу 22,82 нм2/сек. Температура га-
зов на входе в трубу 160°.
Действительный объем газов в трубе при средней температуре
газов в трубе 100°
Vt = 22,82 4- = 31,2 к?/сек.
Принимаем среднюю скорость газов в трубе wt=5 м/сек.
Диаметр трубы:
Оусгья= 1,13 ^ = 2,82 м,
Ооснования= 1,5/)устья= 1,5-2,82= 4,24 м.
Высоту дымовой трубы находим по формуле
2
/ И \
1,ЗЕЙПОТ = Н (То - TJ) - (1 + V-~~] ~
\ ь'уСтья/ 4g
где Н — высота трубы, м\
1,3 — коэффициент запаса напора;
ув = 1,29 кг/м2\
у ° =1,332 кг/м3; у'г=0,98 кг/м3;
1,3 • 83,21 = Н (1,29 — 0,98) — (1 4- 0,05 V25 -. 0,98.
’ 1. 2,82 /2-9,8
Откуда
// = 380 м.
Следовательно, необходимо ставить дымососы.
Характеристику дымососов должна соответствовать следую-
щим данным.
Напор не ниже 1,3X83,21 = 108 мм вод. ст.
Производительность 31,2-3600=112000 м3/час.
13 Заказ 761
Расчет газоходной системы
•хэ ’itos vtw •( o0^JL) = 'cpj tfeoe ' n __ HOSJy B(JOIIPH озояэ -эьийхэиоэл aHHairoitoadij —4,12 13 31 >-
Gd+ i)»Jl —=">иу g1** лэ -foa ww <xout/ эмхэеьЛ ph edoiiPH Bdaxou 3,0 0,17 0,14 0,33 40,0 35,0 1,43 2,40 2,75 2,09 с* О' О СО со 0 5 -
У1 ‘рмхэрьЛ OJOHHBtf BirtT винэхгяихобиоэ хнэиЪиффео}! 0,3 0,23 0,50 - 0,91 1,50 1,50 1,07
?Z w • —— эинэьрн£ Z 0,0745 0,0862 0,0862 О CD СО С 1 г- [- ю 1 ID LD Г- o' О СО С Л D
е»г/рэ/ <0Jl эмхэрнл ph pepj ээи HKHqirafA инннэЬ'аеийц 1,35 1,343 1,343 1 ? 0 U 0 о О с 8£S‘I see'i non ‘ т
7 + l вин -ЭЙИГПЭРЦ ЕКОНИ0 ЭИНЭНРН£ CD CD CD | Н СО СО иО ID ID 2,08 2,08 1,82 1,59
Эо ‘7 эяхэвнЛ рн hoepj pdAxedanwax ьвнЬ'эбэ 0611 0611 0OEI С 1 1 i D С. Л с М С 0 Л <1 о о N CD S) —
Уаз/г,' *°яа 0OEPJ ЯХЭОбОМЭ ВРННО1ГЭХ 1,21 1,30 1,30 CD CD I со со ( СО со" D X) "О
Z1V рмхэрьЛ БИН -эьээ oJOHhadauou qtpYnoifij 13,75 13,75 13,75 - 6,3 6,3 D lO D LD
хээ/ежн '°д мохэрьл cadsh XHtaibtfoxodii ‘eoepj оахоэнивоя эонаокэ^ 16,3 17,93 17,93 21,19 21,19 21,19 04 □О оГ 04
Участок сопротивления Отражательная печь Вход газов в наклонный боров , . . Трение в наклонном борове .... Прохождение газов около ниши ши- бера Потеря напора в котле Потеря напора в воздухонагревателе _ , а> и о о о и 1> S о, VC 5 м i й < а н 3 : с Aiv/xjvpvi па в иирив Поворот в боров трубы хрение в оорове труоы Итого Суммарные потери напора
66 ‘3Hd эиэхэ он pxHpdx ojoaoepj еяхэрьЛ o\f - «1 1 04 СМ с<- CJ ) т* ю Ю 1 0 1
Расчет горелок и воздуходувок 195
Принимаем к установке два дымососа Подольского завода ти-
па Д-15,5x2 производительностью по 113000 м'-'/час и с макси-
мальным напором 232 мм вод. ст. (см. приложение 18). Один из
этих дымососов устанавливают как резервный.
Высоту дымовой трубы принимаем по санитарным соображе-
ниям 70 м.
§ 17. РАСЧЕТ ГОРЕЛОК И ВОЗДУХОДУВОК
Используемый .для отопления отражательной печи каменный
уголь отличается высоким содержанием летучих. Это обусловли-
Рис. 30. Пылеугольная горелка
вает хорошую воспламеняемость пылевоздушной смеси, посту-
пающей в печь.
Исходя из этого, принимаем к установке на проектируемой
печи горелки прямоточного типа (рис. 30).
Для возможного форсирования работы отражательной печи
расчет горения ведем на 3 горелки.
Расход угольной пыли составляет на печь
11,2
0,00171-3600
= 1,82 кг/сек.
Расход вторичного воздуха на печь 10,0 нмЛ/сек.
Расход первичного воздуха 10,0 -—=5,4 нл13/сею
Соответственно на 1 горелку расход составит:
угольной пыли
1,82 л с 1
-у- « 0,61 кг/сек.
13*
196 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
вторичного воздуха
10,0
—— ^3,3 нмЛ/сек\
первичного воздуха
1.8 нм?/сек.
Количество первичного воздуха в пылевоздушной смеси
1,8-1,29 оо Д/
—— = 3,о кг • возо/кг пыли.
Действительную скорость истечения пылевоздушной смеси из
сопла первичного воздуха принимаем 80 м/сек, а из сопла горел-
ки 60 м/сек, учитывая значительное количество летучих в пыли
и подогрев вторичного воздуха.
При этих условиях находятся площади сечения выходных от-
верстий сопел:
первичного воздуха
-----1= 0,024
80
горелки
(1’8 + 3,3)(l+g)
--------------=0,148 №.
60
Принимаются следующие размеры сопел:
первичного воздуха 0,1 ХО,24 м; горелки 0,3 X 0,5 м.
Минимальное потребное давление воздуха в горелке находит-
ся по формуле
2
Лст =----,
2g-
где у — удельный вес пылевоздушной смеси, кг/м?-,
<р — коэффициент истечения, равный 0,6 (для отверстия с ост-
рыми
Для смеси
кромками).
первичного воздуха и угольной пыли
0,61 . 1,29 . со „
Ъ =-----------------=1,52 кг/м?.
‘ 1,8-1,07 1,07
Для смеси
всего воздуха и угольной пыли
0,61 .1,29 „ О1 , ,
=;----------h -2— = 0,81 кг м\
5,1-1,75 1,75
Технические показатели
197
Давление первичного воздуха
/г' = - 80 ' 1’52— — 1400 мм вод. ст.
ст 2-9,81-0.36
Давление вторичного воздуха
602-0,81 ,ПА
h —--------------= 400 мм вод. ст.
ст 2-9,81.0,36
Учитывая потери напора в воздухопроводной сети (30%),
определим давление воздуха на воздуходувке: для первичного
воздуха примерно 1800 мм вод. ст., для вторичного воздуха
500 мм вод. ст.
Производительность воздуходувок, с учетам запаса до 30%,
будет:
для первичного воздуха 1,3- 1,8 • 60 ~ 140 нм'Л1мин',
для вторичного воздуха 1,3 ‘ 3,3 • 60—260 нмА I мин.
Выбираем для подачи первичного воздуха две воздуходувки
типа 200-11-1 производительностью по 200 нмЛ1мин при давлении
1800 мм вод. ст. Для подачи вторичного воздуха принимаем два
вентилятора высокого давления типа ВВД-11 производительно-
стью по 14 500 нмЛ/час при давлении до 500 мм вод. ст.
§ 18. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
Ниже приведены технические показатели запроектированной
отражательной печи для плавки обожженного медного концен-
трата.
Эскиз печи с основными размерами приведен на рис. 26 (см.
стр. 174).
Производительность печи по огарку, tn/сутки . . . 1400
Производительность печи по твердой шихте, т/сутки 1740
Удельный проплав по твердой шихте, т/м2 сутки . 5,53
Удельный расход условного топлива к твердой ших-
те, % ........................................... 8,7
Расход топлива, т/час ................................. 6,54
Теплотворность топлива, ккал/кг ................. 67,50
Степень десульфуризации при плавке, % ........ 10,7
Прямое извлечение меди, % .................... 98,0
Суммарное извлечение меди с учетом оборотов, % . 96,5
Извлечение меди из конвертерного шлака, % . . . 80,0
Содержание меди в штейне, %.............. .30,55
Состав отвального шлака по основным компонентам, % :
FeO........................................ 38,0
SiO2....................................... 33,8
X AloOs, MgO, CaO.......................... 12,7
Cu......................................... 0,35
Унос пыли к весу огарка, %.............................. 1,0
Состав отходящих газов, %:
СО2......................................... 15,2
198 Расчет для отражательной плавки медного концентрата
S02 ...................................... 0,97
О2.............................................. 1,8
Н2О ...................................... 6,6
Температура, °C:
в голове печи ...................................... 1550
в хвосте печи................................. 1300
отвального шлака.............................. 1200
Размеры печи:
длина, м....................................... 35
ширина, м ................ 9
общая высота в голове печи, м.................. 3,7
площадь пода, .и2............................... 315
стрела свода, м ................................ 0,9
высота от уровня ванны до верха:
откосов шихты, м.......................... 1,75
глубина ванны, м................ ......... 1,0
общая высота в понурой части, ж ..... . 3,0
объем шлаковой ванны, м3 ...................... 190
Площадь поверхностей нагрева ракуператора, jh2 . . 1600
Температура подогрева вторичного воздуха в реку-
ператоре, °C..................................... 420
Температура вторичного воздуха на входе в печь, °C 300
Соотношение первичный воздух : вторичный воздух 35 :65
Площадь поверхности нагрева котла-утилизатора, м2 770
Производительность котла по пару, т/час............. 18,5
Давление пара в котле-утилизаторе, ата............... 10
Температура пара, °C................................. 180
Число пылеугольных горелок............................. 3
Размеры сопел горелок, м:
первичного воздуха.......................... 0,1x0,24
горелки.................................’ . 0,3x0,5
Давление, мм вод. ст.:
первичного воздуха ................................ 1400
вторичного воздуха............................. 400
Характеристика воздуходувок первичного воздуха:
число ................................................ 2
тип ........................................ 200-11-1
производительность, нм3/мин ................... 200
давление, мм вод. ст.......................... 1800
Характеристика воздуходувок вторичного воздуха:
число ................................................ 2
тип......................................... ВВД-11
производительность, нм3/час ................. 14500
давление, мм вод. ст........................... 500
Суммарная потеря напора в газоходной системе, мм 2
вод. ст ..........................•......... 83,21
Характеристика дымососов: 300
число ........................................... 2
тип....................................... Д-15,5x2
производительность, м31час ................. 113000
максимальный напор, мм вод. ст................ 232
Размеры дымовой трубы, ж:
диаметр основания ................................... 4,24
диаметр устья ................................ 2,82
высота............................... ... 70
Технические показатели
199
ЛИТЕРАТУРА
ПО ПЛАВКЕ В ОТРАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧАХ
1. В. И. Смирнов. Отражательная плавка, Металлургиздат, 1952.
2. X. К- Аветисян. Металлургия черновой меди, Металлургиздат, 1954.
3. Р. Радд л. Физическая химия пирометаллургии меди, ИЛ, 1955.
4. Д. А. Д и о ми д о® с к и й. Печи цветной металлургии, Металлургиздат,
1956.
5. В. И. С м и р и о в и А. И. Тихоне®. Обжиг медных руд и концентра-
тов, Металлургиздат, 1958.
6. Д. А. Д и о м и д о в с к и й, Л. М. Шалыгин, А. А. Г а л ь н б е к.
И. А. Ю ж а н и д о в. Расчеты пиропроцессов и печей цветной метал-
лургии, ЛГИ, 1957—1958.
7. Ф. М. Лоскутов, А. А. Цейдлер. Расчеты по металлургии тяжелых
цветных металлов, Металлургиздат, 1948.
8. В. И. С м и р и о в. Металлургия меди и никеля, Металлургиздат, 1950.
9. Л. М. Газарян. Пирометаллургия меди, Металлургиздат, 1960.
10. А. А. Цейдлер. Металлургия меди и никеля, Металлургиздат, 1958.
11. Н. П Диев, С. А. Верменичев, А. С. П е н ь к о. Отражательная
плавка медных руд и концентратов, Металлургиздат, 1954.
12. В А. Ванюков. Плавка медных руд и концентратов Казахстана, Ме-
таллу ргиздат, 1947.
13. Д. М. Ч и ж и к о в. Металлургия тяжелых цветных металлов, Изд.
АН СССР, 1948.
14. М. А. Михее®. Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1956.
15. А. Я. Михайленко, В. В. Кр а пух ин. Печи цветной металлургии,
Металлургиздат, 1959.
16. Коллектив авторов под ред. М. А. Глинкова. Металлургические печи,
Металлургиэдат, 1950.
17. В. П. Линче век и й. Топливо и его сжигание, Металлургиздат, 4959.
18. М. X. Карапетянц. Химическая термодинамика, Госхимиздат, 1953.
19. Э. В. Б ри цхе, А. Ф. К апусти и ский и др. Термические константы
неорганических веществ, Изд. АН СССР, 1949.
20. Справочник металлурга по цветным металлам под ред. Н. Н. Мурача,
т. I, Металлургиздат, 1953.
21. Справочник металлурга по цветным металлам под ред. Н. Н. Мурача, ч. II,
Металлургиздат, 1946.
22. Краткий справочник физико-химических величин под ред. К. П. Ми-
щенко и А. А. Раздели. Гоохимиздат, 1959.
23. Справочник химика под ред. Б. В. Некрасова, Госхимиздат, 1954.
24. Д. А. Д и о м и д о в с к и й. Металлургические печи цветной металлургии,
Металлургиздат, 1961.
ГЛАВА V
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ ЭЛЕКТРОПЛАВКИ
МЕДНО-НИКЕЛЕВОИ РУДЫ
§ 1. ЗАДАНИЕ
Рассчитать процесс электроплавки и печь для переработки
медно-никелевой руды. Исходные данные для расчета:
1. Производительность печи по твердой шихте 400 т/сутки.
2. Состав руды на сухую массу, %: 2,1 Ni; 1,0 Си; 19,0 Fe;
7,0 S; 37,0 SiO2; 16,0 MgO; 2,0 СаО; 8,0 Д12О3.
Влажность руды, поступающей в плавку, 3%.
Сульфидными минералами руды являются пентландит, халь-
копирит, пирротин; окисленное железо находится в форме ге-
матита.
3. Обороты — весь конвертерный шлак от переработки
штейна.
4. Состав известняка, %: 52,0 СаО; 5,0 SiO2.
5. Состав кварцевого флюса для конвертеров, °/0: 77,0 SiO2;
8,0 СаО; 5,0 FeO; 7,0 А12О3; 3,0 прочие.
§ 2. РАСЧЕТ РАЦИОНАЛЬНОГО СОСТАВА РУДЫ
Подробный пример расчета рационального состава рудного
сырья по данным элементарного химического состава был дан
ранее в гл. IV. Поэтому в табл. 57 приводятся окончательные
результаты расчета. НЧ
Ввиду того что содержание внешней влаги в руде может
меняться в зависимости от различных переменных факторов,
как-то: времени года, условий транспортировки, хранения и под-
готовки руды и т. д., эта величина выносится за сумму 100%
остальных компонентов руды.
§ 3. РАСЧЕТ ПЫЛИ
Унос в пыль в рудоплавильной электропечи весьма ограничен
вследствие относительно небольшого количества отходящих га-
зов, образующихся в печи, и их умеренной скорости. Величина
механического уноса в пыль при плавке необожженной шихты
Расчет степени десульфуризации при плавке
20 Г
Таблица 57
Рациональный состав медно-никелевой руды, кг или %
Соединения Количе- ство, кг или % Ni Си Fe s о S1O„ MgO CaO A12O3 Про- чие нго
NiFeS2 CiiFeSg Fe7Sg Fe2O3 SiO2 MgO CaO A12Os Прочие H2O 6,36 2,88 9,44 14,90 37,0 16,0 2,0 8,0 3,42 3,0 2,1 1,0 1,99 0,88 5,71 10,42 2,27 1,0 3,73 4,48 37,0 16,0 2,0 8,0 3,42 3,0
Итого: 103,0 2,1 1,0 19,0 7,0 4,48 37,0 16,0 2,0 8,0 3,42 3,0
в электропечах составляет 0,25—0,5% от веса твердой загрузки.
При содержании в шихте летучих компонентов пылевынос воз-
растает из-за химического уноса.
Учитывая относительную крупность кусков шихты и замет-
ную влажность руды, примем пылеунос равным 0,25%.
Принимая в первом приближении, что механический унос
каждого компонента руды пропорционален его содержанию, и
пренебрегая химическими изменениями отдельных компонентов
уноса до момента ухода их из печи (диссоциация, окисление и
пр.), получим состав пыли, образующейся из 100 кг сухой руды,
аналогичный составу самой руды (табл. 58).
Вычитая из количества каждого компонента исходной ру-
ды величину уноса этого компонента в пыль, получим состав за-
грузки, непосредственно участвующей в процессе плавления
шихты (табл. 59).
§ 4. РАСЧЕТ СТЕПЕНИ ДЕСУЛЬФУРИЗАЦИИ ПРИ ПЛАВКЕ
1. Исходные положения
Степень десульфуризации при плавке необожженной руды
или концентрата в электрической печи обусловливается диссо-
циацией высших сульфидов шихты и реакциями окисления сер-
нистого железа высшими его окислами («твердым кислоро-
дом»). Правильный учет их возможен только, как и при отража-
тельной плавке, после составления баланса распределения маг-
нетита по материалам и продуктам процесса (руда, штейн, кон-
202 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Состав пыли, образую
Соединение Количество Ni Си I 7е S
кг % кг % кг % кг % кг %
NiFeS2 CuFeS2 Fe,Sg Fe2O3 SiO2 MgO CaO . Al2o3 Прочие 0,016 0,008 0,024 0,037 0,091 0,040 0,005 0,020 0,009 6,36 2,88 9,44 14,90 37,0 16,0 2,0 8,0 3,42 0,005 2,1 0,003 1,0 0,005 0,002 0,015 0,026 1,99 0,88 5,71 10,42 0,006 0,003 0,009 2,27 1,0 3,73
Итого . . 0,250 100,0 0,005 2,1 0,003 1,0 0,048 19,0 0,018 7,0
Состав рудной загрузки, непосредственно
(на сухую
Количество Ni Си Fe S
Соединение кг % кг % кг % кг % кг %
NiFeS2 CuFeS2 Fe7S8 Fe2O3 SiO2 MgO CaO A12O3 Прочие 6,344 2,872 9,416 14,863 36,909 15,960 1,995 7,980 3,411 6,36 2,88 9,44 14,90 37,0 16,0 2,0 8,0 3,42 2,095 2,1 0,997 1,0 1,985 0,878 5,695 10,394 1,99 0,88 5,71 10,42 2,264 0,997 3,721 2,27 1,0 3,73
Итого . . 99,750 100,0 2,095 2,1 0,997 1,0 18,952 19,0 6,982 7,0
Расчет степени десульфуризации при плавке
203
Таблица 58
щейся в электропечи
С SiO2 MgO СаО А12О3 Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг %
0,011 4,48 0,091 37,0 0,040 16,0 0,005 2,0 0,020 8,0 0,009 3,42
0,011 4,48 0,091 37,0 0,040 16,0 0,005 2,0 0,020 8,0 0,009 3,42
Таблица 59
участвующей в процессе плавления шихты
массу)
О SiO2 MgO СаО А12Оа Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг %
4,469 4,48 36,909 37,0 15,960 16,0 1,995 2,0 7,980 8,0 3,411 3,42
4,469 4,48 36,909 37,0 15,960 16,0 1,995 2,0 7,980 8,0 3,411 3,42
204 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
вертерный и отвальный шлаки). До составления такого баланса
величиной десульфуризации, обусловленной реакциями окисле-
ния сульфида железа, приходится задаваться, проверяя приня-
тую величину впоследствии и в случае надобности производя
пересчет.
2. Предварительное определение степени десульфуризации
Рассчитываем диссоциацию высших сульфидов никеля, меди
и железа.
Пентландит
3NiFeS2 —» Ni3S2 ф- 3FeS ф- S.
Образуется Ni3S2
2,095- = 2,852 кг(2,095 кг Ni; 0,757 кг5).
177
Образуется FeS
2,095--^- = 3,114 кг(1,985 кг Fe; 1,129 кг S).
177
Свободной серы
2,095- = 0,378 кг.
177
Халькопирит
2CuFeS2 Cu2S ф- 2FeS ф- S.
Образуется Cu2S
0,997--^-= 1,246 кг (0,997 кг Си; 0,249 кг S).
127 ’ ' ’
Образуется FeS
Q 997.JL§§_ = 1,377 кг(0,878 кг Fe; 0,499 кгS).
127 '
Свободной серы
0,997--^- = 0,249 кг.
127
Пирратин
Fe-Ss -> 7FeS ф- S’
Образуется FeS
5,695-— = 8,951 кг (5,695 кг Fe; 3,256 кг S)
7-56 V '
Расчет степени десульфуризации при плавке 205
Свободной серы
5,695- — = 0,465 кг.
7-56
Всего удаляется серы вследствие диссоциации высших суль-
фидов
0,378 + 0,249 + 0,465 = 1,092 кг.
В руде, поступающей в плавку, содержится 14,863 кг гемати-
та. Этот гематит реагирует с сульфидом железа по реакции
3Fe2O3 + FeS 7FeO + SO2.
Окисляется серы
14,863-= 0,991 кг.
3-160
Образуется SO2
14,863-—^-= 1,982 кг(0,991 кг О).
3-160
Образуется FeO
14,863--^- = 15,595 кг(12,117 кг Fe; 3,478 кг О).
3-160
Расходуется FeS
14,863-—= 2,714 кг(1,723 кг Fe; 0,991 кг S).
3-160
Всего удаляется серы вследствие диссоциации сульфидов и
окисления гематитом руды
1,092 + 0,991 = 2,083 кг.
Степень десульфуризации при этом будет
-^-о83.100^30%.
6,982
Принимаем, что магнетитом конвертерного шлака окисляется
5% серы, поступившей в плавку. Тогда общая степень десульфу-
ризации при плавке 35%.
Всего удаляется серы
6,982 • 0,35 = 2,444 кг.
Переходит серы в штейн
6,982 — 2,444 = 4,538 кг.
206 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
3. Предварительный расчет штейна и конвертерного шлака
Находим ориентировочно состав и количество штейна и кон-
вертерного шлака при условии содержания серы в штейне 25%.
Количество штейна
4 538.-122- = 18,15 кг.
25
Исходя из низкого содержания меди и никеля в руде, прини-
маем ограниченное извлечение этих компонентов в штейн 90%
(прямое извлечение без учета уноса в пыль).
Количество Ni в штейне
2,095 • 0,9 = 1,885 кг.
Количество Си в штейне
0,997-0,9 = 0,897 кг.
Содержание Ni в штейне
-1^1-100 = 10,4 %.
18,15
Содержание Си в штейне
-2^221.100 = 4,9%.
18,15
Общее содержание Ni + Си в штейне
10,4 + 4,9 = 15,3%.
Принимая сумму никеля и меди за медь по табл. 33 и рис. 14
(см. стр. 116 и 120), определяем содержание кислорода в штей-
не, равное 5% (для штейна, содержащего 3% прочих).
Содержание Fe3O4 в штейне
5-—= 18,1%.
64
Содержание Fe в штейне по табл. 33 равно 51%, содержание
FeS « 59°/0.
Содержание суммы никеля и меди в конвертерном шлаке оп-
ределяем с помощью рис. 18 (~2%), допуская, что для медно-
никелевых штейнов приблизительно справедливы соотношения
компонентов штейна и конвертерного шлака, установленные для
медных штейнов.
Содержание в конвертерном шлаке:
2,0----12l1— = 1,36% Ni;
10.44-4,9
Расчет степени десульфуризации при плавке
207
2,0-
4,9
10,4^4,9
— 0,64% Си;
1,36- — = 1,85% NiA;
0,64- — =0,80% Cu2S.
Содержание FeS в конвертерном шлаке по графику (см.
рис. 19) равно ~11%.
Содержание SiO2 и Fc3O4 в конвертерном шлаке определяем
из тех же соображений, которые приводились в гл. 4. Согласно
рис. 17, балансовое содержание SiO2 и Fe3O4 в конвертерном
шлаке соответственно составит 24 и 17%. Исходя из того что
количество Fe3O4 в конвертерном шлаке на 10—20% выше, чем
количество Fe3O4 в штейне, при условии насыщения штейна маг-
нетитом, найдем содержание Fe3O4 в шлаке:
17-1,15 = 19,5%.
Соответствующее этому содержанию Fe3O4 содержание SiO2
в конвертерном шлаке (см. рис. 15) равно ~22%.
Некоторые никелевые заводы работают на более кислых кон-
вертерных шлаках, что полезно для дальнейшей переработки
шлаков, но вызывает усиленный износ футеровки конвертеров.
Исходя из относительной чистоты конвертерного флюса
(77% SiO2), содержание прочих в конвертерном шлаке, включая
СаО и А12О3, принимаем невысоким — 5%.
В конвертерном шлаке содержится:
100 — (1,85 + 0,80 + 11,0 -J- 22,0 + 19,5 + 5,0) = 39,85 % FeO;
39,85-— = 31,0% FeB FeO;
72
19,5-— = 14,1% Fe в Fe3O4;
232
1^0-— = 7,0% Fe в FeS.
88
Общее содержание Fe в конвертерном шлаке:
31,0 + 14,1 + 7,0 = 52,1%.
При конвертировании из 18,15 кг штейна получится конвер-
терного шлака
18,15--^-= 17,75 кг.
0,521
При сливе конвертерного шлака в электропечь из него выде-
ляется при отстаивании штейн того же состава, что и исходный.
208 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Вследствие значительного перегрева шлаковой ванны в электро-
печи извлечение Ni + Си из конвертерного шлака при электро-
плавке принимаем более высоким, чем при отражательной плав-
ке, — 85%.
Тогда из 17,75 кг конвертерного шлака в электропечи полу-
чится штейна
17,75 -2 0,85 — 1,97 кг.
0,153
Из этого штейна образуется конвертерного шлака
197._0i51 = 193
0,521
Из этого конвертерного шлака получится штейна
1,93-°,02'°’85= 0,21 кг.
0,153
Из этого штейна образуется конвертерного шлака
0,21--^ = 0,20 кг.
0,521
Общее количество штейна, приходящееся на 100 кг сухой
руды:
18,15 + 1,97 + 0,21 = 20,33 кг.
Общее количество конвертерного шлака, получаемое из это-
го штейна:
17,75 + 1,93 + 0,20 = 19,88 кг.
В этом штейне содержится
20,33-0,181 = 3,68 кг Fe3O4.
В конвертерном шлаке содержится
19,88- 0,195 = 3,88 кг Fe3O4.
4. Предварительный расчет отвального шлака
Для определения количества магнетита, уходящего в отваль-
ный шлак, определяем ориентировочно состав и количество от-
вального шлака по основным шлакообразующим компонентам.
Количество FeO в отвальном шлаке находим по общему ко-
личеству железа в материалах и продуктах плавки, считая вна-
чале, что все железо в отвальном шлаке находится в форме FeO-
Количество Fe в руде, поступающей в плавку, 18,952 кг.
Количество Fe в конвертерном шлаке.
19,88 • 0,521 = 10,37 кг.
Расчет степени десульфуризации при плавке 209
Всего поступает в плавку
18,952 + 10,37 = 29,322 кг.
Количество Fe в штейне
20,33 0,51 = 10,37 кг.
Уходит Fe в отвальный шлак
29,322—10,37= 18,952 кг.
Количество FeO в отвальном шлаке
18,952- — -24,4 кг.
56
Количество SiO2 в руде 36,909 кг.
Количество SiO2 в конвертерном шлаке
19,88 • 0,22 = 4,38 кг.
Количество SiO2 в отвальном шлаке
36,909 + 4,38 = 41,289 кг.
Количество перешедших из руды MgO, СаО, Л12О3 в отваль-
ном шлаке, кг:
15,960 MgO; 1,995 СаО; 7,980 А12О3; всего 25,935.
Состав отвального шлака по основным шлакообразующим:
кг %
FeO .... 24,4 26,55
SiO2 . . . 41,289 45,20
MgO . . . 15,960 17,36
СаО .... 1,995 2,17
А120э . . - 7,980 8,72
Итого . 91,624 100,00
В том числе 2(MgO + СаО+А12О3) =25,935 кг, или 28,25%.
Для оценки свойств этого шлака воспользуемся прежде все-
го диаграммой плавкости тройной системы FeO — MgO — SiO2
(см. рис. 21). Считая сумму MgO, СаО, А12О3 за MgO, получаем,
что температура плавления шлака равна ~1560°.
Обратившись к диаграмме FeO — А12О3—SiO2 (см. рис. 22),
считая сумму MgO, СаО, А12О3 за А12О3, получаем температуру
плавления шлака равной '-'1250—1300°.
Исходя из соотношения в шлаке MgO : А12О3 — 2:1, темпера-
туру плавления его можно принять 1460—1480°. С учетом при-
сутствия в шлаке некоторого количества СаО, понижающего
температуру плавления магнезиально-глиноземистых шлаков,
14 Заказ 761
210 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
температуру плавления нашего шлака, наиболее близкую к дей-
ствительной, можно принять порядка 1450°.
Шлак с указанной температурой плавления удовлетворяет
условиям электроплавки, тепловые возможности которой позво-
ляют достигать высокой температуры перегрева шлаковой ван-
ны, однако расход, электроэнергии и износ футеровки при этом
будут повышенными. Кроме того, довольно высокое содержание
в шлаке А12О3 неизбежно приведет к тому, что часть глинозема
будет находиться в форме шпинелей, сильно повышающих вяз-
кость шлака, что в свою очередь потребует еще большего пере-
грева ванны. Учитывая, что температура плавления меднонике-
левого штейна не превышает 1250° и поэтому нет необходимости
иметь шлак с повышенной температурой плавления, следует
прибегнуть к подфлюсовке получающегося шлака. Флюсовкой
следует по возможности понизить содержание в шлаке MgO,
который обусловливает его особую тугоплавкость. Одновремен-
ное снижение содержания А12О3 в шлаке также положительно
скажется на его свойствах. В качестве флюса могла бы служить
железная руда. Повышение содержания FeO в шлаке в сочета-
нии со снижением содержания MgO и А12Оз, как эго видно из
диаграммы плавкости (см. рис. 21—22), весьма благоприятно
сказывается на свойствах шлака. Одновременно флюсовка же-
лезной рудой, основным компонентом которой является гематит
Fe2O3, вызвала бы повышение степени десульфуризации при
плавке, приводя к получению более богатых штейнов. Флюсовка
железной рудой может быть применена, если поблизости от ме-
таллургического завода имеется месторождение дешевых желез-
ных руд.
Помимо железной руды, в качестве флюса может быть ис-
пользован известняк. Даже небольшая замена MgO на СаО
в шлаке приводит к значительному понижению его температуры
плавления. Применяя в качестве флюса известняк, надо иметь
в виду, что большое увеличение содержания СаО в шлаке, нахо-
дящегося преимущественно в форме моносиликата, в условиях
относительно высокого содержания А12О3, приводит к повышен-
ному образованию шпинелей, увеличивающих вязкость. Поэтому
флюсовка известняком должна быть умеренной с тем, чтобы
шлак оставался достаточно кислым.
Следует особо отметить, что большие тепловые возможности
электропечи в принципе позволяют вести процесс и на тугоплав-
ких высокомагнезиальных шлаках без применения подфлю-
совки. Поэтому целесообразность использования в нашем случае
известкового флюса будет определяться экономическими сооб-
ражениями. Она окажется рентабельной, если затраты на флюс
будут меньше, чем полученная в результате применения флюса
экономия электроэнергии при плавке, сокращение расхода огне-
Расчет степени десульфуризации при плавке
211
упорных материалов, повышение извлечения и т. д. Таким обра-
зом, окончательно вопрос использования флюса должен решать-
ся экономическим расчетом.
Необходимое количество известняка определяем исходя из
положения, что для существенного понижения температуры
плавления шлака отношение MgO: СаО в шлаке не должно пре--
вышать 2:1.
Исходя из количества MgO в шлаке 15,96 кг и соотношения
MgO : СаО = 1,5 : 1, определяем необходимое количество в шла-
ке СаО:
15,96
—-— = 10,63 кг.
1,5
Из этого количества 1,995 кг уже содержится в шлаке.
С флюсом следует подать
10,63— 1,995 = 8,635 кг.
Общая масса шлака по основным шлакообразующим со-
ставит
91,624 + 8,635 = 100,259 кг.
Состав шлака по основным шлакообразующим:
кг %
FeO............ 24,4 24,34
SiO2 .............. 41,289 41,18
MgO............ >5,96 15,92
СаО............ 10,63 10,60
А12О3 .... 7,98 7,96
Итого . . 100,259 100,00
В том числе 2(MgO + CaO+Al2O3) =34,57 кг, или 34,48%.
Определяем свойства полученного шлака. Из диаграммы
FeO — MgO — SiO2 (см. рис. 21), считая 2MgO, СаО, А120з за
MgO, находим /Пл ~ 1650°. Из диаграммы FeO — А12О3 — SiO2
(см. рис. 22), считая SMgO, СаО, А12О3 за А12Оз, находим /Пл ~
~ 1450°. Из диаграммы FeO —СаО — SiO2 (см. рис. 20), считая
SMgO, СаО, А12О3 за СаО, находим /пл 1050°.
По соотношению MgO и А12О3 и найденным температурам
1650 и 1450° температуру плавления шлака можно принять рав-
ной ~1580°. Исходя из соотношения (MgO + А12Оз) : СаО и
температур 1580 и 1050°, температуру плавления шлака можно
принять равной ~1400°.
Указанное значение температуры плавления, полученное на
основании рассмотрения диаграммы плавкости тройных систем,
является приближенным, так как в действительности шлак пред-
ставляет многокомпонентную систему, состоящую более чем из
пяти окислов. Поэтому в данном случае следует относиться с ос-
торожностью к полученной величине температуры плавления
14*
212 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
шлака и для контроля ее обратиться к данным заводской прак-
тики.
Исследования и заводская практика электроплавки медно-
никелевых руд на высокомагнезиальные шлаки показывают, что
флюсовка таких шлаков известняком приводит к более значи-
тельному понижению температуры плавления, чем это может
следовать из рассмотрения диаграмм плавкости тройных систем.
В частности, исследования свойств шлака завода «Печенгани-
кель», содержащих до 19-—20% MgO в неподфлюсованном шла-
ке, показывают, что флюсовка известняком до соотношения
MgO : СаО порядка 1,5:1 дает снижение температуры плавле-
ния шлака примерно на 100°. Исходя из этих данных, следует
считать полученную температуру плавления 1400° несколько за-
вышенной. Поскольку принятое нами соотношение MgO : СаО =
= 1,5: 1 является достаточно низким, есть все основания пола-
гать, что действительная температура плавления шлака окажет-
ся не выше 1350°.
х Шлак указанной температуры плавления уже может считать-
ся вполне приемлемым для получения в электропечи. Так как
при принятом количестве флюса шлак продолжает оставаться
достаточно кислым (—41% SiO2 к сумме основных шлакообра-
зующих), то заметного увеличения вязкости шлака вследствие
повышенного образования шпинелей не приходится опасаться.'
5. Баланс магнетита при электроплавке
Определив оринетировочно количество и состав шлака, на-
ходим количество магнетита, содержащегося в шлаке. Для уме-
ренно кислых шлаков отражательной плавки (см. стр. 126) со-
держание Fe3O4 в шлаке составляет обычно 5—6%. Для отваль-
ного шлака электроплавки эта величина может быть принята бо-
лее низкой, так как интенсивное конвекционное движение шла-
ковой ванны в электропечи в сочетании с высокой температурой
шлака способствует более полному восстановлению магнетита
сульфидом железа.
Принимаем содержание Fe3O4 в шлаке 4%. Количество Fe3O4
в шлаке, считая, что основные шлакообразующие составляют
около 90% массы шлака, будет
100,259 . .г-
-— -----0,04 = 4,45 кг ,
0,9
Всего из печи со штейном и отвальным шлаком уходит
3,68 + 4,45 = 8,13 /caFe3O4.
С конвертерным шлаком в печь поступает всего 3,88 кг Fe3O4.
Таким образом, магнетита, поступающего в печь с конвертерным
Расчет степени десульфуризации при плавке 213
шлаком, не хватает на насыщение штейна и отвального шлака,
не говоря уже о восстановлении избыточной части магнетита.
Отсюда следует, что первоначально принятая картина распреде-
ления высших окислов железа между продуктами и материала-
ми процесса не соответствует действительности.
Поскольку загружаемая руда содержит значительное коли-
чество гематита, в печи имеются все условия для насыщения
штейна и отвального шлака магнетитом, поэтому полученные
данные по содержанию в этих продуктах РезО4 можно признать
правильными. Подтверждением этому служат данные завода
«Печенганикель», медноникелевые электропечные штейны кото-
рого, полученные при переработке руд такого же типа, как и
принятые в расчете, содержали до 19—25% Fe3O4.
Дефицит магнетита в нашем случае должен быть покрыт вос-
становлением части гематита руды до магнетита. Баланс распре-
деления высших окислов в целом будет следующим. Гематит
руды частью восстанавливается до FeO, частью до FesO4. Магне-
тит конвертерного шлака полностью распределяется между
штейном и отвальным шлаком. Степень десульфуризации за
счет твердого кислорода будет обусловлена только восстановле-
нием гематита руды до FeO и РезО4.
В ряде случаев может наблюдаться иная картина. Если ис-
ходные руда или концентрат, загружаемые в печь, содержат
очень небольшое количество высших окислов железа, а магнети-
та конвертерного шлака не хватает на насыщение штейна и от-
вального шлака, то состав получаемого штейна будет существен-
но отличаться от теоретического. Это отличие выразится в пони-
женном против теоретического содержания FesO4 и соответст-
венно более высоком содержании сульфида железа. Как следст-
вие, содержание серы в таких штейнах может достигать 26—27%
и даже выше. Одновременно содержание РезО4 в отвальных
шлаках в этом случае составит менее 4—5%.
6. Окончательное определение степени десульфуризации
Теперь подсчитываем степень десульфуризации для приня-
тых составов продуктов и материалов плавки.
По реакции
10 Fe2O3 + FeS7Fe. О4 + SOa
образуется
8,13 — 3,88 = 4,25 кг Fe3O4.
Окисляется серы
4,25-—^— = 0,084 кг
7-232
214 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
и восстанавливается
4,25-^°° = 4,18 кг Fe2O3.
7-232
По реакции
3Fe2O3 -F FeS —> 7FeO + SO2
восстанавливается
14,863 — 4,18= 10,683 кг Fe2O3
и окисляетсд серы
10,683-^ = 0,711 кг.
3-160
Всего окисляется серы «твердым кислородом» шихты
0,084 + 0,711 = 0,795 кг.
Следовательно, в результате диссоциации высших сульфидов
а окисления удаляется серы
1,092 + 0,795 = 1,887 кг.
Степень десульфуризации при плавке
100 = 27%.
6,982
Поскольку полученная степень десульфуризации значительно
отличается от ранее принятой (35%), необходимо пересчитать
основные показатели процесса.
Переходит серы в штейн
6,982 — 1,887 = 5,095 кг.
В процессе электроплавки получаются бедные штейны, по-
этому в соответствии q данными табл. 33 содержание серы в
штейне следует принять несколько выше 25%. Полученный ра-
нее штейн содержал — 15% Ni + Си. Сейчас, поскольку факти-
ческая степень десульфуризации оказывается ниже ранее приня-
той, содержание Ni + Си в штейне будет около 13%. Исходя из
этого содержание серы в штейне принимаем 25,5%.
Количество штейна на 100 кг исходной сухой руды
5,095- _И®_= 19 97 кг.
25,5
Содержание Ni в штейне
Расчет степени десульфуризации при плавке 215
Содержание Си в штейне
19,97
Общее содержание Ni + Си в штейне
9,45 + 4,50 = 13,95%-
Содержание кислорода в таком штейне по графику (см.
рис. 14) равно ~5,3%.
Содержание Fe3O4 в штейне
5,3— = 19,2%.
64
Содержание Fe в штейне по табл. 33 составляет 52%, а со-
держание FeS ~60%.
Учитывая, что состав штейна изменился незначительно по
сравнению с первоначально принятым, содержание Ni, Си и FeS
в конвертерном шлаке оставляем без изменений.
Балансовое содержание SiO2 и Fe3O4 в конвертерном шлаке
соответственно составит (см. рис. 17) 23,7 и 17,3%. Содержание
Fe3O4 в шлаке
17,3-1,15 = 19,9%.
Соответствующее этому содержанию Fe3O4 содержание SiO2
в конвертерном шлаке (см. рис. 15) равно 21%.
В конвертерном шлаке содержится:
FeO
100 — (1,85 + 0,80 + 11,0 + 21,0 + 19,9 + 5,0) = 40,45%;
Fe в FeO
40,45— = 31,4%,
72
Fe в Fe3O4
19,9-— = 14,4%.
232
Общее содержание Fe
31,4 + 14,4 + 7,0 = 52,8%.
Подсчитываем общее количество штейна и конвертерного
шлака.
Из 19,97 кг штейна получится конвертерного шлака
19 97. = 19 67 кг.
0,528
Из этого шлака выделится штейна
19б7-°’02'°’-85 = 2,40 кг.
0,1395
216 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Из этого штейна получится шлака
2,40-^ = 2,36 кг.
0,528
Из этого шлака выделится штейна
2,36 •(^П-85 = 0,29 кг.
0,1395
Из этого штейна получится шлака
0,29-^--= 0,28 кг.
0,528
Общее количество штейна
19,97 + 2,40 + 0,29 = 22,66 кг.
©б“щее количество конвертерного шлака
19,67 + 2,36 + 0,28 = 22,31 кг.
В штейне содержится
22,66 • 0,192 = 4,35 кг Fe3O4.
В конвертерном шлаке содержится
22,31 -0,199 = 4,44 кг Fe3O4.
Подсчитываем количество отвального шлака.
Количество FeO в отвальном шлаке 24,4 кг (так как в печь
заливается весь конвертерный шлак, получаемый при продувке
штейна, то количество железа в отвальном шлаке практически
не зависит от состава штейна и конвертерного шлака).
Количество SiO2 в конвертерном шлаке
22,31 -0,21 = 4,68 кг.
Количество SiO2 в отвальном шлаке
36,909 + 4,68 = 41,589 кг.
Количество MgO, СаО и А12О3 в отвальном шлаке остается
без изменения.
Поскольку количество основных компонентов отвального
шлака практически почти не изменилось, все высказанные выше
соображения относительно свойств шлака остаются в силе, по-
этому количество флюса оставляем прежним.
Тогда общая масса шлака с учетом флюсов будет
24,4 + 41,589 + 25,935 + 8,635 = 100,559 кг.
Расчет •штейна и конвертерного шлака 217
Количество Fe3O4 в шлаке
100,559
-—•-----0,04 = 4,47 кг.
о,9
Всего со штейном и отвальным шлаком уходит
4,35 4- 4,47 = 8,82 кг Fe3O4.
По реакции
10Fe2O3 + FeS 7Fe3O4 + SO2
образуется
8,82 — 4,44 = 4,38 кг Fe3O4,
окислится серы
4,38—^- = 0,088 кг,
7-232
восстановится
4 38.10^60^ j F о
7.232
По реакции
3Fe2O3 + FeS -> 7FeO + SO2
восстановится
14,863 — 4,31 = 10,553 кг Fe2O3,
окислится серы
10,553—— = 0,705 кг.
3-160
Всего окисляется серы «твердым кислородом» шихты
0,088 + 0,705 = 0,793 кг.
Общее количество удаляемой серы
1,092 + 0,793 = 1,885 кг.
Степень десульфуризации при плавке
100 — 27%,
6,982
что соответствует принятому исправленному значению,
§ 5. РАСЧЕТ ШТЕЙНА И КОНВЕРТЕРНОГО ШЛАКА
Ориентировочный состав штейна и конвертерного шлака был
определен выше, при расчете степени десульфуризации. Здесь
только уточняется рациональный состав штейна по содержанию
Ki3S2, Cu2S и FeS и состав конвертерного шлака по содержанию
прочих и FeO.
218 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
1. Рациональный состав штейна
Уточняем рациональный состав штейна.
Содержание Ni3S2 в штейне
3,45- — = 12,87%,
177
в нем S
9,45—^-= 3,42%.
177
Содержание Cu2S в штейне
4,50-— = 5,63%,
127
в нем S
4,50- — = 1,13%.
127
Содержание серы в форме FeS
25,5 — (3,42 + 1,13) = 20,95о/о.
Содержание FeS в штейне
20,95—= 57,60%,
в нем Fe
20,95-— = 36,60%.
32
Содержание Fe в форме Fe3O4
19,2.-^= 13,9%.
232
Общее содержание Fe в штейне
36,60 + 13,90 = 50,50%.
Содержание прочих в штейне
100— (12,87 + 5,63 + 57,65 + 19,20) = 4,65%.
Полученное содержание прочих в штейне оказывается ненор-
мально высоким. Обычно содержание прочих не превышает
3—3,5%, поэтому состав штейна нуждается в дальнейшем уточ-
нении.
Ненормально высокое содержание прочих получилось пото-
му, что мы ориентировались на теоретические составы медных
штейнов, в которых при данном содержании основного метал-
ла — меди количество серы, связанной в главный сульфид Cu2S,
заметно меньше, чем в случае медноникелевого штейна с тем же
Расчет штейна и конвертерного шлака 219
содержанием Ni + Си. Поэтому при данном содержании Ni +
+ Си содержание серы в медноникелевом штейне выше, чем в
медном, и зависит, помимо содержания Ni + Си, также и от со-
отношения Ni: Си.
Исходя из сказанного содержание серы в штейне принимаем
более высоким, равным примерно 26%, и производим перерасчет
состава штейна.
Количество штейна на 100 кг сухой руды
5,095-— = 19,60 кг.
26
Содержание Ni в штейне
1^85. ЮО = 9,63%.
19,60
Содержание NisS2 в штейне
9,63-—= 13,10%,
177
в нем S
9,63--—= 3,47%.
177
Содержание Си в штейне
0^.100 = 4,58%.
19,60
Содержание Cu2S в штейне
4,58-—= 5,74%,
127
в нем S
4,58-— = 1,16%.
127
Содержание Ni + Си в штейне
9,63 + 4,58 = 14,21%.
Содержание S в форме FeS
26,0— (3,47 + 1,16) = 21,37%.
Содержание FeS в штейне
21,37- —= 58,65%,
32
в нем Fe
21,37- — = 37,28%.
32
220 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Содержание РезО4 практически не изменится при уточнении
состава штейна.
Общее содержание Fe в штейне
37,28 + 13,90 = 51,18%.
Содержание прочих в штейне
100— (13,10+5,74 + 58,65 +19,20) = 3,31 %.
2. Рациональный состав конвертерного шлака
Уточняем рациональный состав конвертерного шлака.
Исходя из того, что практически все железо штейна перехо-
дит в конвертерный шлак, количество железа в конвертерном
шлаке, получающемся при продувке 19,60 кг штейна, будет
19,60-0,5118 = 10,03 кг.
Считаем, что все прочие штейна полностью переходят в кон-
вертерный шлак. Количество прочих в конвертерном шлаке
19,60 • 0,0331 = 0,649 кг.
Рассчитываем содержание в конвертерном шлаке второсте-
пенных компонентов, переходящих в него из конвертерного
флюса.
Обозначим количество конвертерного шлака, получаемого из
19,60 кг штейна, х.
В соответствии с ранее принятым содержанием основных ком-
понентов в конвертерном шлаке их количество составит (кро-
ме FeO):
Ni3S2 ............0,0185 х
Cu2S................0,008 х
FeS.................0,110 x
Fe3O4...............0,199 x
SiO2................0,210 x
Считая, что второстепенные компоненты кварцевого конвер-
терного флюса СаО, FeO, AI2O3 и прочие полностью переходят
в конвертерный шлак, находим количество этих компонентов
в шлаке.
При содержании в конвертерном шлаке 21% SiO2 и заданном
составе кварцевого флюса количество примесей флюса, перехо-
дящих в конвертерный шлак, составит
8,0
СаО ......................0,21 -т-х= 0,0218 х
77,0
5,0
FeO.......................0,21----х=0,0136х
77,0
Расчет штейна и конвертерного шлака
221
7,0
А12О3..................0,21 ^~цх = 0,0191 х
3,0
Прочие.................0,2177
Количество Fe в конвертерном шлаке в форме РезО4
0,199х—— = 0,144х.
232
Количество Fe в конвертерном шлаке в форме FeS
0,110х— = 0,070х.
88
Количество Fe в FeO конвертерного шлака, переходящее из
штейна:
10,03 — (0,144х + 0,070х) = 10,03 — 0,214х.
Количество FeO, соответствующее этому железу:
(10,03 —0,214х)-^- = 12,90 —0,275х.
Общее количество FeO в шлаке
12,90 — 0,275х + 0,0136% = 12,90 — 0,2614%.
Общее количество конвертерного шлака
х = 0,649 + 0,0185 х + 0,008 % + 0,110 % + 0,199 % + 0,21 % -ф
+ 0,0218 х + 0,0191 х + 0,0081 х + 12,90 — 0,2614 х.
Откуда х = 20,32 кг.
Содержание FeO в конвертерном шлаке
12,90 - 0,2614.20,32 . W() = 5
20,32
'Общее содержание Fe в конвертерном шлаке
100.(0,144 + 0,070) + 37,35-^- = 50,4%.
Содержание Fe в конвертерном шлаке за вычетом Fe, пере-
шедшего из кварцевого флюса:
50,4 — 1,36-— = 49,34%.
72
Общее содержние прочих в конвертерном шлаке
100 + 0,81 = 4,01%.
20,32
222 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
3. Количество штейна и конвертерного шлака
Подсчитываем теперь окончательно общее количество штей-
на и конвертерного шлака.
Из 100 кг сухой руды непосредственно получается 19,60 кг
штейна.
Из этого штейна получается конвертерного шлака 20,32 кг.
Из этого шлака выделится штейна
20,32-—02 °-’85 = 2,43 кг.
0,1421
Из этого штейна получится шлака
2 43 °’5118 _ 2>52 кг-
’ 'о,4934 ‘
Из этого шлака выделится штейна
2,52--’—°’85 = 0,30 кг.
0,1421
Из этого штейна получится шлака
0,30-°’ — = 0,31 кг.
0,4934
Общее количество штейна
19,60 + 2,43 + 0,30 = 22,33 кг.
Общее количество конвертерного шлака
20,32 + 2,52 + 0,31 = 23,15 кг.
На основании проведенных расчетов составляем табл. 60
состава и количества штейна и табл. 61 состава и количества
конвертерного шлака.
Ниже приведены заводские данные по составу штейнов элек-
троплавки, подтверждающие правильность расчетного штей-
на, %:
Си................... 4,32 7,95 6,80 5,61
Ni .................. 7,72 17,56 14,43 11,82
Fe ................. 54,50 45,60 46,40 43,40
S 28,12 24,20 23,27 25,50
Со 0,33 — — —
Fe3O4 — — 19-25
Состав и количество штейна Таблица 60
Прочие 3,31 3,31
П) к о 0,74
О 5,30 5,30
к ОО ОО
</) 3,47 1,16 21,37 26,0
«М И 0,77 0,26 4,77 5,80
Ф U- хо 37,28 13,90 51,18 1
<и ЬС 8,33 3,11 1 w‘ll
э О S? 1 4,58 4,58
П) itf ' 1,02 1,02
Z гк 9,63 9,63
си к 2,15 2,15
Количество ОтМЛО — —1 С" сосч со СО 1О СО сг> СО —* ю —< 00‘001
П) к СЧ 00 о ом* ОО) т—' СЧ г- сч~—Гсо'м о 22,33
Соединение • . - • . . • • . • . • • • . . • • . - . • оося „о g оэ емС/J и х — 3 <u щ £ zuu-i^C Итого
224 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
§ 6. РАСЧЕТ ОТВАЛЬНОГО ШЛАКА
1. Состав отвального шлака без подфлюсовки
Определяем количество отдельных компонентов в отвальном
шлаке без учета флюсов
N i з S 2
Поступает в процессе плавки с рудой 2,852 кг Ni3S2 (2,095 кг
Ni; 0,757 кг S).
Поступает с конвертерным шлаком 0,43 кг Ni3S2 (0,32 кг Ni;
0,11 кг S).
Всего поступает
2,852 4-0,43 = 3,282 кг Ni3S2 (2,095 + 0,32 = 2,415 кг Ni; 0,757 +
+ 0,11 =0,867 кг S).
Уходит из печи со штейном 2,92 кг Ni3S2 (2,15 кг Ni,
0,77 кг S).
Переходит в отвальный шлак
3,282 — 2,92 = 0,362 кг Ni3S2 (2,415 — 2,15 = 0,265 кг Ni; 0,867—
—0,77 = 0,097 кг S).
Cu2S
Поступает в процесс плавки с рудой 1,246 кг Cu2S (0,997 кг
Си; 0,249 кг S).
Поступает с конвертерным шлаком 0,19 кг Cu2S (0,15 кг Си;
0,04 кг S).
Всего поступает
1,246 + 0,19 = 1,436 кг Cu2S (0,997.4-0,15 = 1,147 кг Си; 0,249 +
+ 0,04 = 0,289 кг S).
Уходит из печи со штейном 1,28 кг Cu2S (1,02 кг Си;
0,26 кг S).
Переходит в отвальный шлак
1,436—1,28 = 0,156 кг Cu2S (1,147 — 1,02 = 0,0127 кг Си;
0,289 — 0,26 = 0,029 кг S):
FeS, FeO, Fе3 О4
Поступает в процесс плавки с рудой FeS в составе пентланди-
та 3,114 кг (1,985 кг Fe; 1,129 кг S), в составе халькопирита
1,377 кг (0,878 кг Fe; 0,499 кг S), в составе пирротина 8,951 кг
(5,695 кг Fe; 3,256 кг S).
Всего поступает в плавку в составе руды
3,114 + 1,377 + 8,951 = 13,442 кг FeS (1,985 4-0,878 + 5,695 =«
= 8,558 кг Fe; 1,129 + 0,4994-3,256 = 4,884 кг S).
Поступает с конвертерным шлаком 2,55 кг FeS (1,62 кг Fe;
0,93 кг S).
Всего поступает в плавку
13,442-|-2,55 = 15,992 кг FeS (8,558+ 1,62 = 10,178 кг Fe;
4,884 + 0,93 = 5,814 кг S).
Расчет отвального шлака 225
-----------------------------------------------------1---
Уходит из печи со штейном 13,10 кг FeS (8,33 кг Fe;
4,77 кг S).
Остается в печи
15,992—13,10 = 2,892 кг FeS (10,178 — 8,33= 1,848 кг Fe;
5,814 — 4,77 = 1,044 кг S).
Из этого количества FeS часть окис|ляется в печи высшими
окислами железа. Производим расчет реакций окисления FeS,
для чего проверяем баланс высших окислов железа.
Уходит из печи со штейном 4,29 кг Fe3O4 (3,11 кг Fe;
1,18 кг О).
Согласно предварительному расчету, с отвальным шлаком
из печи уходит 4,47 кг Fe3O4 (4,47- = 3,24 кг Fe; 4,47 =
232 232
= 1,23 кг О).
Всего уходит из печи
4,29 + 4,47 = 8,76 кг Fe3O4 (3,11 + 3,24 = 6,35 кг Fe; 1,18 +
+ 1,23 = 2,41 кг О).
Поступает с конвертерным шлаком 4,60 кг Fe3O4 (3,33 кг Fe;
1,27 кг О).
По реакции
1 OFe.A + FeS — 7Fe3O4 + SO2
в электропечи образуется
8,76 — 4,60 = 4,16 кг Fe3O4 (6,35 — 3,33 = 3,02 кг Fe; 2,41—
— 1,27 = 1,14 кг О).
По этей реакции окислится
4,16—^ = 0,226 кг FeS/0,226-—=0,144 кг Fe;
7-232 \ 88
0,23— = 0,082 кг S) ;
88 /
восстановится
4 16,1+160 = 098 кг 0 / 10. _Н2_ = 2 876 K£ F
’ 7-232 3 к 160
4 10--— = 1,222 кг О 1
160 )
Образуется
4,16--^-= 0,164 /«SOrf (0,164-—= 0,082 кг S;
7-232 \ 64
0,164-— = 0,082 кг ок
64 /
По реакции
3Fe2O3 + FeS > FeO + SO2
15 Заказ 761
226 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
восстановится
14,863 — 4,098 = 10,765 кг Fe2O3 (10,394 — 2,876 = 7,518 кг Fe;
4,469 — 1,222 = 3,247 кг О).
По этой реакции окислится
10,765-—^— = 1,972 кг FeS (1,972- — = 1,256 кг Fe; 1,972 - =
3-160 ' 88 88
= 0,716 кг S).
Образуется
10,765 = 11,305 кг FeO (11,305 — =8,774 кг Fe; 11,305-
3-160 72»
•— =2,531 кг О);
образуется
10,765-^-= 1,432 кг SO2 (1,432 — = 0,716 кг S; 1,432 — =
3-160 ' 64 64
= 0,716 кг О).
Вцего окисляется
0,226 + 1,972 = 2,198 кг FeS (0,144 + 1,256 = 1,400 кг Fe; 0’082 +
+ 0,716 = 0,798 кг S).
Переходит в отвальный шлак
2,892 — 2,198 = 0,694 кг FeS' (1,848—1,400 = 0,448 кг Fe;
1,044 — 0,798 = 0,246 кг S).
Поступает с конвертерным шлаком 8,65 кг FeO (6,72 кг Fe;
1,93 кг О).
Образуется по реакции восстановления гематита 11,305 кг
FeO (8,774 кг Fe; 2,531 кг О).
Переходит в отвальный шлак 8,65+ 11,305= 19,955 кг FeO
(6,72 + 8,774 = 15,494 кг Fe; 1,93 + 2,531 = 4,461 кг О).
По результатам уточненного расчета реакций окисления
серы окончательно проверяем степень десульфуризации при
плавке.
Поступает серы в плавку 6,982 кг. Образуется элементарной
серы в результате диссоциации высших сульфидов 1,092 кг.
Окисляется серы «твердым кислородом» шихты 0,798 кг.
Всего удаляется серы при плавке
1,092 + 0,798 = 1,890 кг.
Степень десульфуризации три плавке
100 = 27,1%.
6,982
Расхождение полученной степени десульфуризации с приня-
той ранее (27,0%) крайне незначительно и практически не мо-
жет сказаться, на результатах расчета.
Расчет отвального шлака-
227
S i О 2
Поступает в плавку с рудой 36,909 кг SiO2, с конвертерным
шлаком 4,86 кг, переходит в отвальный шлак
36,909 + 4,86 = 41,769 кг SiO2.
MgO
Переходит в отвальный шлак из руды 15,960 кг MgO.
СаО
Поступает в плавку с рудой 1,995 кг СаО, с конвертерным
шлаком 0,50 кг. Переходит в отвальный шлак
1,995 + 0,50 •= 2,495 кг СаО.
А12 О з
Поступает в плавку с рудой 7,980 кг Л12О3 с конвертерным
шлаком 0,44 кг, переходит в отвальный шлак
7,98 + 0,44 = 8,42 кг А1Д.
Прочие
Поступает в плавку с рудой прочих 3,411 кг, с конвертерным
шлаком 0,93 кг, всего поступает в плавку.прочих
3,411 + 0,93 = 4,341 кг.
Уходит со штейном 0,74 кг прочих, переходит в отвальный
шлак прочих
4,341 — 0,74 = 3,601 кг.
Состав отвального шлака по основным шлакообразующим,
без .подфлюсовки: ч
кг %
FeO 19,955 22,53
41,769 47,14
MgO 15,960 18,01
СаО 2,495 2,82
А12О3 8,42 9,50
Итого 88,599 100,00
В том числе 2 (MgO + СаО + А12О3) = 26,875 кг, или 30,33%.
2. Состав отвального шлака с подфлюсовкой
Этот рассчитанный состав шлака отличается ет ориентиро-
вочного состава, полученного в предварительном расчёте, не-
сколько меньшим содержанием FeO и увеличенным содержани-
ем SiO2 и 2MgO, СаО, А12О3. Свойства рассчитанного шлака
вследствие этого будут несколько хуже, чем предварительного
15*
228 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
шлака, что выразится в незначительном увеличении его темпе-
ратуры плавления (примерно на 20°). Поэтому основные сообра-
жения, касающиеся флюсовки, остаются в силе. Принимаем в
качестве флюса известняк, ориентируясь на получение шлака с
соотношением MgO : СаО = 1,5 : 1.
Необходимое количество СаО в шлаке
15,960 . „ м
----= 10,63 кг.
1,5
Из этого количества 2,495 кг СаО уже содержится в шлаке.
В составе флюса следует подать
10,63 — 2,495 = 8,135 кг СаО.
Исходя из содержания СаО в заданном составе извест-
няка 52%, количество флюса составит
8,135
----— 15,610 кг.
0,52
В этом количестве флюса содержится
15,610-0,05 = 0,781 кг SiO2.
В составе флюса СаО содержится в виде СаСОз. Количест-
во СОг, связанного в. СаСО3 во флюсе:
8,135--—= 6,390 кг.
56
За исключением этого СО2 количество прочих во флюсе
15,610 — (8,135 + 0,781 + 6,390) = 0,304 кг.
Состав и количество
Соедине- ние Количество Ni Си Fe S
кг % кг % кг % кг % кг %
M3S2 Cu2S FeS FeO Fe3O4 SiO2 MgO CaO A12O3 Прочие 0,362 0,156 0,694 19,955 4,470 42,550 15,960 10,630 8,420 3,905 0,34 0,15 0,65 18,63 4,17 39,73 14,90 9,93 7,85 3,65 0,265 0,25 0,127 0,12 0,448 15,494 3,240 0,42 14,47 3,02 0,097 0,029 0,246 0,09 0,03 0,23
Итого: 107,102 100,00 0,265 0,25 0,127 0,12 19,182 17,91 0,372 0,35
Расчет отвального шлака
229
Таким образом, в отвальный шлак в составе флюса посту-
пят: 8,135 кг СаО; 0,781 кг SiO2; 0,304 кг прочих.
Приводим состав отвального шлака по основным шлакооб-
разующим с учетом известняка:
кг %
FeO 19,955 20,46
SiO2 42,550 43,64
MgO 15,960 16,37
СаО 10,630 10,90
А12О3 8,420 8,63
Итого 97,515 100,00
В том числе S (MgO, СаО, А12О3) = 35,01 кг, или 35,9%.
Оценивая свойства этого шлака по диаграммам плавкости,
находим, что температура плавления шлака составляет пример-
но 1410—1420°. Исходя из высказанных выше положений окон-
чательно температуру плавления шлака принимаем равной 1360°.
Составляем табл. 62 состава и количества отвального шлака
с учетом флюсовки известняком.
Сравнивая состав полученного шлака с заводскими шлаками
(табл. 63), можно отметить, что наш шлак весьма близок по со-
ставу к одному из заводских шлаков. Заметное отличие состоит
только в том, что содержание СаО в заводском шлаке несколь-
ко ниже, чем в расчетном шлаке. Причина этого в том, что на
заводе не применяли флюсовку известняком. Поскольку такая
флюсовка несомненно понижает температуру плавления шлака,
можно считать, что наш шлак обладает лучшими свойствами,
чем заводской.
Таблица 62
отвального шлака
о SiO2 MgO СаО АЦОз Прочие
кг % кг % кг % кг % кг % кг %
4,461 1,230 4,16 1,15 42,550 39,73 15,960 14,90 10,630 9,93 8,420 7,85 3,905 3,65
5,691 5,31 42,550 39,73 15,960 14,90 10,630 9,93 8,420 7,85 3,901 3,65
230 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Состав отвальных шлаков рудной электроплавки по'заводским данным, %
о
е
3. Проверка принятого
извлечения металлов
по отвальному шлаку
Сравнение состава получен-
ного шлака с заводским пока-
зывает далее, что содержание
Ni и Си в нашем шлаке следу-
ет признать завышенным. Наи-
более близким к реальному
для нашего шлака, учитывая
более высокое содержание
Ni + Си в штейне по сравне-
нию с заводским, следует счи-
тать содержание Ni + Си по-
рядка 0,15%.
Расхождение этой величи-
ны с полученным содержанием
Ni + Си в шлаке свидетельст-
вует о том, что принятое в рас-
чете извлечение Ni и Си в
штейн (90%) является зани-
женным и подлежит исправле-
нию. Пересчитаем степень из-
влечения и уточним содержа-
ние Ni и Си в штейне и отваль-
ном шлаке, имея в виду, что не-
большое изменение содержа-
ния этих компонентов практи-
чески не скажется на прочих
показателях процесса, в том
числе и на степени десульфу-
ризации.
Из приведенных в табл. 63
заводских данных видно, что
соотношение Ni: Си в штейне
выше, чем в отвальном шлаке,
т. е. извлечение Ni в штейн
при плавке несколько выше,
чем Си. Это следует учесть
при уточнении степени извле-
чения.
Отношение Ni: Си в нашем
штейне
2,10.
4,58
Расчет отвального шлака
231
Исходя из этого отношение Ni: Си в отвальном шлаке при-
нимаем равным 2. При общем содержании Ni + Си в шлаке
0,15% содержание Ni и Си соответственно будет
Количество Ni в отвальном шлаке
107,102-0,001 «0,107 кг.
Количество Ni3S2 в отвальном шлаке
0.107-— = 0,146 кг,
177
в нем S
0,107-— = 0,039 кг.
177
Количество Си в отвальном шлаке
107,102 • 0,0005 « 0,053 кг.
Количество Cu2S в отвальном шлаке
0,053-— = 0,066 кг,
127
в нем S
0,053-—= 0,013 кг.
127
Количество Ni3S2 в штейне увеличится на
0,362—0,146 = 0,216 кг (0,265—0,107 = 0,158 кг Ni;
0,097 - 0,039 = 0,058 кг S).
Количество Cu2S в штейне увеличится на
0,156—0,066 = 0,090 кг (0,127—0,053 = 0,074 кг Си;
0,029 — 0,013 = 0,016 кг S).
Общее количество Ni3S2 в штейне
2,92 + 0,216 = 3,136 кг (2,15 + 0,158 = 2,308 кг Ni;
0,77 + 0,058 = 0,828 кг S).
Общее количество Cu2S в штейне
1,28 + 0,090 = 1,370 кг (1,02 + 0,074 = 1,094 кг Си;
0,26 + 0,016 = 0,276 кг S).
Соотношение Ni: Си в исправленном составе штейна
^ = 2 11.
1,094
232 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Уточненные состав и количество штейна
Прочие 3,27 3,27
о o' 0,740
О \С СЧ 1О 5,21
ПО у 081‘I 1,180
СЛ ' ''-° О'' 1.0 СЧ СО О счо со-7-^ СЧ 25,95
ООО о счг* ь- ОО СЧ с- 5,874
о U. -,с 36,80 13,74 50,54
8,330 3,110 11,440
Си "••° о". 4,83 4,83
1,094 1,094
Z 10,20 10,20
2,308 2,308
Количество о4' uQLOoO'LOb- ОО О СО О СЧ СО СО 00 со 100,00
<в СО о о о о CCbCCW •—< со СЧ г- СО < СО -ф со 22,636
Соединен не слсл^о § .» 4’ Ф S о Итого
Поскольку отношение Ni:
: Си в исправленном составе
штейна почти не 'Изменилось
по сравнению с прежней вели-
чиной 2,10, соотношение Ni:
: Си в конвертерном шлаке
можно оставить без изменения.
Некоторое увеличение содер-
жания Ni 4- Си в штейне прак-
тически не скажется на содер-
жании Ni + Си в конвертерном
шлаке, состав которого' поэто-
му оставляем прежним.
Суммарное извлечение Ni
из руды и конвертерного шла-
ка
2,308
2,1 4-0,32
100 = 95,4%.
Суммарное извлечение Си
из руды и конвертерного
шлака
1,094
1,0 -4-0,15
•100 = 95,2%.
Извлечение Ni и Си из кон-
вертерного шлака 85%.
Прямое извлечение Ni в
штейн из руды
2,308 - 0,32.0,85 . ю0 = Q
2,1
Прямое извлечение Си в
штейн из руды
1,094 ~<^1,15 -0’-5 • 100 = 96,6 %.
Очевидно1, что принятое в
предварительном расчете зна-
чение степени извлечения было
выбрано чрезмерно занижен-
ным.
Уточненные составы штей-
на и отвального шлака приве-
дены в табл. 64 и 65.
Расчет отвального шлака
233
4. Уточнение состава и количества пыли
По данным расчета состава отвального шлака уточним со-
став и количество пыли. Это уточнение вызывается необходи-
мостью учесть унос в пыль части известкового флюса. При рас-
чете отражательной плавки .концентратов, сопровождающейся
относительно значительным уносом их в пыль, пылевыносом
флюсов (а также твердого конвертерного шлака) можно прене-
бречь ввиду крупности этих материалов по сравнению с кон-
центратом. При электроплавке руды крупность флюса имеет
величину того же порядка, что и исходная руда, поэтому меха-
нический унос флюса обычно равен механическому уносу руды.
Принимая унос в пыль 0,25%, находим количество известня-
ка, которое необходимо подать в печь:
15,610- 1,0025 = 15,649 кг.
В этом количестве флюса содержится:
8,135 • 1,0025 = 8,155 кг СаО;
0,781 • 1,0025 = 0,783 кг SiO2;
6,390 • 1,0025 = 6,406 кг СО2;
в том числе:
6,406— = 1,749 кг С;
44
6,406-— = 4,657кг О;
44
0,304 • 1,0025 = 0,305 кг прочих.
Уйдет в пыль из флюса:
8,155 — 8,135 = 0,020 кг СаО;
0,783 — 0,781 = 0,002 кг SiO2;
6,406—6,390 = 0,016 кг СО2;
в том числе
0,016-—= 0,004 кг С;
44
0,016— = 0,012 кг О,
44
0,305 — 0,304 = 0,001 кг прочих.
Уточненный состав пыли приведен в табл. 66.
3 4 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Уточненные состав и кол
Соедине- ние Количество Ni Си Fe S
кг % кг % кг % кг кг %
Ni3S2 Cu2S FeS FeO Fe3O4 SiO2 MgO CaO A12O3 Прочие 0,146 0,066 0,694 19,955 4,470 42,550 15,960 10,630 8,420 3,905 0,14 0,06 0,65 18,69 4,19 39,84 14,94 9,95 7,88 3,66 0,107 0,10 0,053 0,05 0,448 15,494 3,240 0,42 14,51 3,04 0,039 0,013 0,246 0,04 0,01 0,23
Итого 106,796 100,00 0,107 0,10 0,053 0,05 19,182 17,97 0,298 0,28
Уточненные состав
Соедине- ние Количество Ni Си Fe S
кг % кг % кг % кг % кг %
NiFeS2 CuFeS2 Fe7S8 Fe2O3 SiO2 MgO CaO* CaCO3 A12O3 Прочие 0,016 0,008 0,024 0,037 0,093 0,040 0,005 0,036 0,020 0,010 5,54 2,77 8,30 12,80 32,18 13,84 1,73 12,46 6,92 3,46 0,005 1,73 0,003 1,04 0,005 0,002 0,015 0,026 1,73 0,69 5,19 9,00 0,006 0,003 0,009 2,08 1,04 3,11
Итого 0,289 100,00 0,005 1,73 0,003 1,04 0,048 16,61 0,018 6.23J
* Силикатный.
§ 7. РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ГАЗОВ
Из шихты электроплавки в отходящие газы уходят элемен-
тарная сера от диссоциации высших сульфидов, сернистый газ,
образующийся при окислении сульфида железа, «твердым кис-
лородом», углекислый газ от диссоциации известняка и влага
Расчет технологических газов
235
ячество отвального шлака
Таблица 65
О Si02 MgO СаО А1го, Прочие
кг % кг % кг % ке 1 % кг % кг %
4,461 1,230 4,18 1,15 42,550 39,84 15,960 14,94 10,630 9,95 8,420 7,88 3,905 3,66
5.691 5,33 42,550 39,84 15,960 14,94 10,630 9,95 8,420 7,88 3,905 3,66
Таблица 66
и количество пыли
О SiO2 MgO СаО Al 2О3 С Прочие
кг % кг % кг % кг % ке % кг % кг %
0,011 0,012 3,80 4,16 0,093 32,18 0,040 13,84 0,005 0,020 1,73 6,92 0,020 6,92 0,004 1,38 0,010 3,46
0,023 7,96 0,093 32,18 0,040 13,84 0,025 8,65 0,020 6,92 0,004 1,38 0,010 3,46
руды. Элементарная сера при небольшом ее количестве полно-
стью окисляется кислородом воздуха атмосферы печи до серни-
стого газа. При значительном количестве элементарной серы
часть ее может уходить из печи в виде пара.
Всего вследствие диссоциации высших сульфидов выделяет-
236 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
ся 1,092 кг S. На окисление этой серы до SO2 потребуется кис-
лорода
1,092- — = 1,092 кг, или 1,092= 0,765
32 32
При этом образуется SO2
1,092- — = 2,184 .кг.
32
Вместе с 1,092 кг кислорода, идущего на окисление серы, в
процесс 'В составе воздуха поступит азота
1,092—— = 3,66 кг, или 3,66 = 2,905 нм9.
23 28
Всего требуется воздуха на окисление серы
1,092 + 3,66 = 4,7'52 кг, или 0,765 + 2,905 = 3,6 нм3.
Образуется SO2 в результате окисления сульфида железа
твердым кислородом
0,164 + 1,432 = 1,596 кг (0,082 4- 0,716 = 0,798 кг S;
0,082 + 0,716 = 0,798 кг О).
Всего образуется в печи SO2
2,184 + 1,596 = 3,780 кг, или 3,780 — = 1,322 ди3.
64
(1,092 + 0,798 = 1,890 кг S; 1,092 -f- 0,798 = 1,890 кг О).
Образуется при диссоциации СаСО3 флюса СО2
22 4
6,406—0,016 = 6,390 кг, или 6,390 — •= 3,25 нм3
44
(1,749 — 0,004 = 1,745 кг С; 4,657 — 0,012 = 4,645 кг О).
Количество влаги, поступающей в составе шихты и уходящей
22 4
в технологические газы 3,0 кг, или 3,0 —= 3,735 нм3.
18
Состав и количество технологических газов приведены в
табл. 67.
§ 8. ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЙ МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПРОЦЕССА
На основании выполненных расчетов составлена табл. 68
предварительного материального баланса электроплавки, кото-
рый является итогом расчета технологического процесса без
учета процесса горения электродов.
Состав й Количество технологических газов
238 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
§ 9. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛОПОТРЕБЛ ЕНИЯ ШИХТЫ
Для определения теплопотрсбления шихты составляем урав-
нение теплового баланса плавления шихты.
Вначале рассчитываем отдельные статьи теплового баланса
плавления на переработку 100 кг исходной сухой руды.
1) Физическое те.пло твердой шихты
В состав твердой шихты входят руда и известняк. Приводим
табл. 69 рационального состава твердой шихты.
Таблица 69
Рациональный состав твердой шихты, кг
Руда - .
Известняк
Всего
Материал
103,00
15,649
6,36
2,88 9,44
14,90
37,0
0,783
16,02,00
118,6496,362,889,44
14,90 37,783
14,561
16,02,0014,561
3,42
0,305
8,00 3,00 3,725
*
Твердая шихта поступает в течь ненагретой, при темпера-
туре 20°.
Основную массу твердой шихты составляют Ре2Оз, SiO2,
MgO и СаСОз. Поэтому теплосодержание твердой шихты
главным образом определяется теплосодержанием этих компо-
нентов. При температуре 20° удельная теплоемкость этих со-
ставляющих примерно равна, ккал/кг -° С: Ре2Оз — 0,16;
SiO2 —0,18; MgO — 0,21; СаСО3 — 0,21.
Из этих значений видно, что среднюю удельную теплоем-
кость шихты можно принять приблизительно равной 0,2 ккал/кг -
• "С. Тогда количество тепла, вносимое твердой шихтой:
0,2-20- 118,649 = 475 ккал.
4-2) Физическое тепло жидкого конвертерного
шлака
Температуру жидкого конвертерного шлака при заливке
его в электропечь принимаем равной 1150°. Теплосодержание-
конвертер ного шлака при этой температуре 325 ккал/кг.
Количество тепла, вносимое конвертерным шлаком:
325 - 23,150 7525 ккал.
Определение теплопотрсбления шихты
239
3) Физическое тепло штейна
Температура штейна при электроплавке магнезиальных
медно-никелевых руд с высокой температурой плавления шла-
ка составляет обычно 1200—1250°. Учитывая, что применение
известкового флюса позволило понизить температуру плавле-
ния шлака, температуру штейна принимаем 1200°.
Теплосодержание штейна при этой температуре определяем
по табл. 48, считая, что теплосодержание медноникелевых штей-
нов примерно равно теплосодержанию соответствующих мед-
ных штейнов.
Для нашего штейна, содержащего примерно 15°/0 Си -J- Ni,
теплосодержание при 1200° равно 260 ккал!кг.
Количество тепла, уносимое штейном:
260 • 22,636 « 5885 ккал.
4) Физическое тепло отвального шлака
Температура плавления шлака определена нами примерно в
1360°. Учитывая необходимый перегрев, температуру выпуска
шлака принимаем 1450°.
Диаграммы теплосодержаний магнезиальных шлаков от-
сутствуют. Для определения теплосодержания нашего шлака
нельзя также воспользоваться диаграммой теплосодержаний
шлаков системы FeO -— СаО — SiC>2, так как состав нашего
шлака находится вне изученной области системы. Эти обстоя-
тельства вынуждают использовать данные практики.
Заводские данные показывают, что теплосодержание от-
вальных шлаков электроплавки высокомагнезиальных руд, со-
держащих до 2О°/о MgO, при температурах порядка 1500°
имеют теплосодержание около 500—520 ккал!кг. Учитывая бо-
лее низкую температуру нашего шлака, принимаем его тепло-
содержание равным 470 ккал/кг.
Количество тепла, уносимое шлаком:
470 • 106,796 = 50200 ккал.
5) Физическое тепло пыли
Температуру пыли, уносимой из печи, принимаем равной
температуре отходящих газов. Для электропечей рудной плавки
сульфидных руд температура отходящих газов при хорошем
укрытии свода составляет обычно 300—500°; принимаем ее рав-
ной 400°.
Состав пыли аналогичен составу твердой шихты, поэтому
удельную теплоемкость пыли принимаем из тех же соображе-
ний, что и для твердой шихты. При 400° средняя удельная теп-
лоемкость главных составляющих пыли примерно равна
0,22 ккал!кг • °C.
240 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Количество тепла, уносимое пылью:
0,22 • 400 • 0,289 « 25 ккал.
6) Физическое тепло .воздуха,
поступающего на окисление серы
Температуру воздуха, поступающего в печь, принимаем
равной 20°.
Объем воздуха 3,69 нм3.
Удельная теплоемкость воздуха при 20° равна 0,31 ккал!
нм3 - °C.
Количество тепла, вносимое воздухом:
0,31 • 20 • 3,69 ~ 23 ккал.
7) Тепло, уносимое технологическими газами
Температура 'Отходящих технологических газов 400°. Под-
считываем среднюю удельную теплоемкость газовой смеси.
При 400° удельная теплоемкость газовых компонентов равна,
ккалIнм3 • °C.
SO2 — 0,484; СО2 — 0,464; Н2О — 0,372; N2 —0,316.
. , _ YClVi _ 0,484-11,74 + 0,464-28,92 + 0,372-33,27 + 0,316-26,07
Ссмеси- sv. — -
— 0,397 ккал/нар1 • °C.
Количество тепла, уносимое технологическими газами:
0,397-400-11,212 = 1785 ккал.
8) Тепло экзотермических
и э н до тер м и ч ес к и х реакций
а) Реакция 10Fe2O3 -J- FeS -+- 7Fe3O4 + SO2.
Количество окисляющегося по этой реакции FeS 0,226 кг.
Тепловой эффект реакции (см. главу IV) отрицательный:
—23260 ккал/моль.
По реакции поглощается тепла
_ 23260-^^ = — 60 ккал.
88
б) Реакция 3Fe2O3 + FeS->7FeO + SO2.
Количество окисляющегося по этой реакции FeS 1,972 кг.
Тепловой эффект реакции (см. гл. IV) отрицательный:
—96760 ккал/моль.
По реакции поглощается тепла
— 96760- — 2190 ккал.
88
в) Реакция 2FeO + SiO2 -> 2FeO • SiO2.
),м 40
Определение теплопотребления шихты 241
Считаем, что все FeO отвального шлака связано в файялит.
Количество FeO .в отвальном шлаке 19,955 кг.
Количество FeO в ко1нвертерном шлаке 8,65 кг.
Количество FeO, реагирующее с SiO2 в электропечи:
19,955 — 8,65 = 11,105 кг.
Тепловой эффект реакции (см. гл. IV) + 10900 ккал)моль.
По реакции выделится тепла
10900.^^ = 840 ккал.
2-72
-^ЗСг) Реакция СаО -f- SiO2 -> СаО • SiO2.
В исходной руде и конвертерном шлаке СаО уже связана
в силикаты, (поэтому учитываем только СаО, перешедшую в
отвальный шлак из известняка.
Количество СаО в отвальном шлаке, поступившее из извест-
няка, 8,135 кг.
Тепловой эффект реакции (см. гл.' IV) + 19700 ккал!моль.
По реакции выделится тепла
19700.^5 = 2860 ккал.
56
д) Реакции диссоциации высших сульфидов.
В печи диссоциируют три высших сульфида — пентландит,
халькопирит и пирротин. Теплоты образования этих сульфи-
дов в настоящее время еще не найдены. Вследствие этого при-
ходится принять теплоты образования этих сульфидов равными
теплоте образования пирита: 42520 ккал/моль. Теплота образо-
вания FeS 22720 ккал/моль.
Реакция диссоциации пирита
FeS2 -> FeS + S.
Тепловой эффект реакции
Q = 22720 — 42520 = —19800 ккал/моль.
При диссоциации NiFeS2, CuFeS2 и Fe7Se образуется
13,442 кг FeS.
По реакциям диссоциации сульфидов поглотится тепла
— 19 800 •1-^42 « — 3 020 ккал.
88
е) Реакция СаСО3 -> СаО + СО2.
Количество СаО, образующееся по реакции диссоциации
известняка, 8,135 кг.
Тепловой эффект реакции — 42500 ккал/моль.
16 Заказ 761
242 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
По реакции поглотится тепла
— 42 500 = — 6 170 ккал.
56
•?/(' ж) Реакция S + О2 ->• SO2.
Количество (выделяющейся элементарной серы 1,092 кг.
Тепловой эффект образования SO2 из элементов 70960
ккал!моль.
По реакции выделится тепла
70 960 • = 2 420 ккал.
32
Реакции образования магниевых и алюмосиликатов не учи-
тываем, так как в исходной руде MgO и А12О3 уже находятся в
виде этих соединений.
Тепло экзотермических реакций
840 ф- 2860 + 2420 = 6120 ккал.
Тепло эндотермических реакций
60 + 2190 + 3020 + 6170 = 11440 ккал.
Составляем уравнение теплового баланса плавления шихты.
Приход тепла
1. Тепло извне, идущее на покрытие теплопотребления твер-
дой ШИХТЫ — Г/плав, ккал/т.
Количество твердой шихты 118,649 кг или ~0,11865 т.
Теплопотребление твердой шихты 0,11865 <уплав.
2. Физическое тепло твердой шихты 475 ккал. Ч
3. Физическое тепло жидкого конвертерного шлака
7525 ккал.
4. Физическое тепло воздуха, идущего на окисление серы,
23 ккал.
5. Тепло экзотермических реакций 6120 ккал.
Итого приход тепла:
0,11865 «унлав + 475 + 7525 + 23 + 6120 =
= 0,11865 ^плав + 14143 ккал.
Расход тепла
1. Физическое тепло штейна 5885 ккал.
2. Физическое тепло отвального шлака 50200 ккал.
3. Физическое тепло пыли 25 ккал.
4. Тепло технологических газов 1785 ккал.
5. Тепло эндотермических реакций 11440 ккал.
Итого р доход тепл а:
5885 + 50200 + 25 + 1785 + 11440 = 69335 ккал.
243
Расчет отходящих газов
Уравнение теплового баланса |
0,11865 «/плав + 14143 = 69335,
откуда //плав = 475 000 ккал/т шихты, >
или 475000- 1,1865 = 564000 ккал/т сухой ’ w
В пересчете на электроэнергию
475 000 , г ыихгы
а = = 553 квт-ч п
Чп!™ 860 j
или 564000 = 657 квт-ч/т сухой руды "
860
§ 10. РАСЧЕТ ОТХОДЯЩ1|ЛХ ГА30В
,е образуются из техноло-
Отходящие газы при электроплави одов и |ПОДСОСа В03Духа_
гических газов, газов от горения элеЪопекающихся эле'дов
Расход электродной .массы сам^^ составляет 3-
при плавке сульфидных медно-никел^ 3>5 кг/т шихты или
4,5 кг/т шихты. Принимаем его равнг
3,5-^^0,415^/100 J СуХ0Й Р^ы’
10 7
-амоопекагсщихся электродов
Расход стали для кожухов Ьда эл£кг,радной массы
составляет примерно 5и/0 от рас.^ руДЫ
Расход стали на 100 кг сухо!
0,415-0,05 = 0,021 Кг'
„ .оличествами других компонентов,
Пренебрегая небольшими к<а целикОм состоит из углерода,
считаем, что электродная мае:'
а сталь кожуха из железа. железо электродов сгорают цёли-
Принимая, что углерод и ,а, ,ПОдсасываемого в печь, рассчи-
ком за счет кислорода воздух
тываем реакции горения. /ГЛерода требуется кислорода по
На сгорание 0,415 кг 1 1
реакции
2>
15.2L = 1 108 кг.
0,4 12
_ разуется СО2
По этой реакции о>
„ .. к 44 . /23 кг, или 1,523 • 22’— = 0,77 нм\
0,415------- 1,1 44
Р
IT - К'-- железа электрода по реакции
На окисление 0,021
Fe 4- V2O2 — FeO
244 Расчет процесс
------------------ са и печи для электроплавки медно-никелевой руды
требуется кислорс а
0,021= 0,006 кг.
56
По этой реакции' _ „
г и образуется FeO
0,021 — = 0,027 кг.
56
Всего на реакции 6Т
кислорода ^кисления материала электрода требуется
1,108 4-0,006= 1, 11И 22 4 ,
114 кг, или '1,114 —-— = 0,78 нм3.
32
Количество подсосан,но
руясь на то, что отходящого в печь воздУха находим, ориенти-
рудной электроплавки сул^6 газы негерметивированных печей
овода содержат 0,5-3% f РУД «РД хорошем укрытии
серы в шихте содержание 2‘ Исходя из низкого содержания
Количество SO2 в отхс, 2 ® газах принимаем 1 /0.
Общий объем отходящх>дящих газах 1 >32 нм .
] „их газов
0^01 — =132 нм3.
» технологических газов объем
12?0,788 нм3,
В этом объеме отходящих . ,,
дологических газов. За вычетодГа3<)|В’^12 нм jrex-
отходящйх газов составит
132 —41,212 =
в том числе 0,77 нм3 СО2.
Количество кислорода и азота .
в этом объеме газов
120,788 — 0,77 —1
20,018 нм3.
Количество воздуха, иодсосанно
воздуха, идущего на окисление элСг0 в печь, за исключением
120,018 + 0,78 = 120,798 нм3, или Me9^o'0f юн оя
В этом воздухе кислорода 12и,/Уо-1,2У — 155,28 кг.
120,798 — = 25,367 нм3, или 2L 32 1О
100 >,367 —— = 36,\18 кг\
азота 22,4
120,798 — = 95,431 нм3, или 95,431 - 28 ,,n , п
100 1--=119,10 кг.
12,4
Количество кислорода в отходящих га'
логических газов Изах за вычетом техно-
25,367 — 0,78 = 24,58 7
или 36,180 — 1,114 = 35,066 кг. нм -
Состав и количество отходящих газов электроплавки без учета технологических газов
Z 76,59 76,59 Таблица 71 Общий состав и количество отходящих газов электроплавки Z 71,16 71,16
«ъ 119,10 01*611 122,760 122,760
о 0,71 22,43 23,14 О СП xf СО О СО СО — СО о СЧ 24,76
«и * 1,890 5,753 35,066 42,7091
П) к ОО со о со — о — ю СО 36,174
о X 1,74 1,74
и 0,27
0,27 3,00 3,00
и 1,25 1,25
<\) 0,415 0,415
«V se 2,160 2,160
Количество % (объсмн.) хГ СЧ xf СО СО О ООО СЧ г- 00*001
со 1,09 60*1
<\) ьг 1,890 1,890
% (вес.) QOCO СП оч-ю о сч со СЧ Г- 100,00
Количество % (объемн.) от со — — О О СО со ю — СО СЧ ОО xf 100,00
аг t"- ОО со NLTW О •’Ф ю 120,788
% (вес.) ОО CH xf со СО — т Г"- со — СЧ Xf — О — СЧ Г- О о о о
у 1,523 35,066 119,10 155,689
«Л3 сч о т г- со СЧ СЧ СО GO СО со о т со xf СО xf СО СЧ СП 132,00
Соединение <я с-1 OOZ Итого
О СО со о СО — О СО СО г- о о о г- со г- со т сч со сч 172,519
Соединение О О оо Итого
246 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды.
Окончательный состав и количество
Количество Ni Си Fe S
Соединение кг % кг % кг % кг % кг %
Ni3Sa Cu2S FeS FeO Fe3O4 SiO2 MgO CaO A12O3 Прочие 0,146 0,066 0,694 19,982 4,470 42,550 15,960 10,630 8,420 3,905 0,14 0,06 0,65 18,71 4,19 39,82 14,94 9,95 7,88 3,66 0,107 0,10 0,053 0,05 0,448 15,515 3,240 0,42 14,53 3,04 0,039 0,013 0,246 0,04 0,01 0,23
Итого: 106,823 100,00 0,107 0,10 0,053 0,05 19,203 17,99 0,298 0,28
Состав и количество отходящих газов представлены в
табл. 70 и 71.
Образующийся при сгорании электродов FeO переходит, в
отвальный шлак. Окончательный состав отвального шлака с
учетом этого FeO представлен .в табл. 72. Отметим, что неболь-
шое увеличение содержания FeO в шлаке не скажется на
свойствах шлака.
Общее количество воздуха, подсасываемого в печь, включая
воздух, идущий на окисление элементарной серы
155,28+4,752=160,032 кг,
или 120,798 + 3,67=124,468 нм3.
В нем содержится кислорода
или азота 36,18+1,092=37,272 кг, 25,367 + 0,765 = 26,132 нм3-, 119,10+3,66=122,76 кг,
или 95,431 + 2,905=98,336 нм3.
V
§ 11. ОПРЕДЕЛЕНИЕ УДЕЛЬНОГО РАСХОДА ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ
Удельный расход определяют по формуле (48):
W= & ±.Qn-Q3 ~ Ов). ЫЩ-Ч/Ш.
860
Определение удельного расхода электроэнергии
247
Таблица 72
Чтобы найти удельный расход электроэнергии w по этой
формуле, нужно знать потери тепла с отходяшими газами (за
исключением технологических) QT, тепло от горения электродов
Q8, потери тепла во внешнюю среду Qn и физическое тепло воз-
духа, подсасываемого в печь QB. Для расчета этих величин необ-
ходимо знать, хотя бы ориентировочно, размеры печи.
15»
if 1. Определение ориентировочных размеров печи
Удельная производительность электропечей для плавки мед-
но-никелевых руд колеблется в пределах 2,5—6,0 т/ж2- сутки по
твердой шихте. Учитывая тугоплавкость нашей шихты, принима-
ем ее равной 3 т/м2' сутки. /
Тогда площадь пода печи при суточной производительности
400 т составит
Для крупных печей прямоугольной формы отношение L: В
(длина : ширина) составляет примерно 4:1, т. е. L=4B.
Тогда Fnon=L-В=4В2-,
В = 1/1^1 — 5,8 м-, Л = -^-«23ж.
У 4 5,8
Среднюю толщину стен принимаем примерно равной 0,75 м.
Наружные размеры печи: длина 23 + 0,75 • 2=24,5 м; ширина
248 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
5,8+0,75-2=7,3 м, приблизительная площадь свода
24,5X7,3 = 180 ж2.
Принимаем следующие средние температуры в печи: стены на
уровне ванны 1450° (температура шлака); стены выше уровня
ванны 600°; газовое пространство 600°.
Площадь открытых отверстий в печи принимаем равной 2%
от площади свода. Большую часть этой площади составляют тем-
пературные швы, щели между кирпичами свода, зазоры между
электродами и кладкой и т. д., а также отверстия для заливки
конвертерного шлака. Точный учет всей площади открытых от-
верстий затруднителен. Обычно она составляет 1—3% от площа-
ди свода.
Площадь открытых отверстий
180-0,02 — 3,6 м2.
Футеровку печи принимаем следующую.
Стены до уровня ванны: внутренняя поверхность — магнезит
580 мм (2,5 кирпича); снаружи — шамот 230 мм (1 кирпич).
Стены выше уровня ванны: на всю толщину — шамот 700 мм
(3 кирпича).
Свод: на всю толщину — шамот 350 мм (1,5 кирпича).
Высоту печи от пода до свода принимаем 4 м, глубину ванны
2,3 м.
2. Определение статей предварительного теплового баланса печи
Большинство статей теплового баланса печи уже определено
при расчете теплопотрзбления шихты. Здесь рассчитываются
только статьи, не связанные непосредственно с теплопотребле-
нием шихты.
Тепло отходящих газоз без учета технологических газов
Состав газов приведен м табл. 71. Температура отходящих га-
зов 400° С. При этой температуре удельные теплоемкости газо-
вых компонентов равны, ккал!нм3’°С-. СО2—0,464; О2—0,329;
Nг—0,316;
0,464-0,64 + 0,329-20,12 + 0,316-79,04 АО1П « о~
Семеси = —----~’--------------------— =0,319 ККаЛ/НМ3-°C.
Количество тепла, уносимое, газами:
0,319*400• 120,7*8= 15420 ккал.
Тепло от горешя электродов
Количество сгорающего углерода 0,415 кг.
Тепловой эффект реакции юрения С + О2->СО2 равен
94 050 ккал!моль.
Определение удельного расхода электроэнергии
249
Тепло от горения углерода
94 050 • = 3 250 ккал.
12 е‘Р ? 4
Количество окисляющегося железа 0,021 кг.
Тепловой эффект реакции окисления Fe+V2O2->FeO равен
63 700 ккал!моль.
Тепло от окисления железа
63 700- °’021-25 ккал.
56
Итого при горении электродов выделится тепла ,
3250 + 25=3275 ккал.
Потери тепла во внешнюю среду
Потери тепла теплопроводностью ——
Потерн тепла через подину рассчитываем по формуле
где k — опытный коэффициент потерь тепла через подину
ккал/м2 • час;
т— время, час.;
Кпод— площадь пода печи, м2.
Для холодных подин £ = 5000 ккал/м2 час [10].
Подсчитываем время переработки 100 кг сухой руды
(118, 65 кг твердой шихты):
118,65-24 „ ллт-т «г,
т =--------= 0,0077 часа.
400-1000
Потери тепла через подину
5000 -133- 0,0077 = 5100 ккал.
Потери тепла через нижние части степ:
X1 S SM I
X хы хш
sM = 0,58 л; $ш = 0,23 м.
Принимая средние температуры слоев магнезита 1200°, ша-
мота 300°, находим:
V А = + J-= о,531 ж2- час °С/ккал.
X 2,54 1.0,76
Температура внутренней поверхности нижней части стен
1450°.
250 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
По графику (см. рис. 5) находим <7 = 2400 ккал/м2 -час.
Общая поверхность нижней части стен с учетом боковых и
торцовых стен: ((; £
fH.cT = 2- 2,3 ’(24,5+7,3) = J45 м2.
Потери тепла нижней частью стен
2400-145-0,0077 = 2680 ккал.
Потери тепла через верхние части стен
= 8ш = 0,7ж.
Среднюю температуру слоя шамота принимаем равной 250°.
— = = 0,96 м2 час °С/ккал.
X 0,73
Температура внутренней поверхности верхней части стен 600°.
По Трафику (см. рис. 5) г/=300 ккал!м2- час.
Общая поверхность верхней части стен
Fb.ct = 2-1,7 (24,5 + 7,3) = 108 м2.
Потери тепла верхней частью стен
300-108’0,0077 — 250 ккал.
Потери тепла через свод:
Slu = 0,35^.
X Лш
Среднюю температуру слоя шамота принимаем равной 350°.
— = _013£ = 67 м2.час.сС/ккал^
). 0,75
Температура внутренней поверхности свода 600°. По графику
(см. рис. 5) 9=900 ккал!м2'час.
Потери тепла сводом
900 • 180 ’ 0,0077= 1220 ккал.
Общие потери • тепла теплопроводностью составляют
<2тепл = 5100 + 2680 + 250 + 1220 = 9250 ккал.
Потери тепла лучеиспусканием
Общая площадь отверстий в печи 3,6 м2.
Так как большая часть отверстий имеет весьма малые разме-
ры (щели в кладке, зазоры около электродов и т. д.) при отно-
сительно большой толщине кладки, то коэффициент диафрагми-
Определение характеристики печных трансформаторов 251
рования отверстий должен быть небольшим. Принимаем его рав-
ным 0,4. Температура в газовом пространстве печи 600°.
Потери тепла лучеиспусканием
0луч = 4,96 • Ф • Fo f в • - т = 4,96 • 0,4 • 3,6 • 5808 •
• 0,0077 = 300 ккал.
Итого общие потери тепла во внешнюю среду составят
Степлопр + Опуч = 9 250 4- 300 = 9 550 ккал.
Физическое тепло воздуха, подсасываемого в печь без учета
воздуха, идущего на окисление серы
Объем подсасываемого воздуха 120, 798 нм3- температура
воздуха 20°; удельная теплоемкость воздуха при этой температу-
ре 0,31 ккал/нм? -°C.
Количество тепла, вносимое с воздухом:
0,31 -20-120,798=750 ккал.
3. Определение удельного расхода электроэнергии
На основании расчета статей теплового баланса печи по фор-
муле (48) рассчитываем удельный расход электроэнергии.
Поскольку статьи теплового баланса отнесены к 100 кг сухой
руды или 118,65 кг твердой шихты, вначале определяем расход
энергии на 100 кг сухой руды:
.. 56 400 4-15 420-ф-9 550 — 3275 — 750 пп о
w = 1,1 ——-————---------------------- = 99,2 квт-ч/100 кг
860
б сухой руды
99,2-1000 оос .
или — ------ =836 квт-ч т шихты.
118,65
Найденное значение удельного расхода электроэнергии хоро-
шо согласуется с заводскими данными.
§ 12. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ПЕЧНЫХ
ТРАНСФОРМАТОРОВ
Номинальную мощность печных трансформаторов Р находим
из формулы (49):
д 24Р cos tp/(,•/(2
w
где А — производительность печи по шихте, т/сутки;
созф — коэффициент мощности печной установки;
252 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Ki — коэффициент нахождения трансформатора под нагруз-
кой;
К2—-квадрат отношения среднего фактического напряжения
питающей линии к номинальному напряжению.
Принимаем: cos<p=0,87; К] = 0,94; К2 = 0,95.
Тогда
n A~W 400-836 юплл „
Р =--------------=-----------------18000 ква.
24cos<p./C1./C2 24-0,87-0,94-0,95
Число электродов печи равно 6.
Принимаем к установке на печь 3 однофазных трансформа-
тора (один трансформатор на каждую пару электродов) типа
ЭОЦН-16000/10 мощностью по 8000 ква, первичным напряже-
нием 10 500 в (см. приложение 24). Высшая ступень вторичного
напряжения трансформатора 366,5 в. Это напряжение достаточ-
но. В современной заводской практике электроплавки магнези-
альных медно-никелевых руд применяемые напряжения колеб-
лются от 300 до 450 в, при работе печей на шлаках, подобных по-
лученному в данном расчете.
Заводские данные по электрическим показателям работы
электропечей рудной плавки магнезиальных медно-никелевых
руд приведены в табл. 73.
Таблица 73
Электрические показатели работы электропечей рудной плавки
медио-никелевых руд
Завод Мощность печи, ква Напряже- ние, в Сила тока а Глубина погружения электрода, м Состав шлака, %
1 30000 390—420 27000-30000 .0,55—0,65 20 FeO; 44 SiO2; 20 MgO; 7 A12Os; 2,5 СаО
2 24000—32000 384—400 19000—25000 20,5—24,5 FeO; 36,1—42,0 SiO2; 12,0—14,3 MgO; 8,5—12,0 A12Os; 5,7—8,1 CaO
3 20500 -25000 341—355 0,60—1,0 30,0—32,0 FeO; 9,5—10,5 MgO; 41,4—43,5 SiO2
Принятые к установке трансформаторы имеют резерв мощно-
сти по сравнению с рассчитанной 6000 ква. Это дает возмож-
ность форсировать работу печей.
Определение основных размеров электропечи
253
Величину линейного рабочего тока короткой сети определяем
по формуле (51):
г 1000-Pi
*лин : >
Чпин
где Pi — номинальная мощность одного трансформатора, ква;
^лин — рабочее напряжение, в.
При работе на высшей ступени напряжения линейный ток ра-
вен
г 1000-8 000 oi опп
Лин = ---7ТТГ- = 21 800а-
Зоо,5
§ 13. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ РАЗМЕРОВ ЭЛЕКТРОПЕЧИ
Допустимая плотность тока на электродах А при самоспекаю-
щихся электродах колеблется в пределах 2—4 а/см2.
Принимаем ее равной 3 ajcM2.
Диаметр электрода D при этом составит по формуле (52):
D = 0,011Z= 0,011 [ 4-21800 » 1 ж.
• У к-Д У 3,14-3
Размеры печи определяем по формулам (53,55 и 56):
В = 6D = 6-1 = 6 м.
Длина печи
L = 21D = 21-1 =21 м.
Расстояние между осями электродов:
I = 3D = 3-1 = 3 м.
Площадь пода печи
Рпод = Ь-В = 2Ь6 = 126 ж2.
Высотные размеры печи оставляем ранее принятыми.
Поскольку расчетные размеры печи очень мало отличаются
ют ранее принятых, удельный расход электроэнергии можно не
пересчитывать.
Проверяем полученную величину площади пода по удельной
мощности Руд по формуле (57):
Р = ~ 190 ква/м2.
уд BL 21-6
Полученное значение Руд можно считать приемлемым.
Проверяем объем шлаковой ванны печи УВап по времени пре-
бывания шлака с помощью формулы (45).
254 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Количество отвального шлака, образующееся в печи за сутки:
А =
400-1 000-106,823
118,65-1 000
— 360 т/сутки.
Удельный вес отвальных шлаков электроплавки сульфидных
медно-никелевых руд колеблется в пределах 3—3,2 т/ж3. Учиты-
вая низкое содержание железа в шлаке, принимаем его 3 т]м3.
Удельный объем Ууд шлака:
Куд = ~ = 0,33 ж’/т.
Время пребывания шлака в печи Тпреб принимаем равным
20 час.
Тогда свободный от шихты объем шлаковой ванны составит
у ___________^1*Ууд-тпреб __ 360-0,33-20 ।Q0
ван ~ 24 24
Учитывая, что часть шлакового объема ванны занята плаваю-
щей шихтой, примем необходимый объем ванны на 30% больше,
т. е. 130 м3.
При площади пода печи 126 м2 толщина слоя шлака должна
быть не меньше
§ 14. окончательный материальный баланс
ЭЛЕКТРОПЛАВКИ
В заключение всех расчетов с целью их проверки составляют
окончательный материальный баланс процесса электроплавки
(табл. 74), включающий в себя технологический процесс, горе-
ние электродов и подсос воздуха.
§ 15. ОКОНЧАТЕЛЬНЫЙ ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ЭЛЕКТРОПЕЧИ
Поскольку окончательные размеры печи, определенные рас-
четом, почти не отличаются от предварительно принятых, пере-
счета потерь тепла во внешнюю среду можно не производить.
В окончательный тепловой баланс входят в неизмененном виде
статьи прихода и расхода тепла, определенные ранее при расче-
те плавильной потребности шихты и удельного расхода электро-
энергии. Окончательный тепловой баланс составляем на время
переработки 100 кг сухой руды.
Приход тепла
1. Тепло электроэнергии 99,2 квт-ч, или 99,2*860 = 85 200 ккал.
2. Физическое тепло твердой шихты 475 ккал.
е
S'
з
Окончательный материальный баланс электроплавки
с V) Поступило 37,00 21,00 5,00 39,82 32,18
си У со О О оО о СО г- I'- ф О со СО О СО Ф Ю О О Ю О см см" o' ф ф 42,643
о 'чр o'- со ю ю о Ф СО СО О ф со со со — СМ см — со СО О см со о г- О О Г- Ф см
<U СО о ю S Ф см о см Ф СО Ф t-T со 05 О Г- со о о оо о> см о со •—< со о г- 05 — о О см Ф ф 49,609
СЛ хР О4' 7,00 4,65 Ю СО со 05 О СМ см~ о LQ О СО — см
си О СО ° Ф оо со о со Г- 05 —1 05 о СО СМ о СО СО о о о —< 8,08
ф -ч® е4- о о с ОФ со Ch о" ф" —< ю> 50,54 17,99 16,61
си О Г- СМ о о о о — о т—1 т—1 -1 О СО 00 05 чф О Ф < со^ Ф см о о — 05 о со < — 30,691
Си -.о О ф О О —Г о" _ СО LC3 Ф о оо со с ® Ч- о ~
си у О Ю О —‘ —* o' S’ ф со со ю 05 ио со —' со со о ₽з - - - - 0-00 1,15
2 -ч0 о^- 2,10 1,36 С о о со СМ ’ Г- о со" —
си 2,10 0,32 со г- ю> СМ ООО ф СО — О см см со со 2,42
Количе- ство кг О О О О СМ о ю> ф со со о —• со ф о СО СО о о о о см — о ' т—1 Г- СО СО 05 05 со СО СМ ОО —< СМ СО СО см ю см см" со" СО см" 8 S 302,267
Материалы и продукты Руда Конвертерный шлак . , . Известняк Электроды Воздух Всего Штейн Отвальный шлак Пыль Г азы Всего
•пи —' СМ СО Ф LO —< СМ СО Ф
PL ‘ <v и P о сч — Щ хр О СО СО xF — Г- Ю СО СЧ CD xF со" со" со"
табл. c «м 13,42 0,93 0,305 ю О Ю о 1 Ю xF О «—1 CD ь- со о xf" о" со о" 4,655
to a to О о 71,16
О CX €5 'Z <\) к! 122,76 со со сч" сч сч сч 122,76
о 3,00 1,74
ГС <м у 3,00 3,00 3,00 3,00
О'- 11,20 95,20 сС иО со СЧ
<v СО L0 xF —Г О xF xF О со О СО — O’-ч сч" о сч" 2,164
и о Ф4- 8,00 1,91 7,88 6,92
< у Л 0 8,00 0,44 О О 7Т сч сч О 2 оо" о сО
о ® О 00 о С О «-Ч о сч сч" сч Е- Ю о ю ю р сг> со >> СО СО
о го у о ио с о о ю Е - ~ ' СЧ О ОО Ю о О LO ио ° со сч со Г2 со о о" о" о 10,655
о 00‘91 14,94 13,84
а <\) I 16,00 О о о О со Xf со о со - ’-ч LO О 00‘91
Количе- ство кг о о со со сч О Ю xF СО СО О —' CD XF О СО СО ю о о О СЧ *-ч со V—1 »—1 l'- СО СО со сл СО СО СЧ СО —1 СЧ СО СО СЧ LO сч" сч" со" о" сч" О СЧ О Г’ со — -ч 302,267
Материалы и продукты Руда Конвертерный шлак . . Известняк Электроды Воздух Всего . . . Штейн Отвальный шлак . . . Пыль ; . . Газы Всего . . .
№ пп. —’ СЧ со xF LO *-ч сч СО XF
Окончательный тепловой баланс электропечи 257
3. Физическое тепло жидкого конвертерного шлака 7525 ккал.
4. Тепло горения электродов 3275 ккал.
5. Физическое тепло воздуха, подсасываемого в печь (вклю-
чает в себя физическое тепло воздуха, идущего на окисление се-
ры, и воздуха, идущего на горение электродов и разбавление от-
ходящих газов печи).
23+750=773 ккал.
6. Тепло экзотермических реакций 6120 ккал.
Расход тепла
1. Физическое тепло штейна 5885 ккал.
2. Физическое тепло отвального шлака 50 200 ккал.
3. Тепло отходящих газов (включает в себя тепло технологи-
ческих газов и газов от горения электродов с подсосом воздуха)
1785+15 420=17 205 ккал.
4. Физическое тепло пыли 25 ккал.
5. Потери тепла во внешнюю среду 9550 ккал.
6. Тепло эндотермических реакций 11 440 ккал.
На основе рассчитанных статей теплового баланса составляем
табл. 75 теплового баланса печи.
Таблица 75
Тепловой баланс электропечи на время переработки 100 кг сухой руды
Приход тепла Расход тепла
№ п.п. статьи прихода тепла ккал % № п.п. статьи расхода тепла ккал %
1 Тепло электроэнер- 416911 1 Физическое тепло
ГИИ 85200 82,36 штейна .... 5885 5,70
2 Физическое тепло f “25 2 Физическое тепло
твердой шихты 475 0,46 отвального шла- -из
3 Физическое тепло ка 50200 48,55
конвертерного 7,30 3 Тепло отходящих
шлака 7525 газов 17205 16,68
4 Тепло горения 4 Физическое тепло < Ч
электродов . . . 3275 3,17 ПЫЛИ 25 0,02
5 Физическое тепло -5; ’- 5 Потери тепла во
воздуха .... 773 0,76 внешнюю среду 9550 9,25
6 Тепло экзотерми- 6120 6 Тепло эндотерми- ,=»£>Ч J..
ческих реакций 5,95 ческих реакций 11440 11,05
Всего . . 103368 100,00 Всего . . 94305 91,25
7 Невязка . . 9063 8,75
Итого приход 103368 100,00 Итого расход 103368 100,00
17 Заказ 761
258 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Как видно из таблицы, расчетный баланс имеет положитель-
ную невязку около 9%. Этот избыток тепла появился вследствие
того, что при определении удельного расхода электроэнергии по
формуле (48) нами был принят коэффициент 1,1, учитывающий
электрический к. п. д. установки, равный 90 % • С учетом этого
к. п. д. первая статья прихода тепла «тепло электроэнергии»
должна быть уменьшена на 10%, т. е. она составит
85200-0,9=76 500 ккал.
Разница в приходе тепла составит
85 200—76 500=8700 ккал
и невязка теплового баланса окажется равной
9063-8700-363 ккал,
или -~0,4%, что вполне допустимо.
§ 16. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
Ниже приведены технические показатели запроектированной
печи. Эскиз печи с основными размерами приведен на рис. 31.
Производительность печи по твердой ших-
те, т/сутки................................... 400
Производительность печи по сухой руде, т/сутки 371
Удельный проплав по твердой шихте, т/мг-сутки 3
Удельный расход электроэнергии к твердой ших-
те, квт-ч/т................................... 836
Степень десульфуризации при плавке, % . . . . 27
Прямое извлечение никеля, %..................... 97
Прямое извлечение меди, %...................... 96,6
Суммарное извлечение никеля, % 95,4
Суммарное извлечение меди, % 95,2
Извлечение меди и никеля из конвертерного шла-
ка, % ...............-.................... 85
Содержание никеля в штейне, %................ 10,2
Содержание меди в штейие, %.................. 4,83
Состав отвального шлака по основным компонен-
там, %:
FeO.................................... 18,71
SiO2 .................................. 39,82
MgO ...................................... 14,94
СаО .................................... 9,95
А12О3................................... 7,88
Ni ..................................... 0,10
Си...................................... 0,05
Унос пыли к весу твердой шихты, % 0,25
Состав отходящих газов, %:
SO2....................................... 1,0
СО2..................................... 3,05
Н2О .................................... 2,83
О2..................................... 18,61
Рис. 31. Эскиз электропечи для плавки медио-нжелевой руды
17*
260 Расчет процесса и печи для электроплавки медно-никелевой руды
Температура шлака, °C ........................... 1450
Температура штейна, °C........................... 1200
Температура отходящих газов, °C .................. 400
Температура в свободном пространстве печи, °C . 600
Размеры печи:
длина, м...................................... 21
ширина, м .................................... 6
распад электродов, м ......................... 3
площадь пода, jh2........................... 126
глубина ванны, м............................ 2,3
общая высота печи, м........................ 4,0
объем шлаковой ванны, м3.................... 100
диаметр электродов, м ........................ 1
Число электродов.................................... 6
Плотность тока на электроде, а/см? ................. 3
Число трансформаторов .............................. 3
Характеристика трансформаторов:
тип ..........................................ЭОЦН-16000/10
однофазный
номинальная мощность, ква .............. 8000
первичное напряжение, в . . ............ 10500
верхняя ступень вторичного напряжения, в 366,5
ЛИТЕРАТУРА
ПО РУДНОЙ электроплавке
1. Д. А. Диомидовский. Печи цветной металлургии, Металлургиздат,
1956.
2. Г. Егер. Электроплавка в цветной металлургии, Металлургиздат, 1958.
3. А. А. Цейдлер. Металлургия никеля, Металлургиздат, 1947.
4. Д. А. Д и о м и до веки й, Л. М. Шалыгин, А. А. Гальнбек,
И. А. Ю ж а н и но в. Расчеты пиропроцессов и печей цветной металлур-
гии, ЛГИ, 1957—1958.
5. В. И. Смирнов. Металлургия меди и никеля, Металлургиздат, 1950.
6. Ф. М. Лоскутов, А. А. Цейдлер. Расчеты по металлургии тяжелых
и цветных металлов, Металлургиздат, 1948.
7. А. А. Цейдлер. Металлургия меди и никеля, Металлургиздат, 1958.
8. Р. Р а д д л. Физическая химия пирометаллургии меди, Металлургиздат,
1956.
9. А. Дж. Е. Р а б и т т. Практика электроплавки, Металлургиздат, 1960.
10. Д. А. Д п о м и д о г с кт й. Металлургические печи цветной металлургии,
Металлургиздат, 1961.
11. В. И. Смирнов. Отражательная плавка, Металлургиздат, 1952.
12. X. К. Аветисян. Металлургия черновой меда, Металлургиздат, 1954.
13. Д. М. Ч и ж и к о в. Металлургия тяжелых цветных металлов, Изд.
АН СССР, 1948.
14. А. Я. Михайленко, В. В. Крапу хин. Печи цветной металлургии,
Металлургиздат, 1959.
15. М. X. Карапетянц. Химическая термодинамика, ГосхимиЗдат, 1953.
16. М. А. Михее в. Основы теплопередачи, Госэнергоиздат, 1956.
17. Коллектив авторов под ред. М. А. Глинкова. Металлургические печи,
Металлургиздат, 1950.
Технические показатели
261
18. Э. В. Брицке, А. Ф. Капустин с кий и др. Термические константы
неорганических веществ, Изд. АН СССР, 1949.
19. Справочник металлурга по цветным металлам под ред. Н. Н. Мурача,
т. 1. Металлургиздат, 1953.
20. Справочник металлурга но цветным металлам под ред. Н. Н. Мурача,
т. II. Металлургиздат, 1946.
21. Справочник проектировщика электропечей цветной металлургии под ред.
Б. В. Парфановича, ч. I и II, Гипроникель, Ленинград, 1958.
22. Краткий справочник ф|изико-.хпмических величин под ред. К. П. Мищенко
и А. А. Равделя, Госхимиздат, 1959.
23. Справочник химика под ред. Б. В. Некрасова, Госхимиздат, 1954.
ГЛАВА VI
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ ШАХТНОЙ ПЛАВКИ
СВИНЦОВОГО АГЛОМЕРАТА
§ 1. ЗАДАНИЕ
Рассчитать процесс и шахтную печь для плавки свинцового
агломерата производительностью 400 т/сутки по агломерату.
Состав свинцового концентрата, %: 36,0 РЬ; 6,5 Zn; 1,0 Си;
12,0 Fe; 15,0 S; 10,0 SiO2; 5,5 СаО; 3,0 А12О3; 11,0 прочие.
Топливом является кузнецкий кокс, имеющий состав, %:
85,0 Сс; 0,4 Нс; 0,9 Nc; 1,2 Ос; 0,5 Sc; 12 Ас; 4,0 w₽.
§ 2. РАСЧЕТ МИНЕРАЛОГИЧЕСКОГО СОСТАВА КОНЦЕНТРАТА
В данном концентрате свинец и цинк находятся в виде гале-
нита PbS и сфалерита ZnS, медь в виде халькопирита CuFeS2,
железо в виде халькопирита, пирита FeS2 и гематита Fe2O3, окись
кальция в виде известняка СаСО3.
Результаты расчета минералогического состава концентрата
сведены в табл. 76.
Таблица 76
Минералогический состав свинцового концентрата, ке (%)
Минерал Всего Pb Zn Cu Fe S О CaO co2 S1OE Al A, Про- чие
PbS ZnS CuFeS2 FeS2 Fe2O3 CaCO3 SiO2 Al2Og Прочие 41,5 9,7 2,88 9,95 9,25 9,82 10,0 3,0 3,9 36 6,5 1,0 0,88 4,65 6,47 5,5 3,2 1,0 5,3 2,78 5,5 4,32 10,0 3,0 3,9
Итого 100 36 6,5 1,0 12,0 15,0 2,78 5,5 4,32 10,0 3,0 3,9
Расчет состава агломерата (шихты) 263
§ 3. РАСЧЕТ СОСТАВА АГЛОМЕРАТА (ШИХТЫ)
1. Исходные положения
Методически весь расчет относится к сложному варианту
свинцовой плавки, когда в бедном исходном концентрате одно-
временно со свинцом содержатся значительные количества меди
и цинка, что представляет серьезные трудности для комплексной
переработки этого концентрата.
Имеется несколько схем технологической переработки подоб-
ных концентратов. Общее для всех этих схем — то, что процесс
агломерации ведется с оставлением незначительного количества
серы в агломерате. Последующую шахтную плавку агломерата
ведут либо с добавкой сульфидизатора, либо без нее. При со-
держании меди в концентрате около 1 % и ниже шахтную плавку
более рационально вести без добавки в шихту сульфидизатора.
При этом !иедь в основном (до 80% и более) извлекается в чер-
новой свинец, а цинк в виде окиси цинка — в шлак. Штейна при
этом обр^вуется немного и в него переходят не более 10—15% Си.
Шлаки затем перерабатывают фьюмингованием с целью извле-
чения окислов цинка и свинца, а штейны вместе со шликерами,
получающимися при обезмеживании чернового свинца, поступа-
ют на сократительную шахтную плавку.
Учитывая состав исходного концентрата, останавливаемся на
варианте плавки без сульфидизатора; агломерирующий обжиг
ведем с удалением 90% серы, содержащейся в концентрате.
При расчете состава агломерата исходим из того, что все не-
обходимые при плавке флюсы поступают в шихту агломерации.
Считаем также, что извлечение меди в штейн составляет 15%,
а цинка в шлак 90%.
Следует отметить, что оптимальный состав штейна, распреде-
ление меди и других металлов между штейном и черновым свин-
цом до сего времени еще недостаточно изучены. Поэтому и вы-
бор той или иной схемы переработки свинцовых концентратов,
содержащих медь, цинк и другие ценные компоненты, является
в известной мере условным.
2. Расчет штейна и шлака, выбор флюсов
Количество штейна определяем по количеству серы в агло-
мерате с учетом степени десульфуризации при плавке 40%-
Количество серы в агломерате 15'0,1 = 1,5 кг.
Количество серы в штейне 1,5-0,6=0,9 кг.
Содержание серы в заводских медносвинцовых штейнах в
среднем составляет 20%. При этом условии количество штейна
0,9 , с
— =4,5 кг.
0.2
264 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
При более богатом медью концентрате, чем в данном примере,
медь стремятся в основном перевести в штейн на 70—80%.
В этом случае расчет количества штейна ведут иначе, принимая
либо содержание меди в штейн, либо выход штейна от концен-
трата.
Количество меди в штейне 1,0 •0,15=0,15 кг и содержание ме-
ди в штейне -^-^=3,33%.
45
На основании данных практики и состава нашего концентра-
та при выбранной схеме переработки принимаем следующий со-
став штейна, %: 3,33 Си; 20 РЬ; 8 Zn; 20 S; 40,0 Fe; до 100 прочих.
Количество железа в штейне 4,5-0,4 =1,8 кг.
Остальное железо 12—1,8=10,2 кг в виде закиси железа пе-
рейдет в шлак. Кроме того, в шлак из концентрата перейдут:
окись кальция, кремнезем, глинозем, 90% цинка (5,85 кг) в виде
окиси и прочие (при расчете шлака золу топлива относим в гра-
фу прочие).
Расчет (выбор) шлака — важнейшая операция при расчете
процесса шахтной плавки. Он производится на основе состава
исходного концентрата и данных заводской практики. При вы-
боре и расчете шлака должны учитываться физико-химические
данные: взаимодействие компонентов, удельный вес, температу-
ра плавления, вязкость и др., а также экономические факторы:
применение минимального количества дешевых флюсов, мини-
мальные потери ценных компонентов со шлаком и др.
Расчет шлака начинаем с определения его состава до подфлю-
совки, т. е. при условии самоплавкости концентрата. Такой со-
став шлака из нашего концентрата приведен в табл. 77.
Таблица 77
Состав шлака при условии самоплавкости концентрата
Всего ZnO А1208 FeO СаО Si О,
Количество, кг- . Состав, % ... 38,89 90 7,27 16,8 3,0 6,9 13,12 30,4 5,5 12,7 10,0 23,2
В табл. 78 собраны данные по составу заводских шлаков.
Рекомендуемые соотношения основных шлакообразующих
компонентов в зависимости от содержания окиси цинка в шлаке
приведены в табл. 79. Эти данные получены расчетом из предпо-
ложения, что цинк в шлаке находится в виде цинката закиси же-
леза FeO • ZnO, растворенного в остальной массе шлака.
Как следует из данных табл. 78 и 79, с увеличением содер-
жания ZnO в шлаке (или ZnO + А12О3, так как влияние А12О3 на
Расчет состава агломерата (шихты)
265
Таблица 78
Состав заводских шлаков свинцовой шахтной плавки, %
Завод ZnO Al2Ofi FeO SiO2 СаО Pb Си Прочие (ДО 100)
1 0,5 6,5 38,5 27,5 14,5 0,6—0,9 11,9—11,6
2 4,0 6—8 .—. 30,0 18,0 1,2 -— —
3 5—6 6,0 29,0 33,0 19,0 0,6—0,9 —- 7,4-6,1
4 6,0 3,6 34,3 35,0 18,5 0,86 — 1,74
5 7,0 4,8 35,0 27,0 19,0 1,3 .—. 5,9
6 9,0 •— — 26,0 — 1,0 — —
7 9—11 7,0 35,0 26,0 14,5 1,0 0,22 7,28—9,28.
8 10,2 4,3 24,5 26,8 — 1,38 — —.
9 10,93 3,73 —. 25,51 17,43 0,95 0,16 -—
10 12,5 5,7 36,8 26,8 8,1 1,6 0,31 8,19
11 13,1 4,4 34,8 27,6 14,3 1,1 .—- 4,7
12 12,5—15,0 — 41,7 25,0 15,0 0,5—1,5 .—- .—
13 15,9 3,0 28,7 24,8 14,1 3,1 — 10,4
14 16,5 3,8 36,4 22,0 15,2 1,2 0,12 4,78
15 16,5 8,1 43,06 15,86 3,57 0,91 0,9 11,1
16 17,5 3,5 38,0 22,0 14,0 0,9 — 4,1
17 18,5 1,31 41,98 28,45 3,0 2,3 0,5 3,96
18 18,7 —- 29,1 24,0 20,0 — -— —
19 21,5 5,0 39,2 19,0 7,5 3,5 — 4,3
20 21,0 5,3 34,8 20,7 11,9 1,8 — 4,5
21 21,0 5,8 27,8 21,0 13,5 2,0 -—. 8,9
22 27,1 4,4 30,2 23,2 5,0 4,2 -—, 5,9
23 28,1 2,0 23,2 8,7 3,9 0,8 0,9 32,2
24 29,1 3,0 16,8 10,7 4,0 0,92 0,85 34,63
25 31,8 5,6 20,3 18,5 9,0 1—2 —. 13,8—12,8
26 33,3 -—. 20,3 18,4 8,9 — — .—.
27 36,5 • 44,0 16,5 5,2 3,0 -—. —
28 38,5 —• 41,0 13,5 4,7 3,0 '— —
Таблица 79
Состав шлаков свинцовой плавки в зависимости от содержания
в них окиси цинка, %
ZnO FeO SiO2 СаО ZnO FeO SiO2 CaO
0 37,8 34,2 18,0 25,0 40,10- 16,31 8,59
5,0 38,26 30,62 16,12 30,0 40,57 12,73 6,70
10,0 38,72 27,05 14,23 35,0 41,02 9,16 4,82
15,0 20,0 39,18 39,64 23,47 19,89 12,35 10,47 40,0 41,48 5,58 2,94
свойства шлака аналогично влиянию ZnO) должно возрастать,
содержание закиси железа, а содержание окиси кальция и крем-
незема уменьшаться.
266 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
В ряде работ по металлургии свинца рекомендуется при вы-
боре состава шлака придерживаться также следующих правил:
сумма SiO2 и ZnO в шлаках должна быть равной или близкой
к 40%, а сумма СаО и ZnO к 28—29%; сумма ZnO + А120з не
должна превышать 20—21%).
Сопоставляя данные табл. 77, 78 и 79 и руководствуясь при-
веденными выше соображениями, выбираем шлак состава, %:
20ZnO4-Al2O3; 39,6 FeO; 19,9 SiO2; 10,5 СаО; 10 прочие
Количество шлака будет
7,27 4-3,0
—-—-—-— =51,35 кг.
0,20
В этом шлаке должно содержаться
51,35-0,396 = 20,35 кг FeO;
51,35-0,199 = 10,2 кг SiO2;
51,35-0,105 = 5,39 кг СаО.
В шлаке, получаемом из концентрата без подфлюсовки, имеет-
ся 10 кг SiO2 и 5,5 кг СаО, т. е. примерно те же количества. Со-
держание же FeO значительно ниже. Поэтому для получения
шлака выбранного состава необходимо добавить к концентрату
железосодержащий флюс. Учитывая, что в этом флюсе, как и в
золе топлива, содержится SiO2, кварцевый флюс не добавляем.
Выбираем железную руду, имеющую состав, %: 62,1 Fe2O3;
25,9 Fe3O4; 2,5 SiO2; 9,5 прочие.
В пересчете на FeO состав руды будет, %: 80 FeO; 2,5 SiO2;
17,5 прочие.
Потребуется добавить с флюсом
20,35— 13,12 = 7,23 кг FeO,
7 23
что составит —— =9,04 кг железной руды.
0,80
Таким образом, шихта, поступающая на агломерацию, будет
состоять из 100 кг концентрата и 9,04 кг железной руды.
Для некоторого упрощения дальнейших расчетов принимаем,
что оборотным материалом при агломерации служит часть гото-
вого продукта. В ряде случаев в качестве оборота используют
шлаки свинцовой плавки (при высокоцинковистой шихте шлаки
сначала проходят операцию вельцевания или фьюмингования).
Золой коксика, вводимого в шихту при агломерации, прене-
брегаем.
После выбора шлака целесообразно ориентировочно опреде-
лить его удельный вес, вязкость и температуру плавления.
Удельный вес шлака определяем по удельным весам его ком-
понентов, т!м3-.
Расчет состава агломерата (шихты)
267
Na2O 2,27
SiO2 . . . . . . 2,2—2,6
MgO . 3,2—3,65
СаО . 3,3—3,4
А12Од . 3,6—3,68
FeO . 5,0
MnO . 5,0
Fe2Os 5,2
Fe3O4 5—5,4
ZnO . 5,3—5,6
Cu2O 6,0
PbO . 9,2
Удельный вес прочих принимаем равным 4.
Т шл = 0,1415 • 5,4 + 0,585'3,64+0,396 • 5,0 + 0,199 • 2,4 +
+ 0,105-3,35 + 0,1-4,0 = 4,2 т/м3.
Удельный вес свинцовых штейнов составляет величину поряд-
ка 5,5 т/м3. Для хорошего разделения шлака и штейна, наряду с
небольшой вязкостью этих продуктов плавки, необходимо иметь
разницу в их удельных весах около 1-ь1,5 т/м3. В данном случае
эта разница равна 1,4 т/м3.
Вязкость (при 1300°) и температуру плавления шлака ориен-
тировочно определяем по совмещенной диаграмме плавкости и
вязкости Лоскутова—Вейнарта (см. рис. 20). С этой целью пере-
268 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
считаем наш состав шлака на три компонента FeO, SiO2 и СаО.
Состав такого шлака, %: 56,5 FeO; 28,5 SiO2; 15,0 СаО.
Вязкость шлака и его температура плавления по диаграмме
соответственно будут равны 1 пз и 1070°.
Вязкость шлаков шахтной свинцовой плавки можно также
проверить по диаграмме Ф. М. Лоскутова (рис. 32). Для нашего
шлака при температуре 1300° вязкость составляет 1—2 пз.
Определенные ориентировочные значения удельного веса,
вязкости и температуры плавления шлака указывают на пра-
вильность выбора его состава.
3. Рациональный состав агломерата
На основании анализов заводских агломератов принимаем
отношение содержаний сульфидной серы Ss к сульфатной сере
Ss0j равным 4:1. Считаем, что 60% сульфидной серы связано с
цинком, а 40% —с железом. Сульфатная сера в количестве 60%
связана с кальцием, а 40% — со свинцом. Половина окисленного
железа находится в агломерате в форме окиси FesOg, а другая
половина в магнетите Fe3O4. Вся медь находится в форме заки-
си Си2О.
При принятой степени десульфуризации при агломерации
90% в агломерат из концентрата перейдет 1,5 кг серы, распре-
деление которой будет:
1,5-0,8= 1,2 кг Ss;
1,5- 0,2 = 0,3 кг Sen .
Количество ZnS
1.2 0.6 .97 4 __ 2Д9 в нем 1 47 кг £п
32
Количество FeS
—’2 °’4 -87,8 = 1,32 кг, в нем 0,84 кг Fe.
32
Количество CaSO4
"°’^32 6 * 136’1 ~ 6,77 кг, в нем 0,23 кг Са,
0,36 кг О2 и 0,32 кг СаО.
Количество PbSO4
—,3 0,4 -303,2 = 1,14 кг, в нем 0,78 кг РЬ и 0,24 кг О2.
ОХ у
Количество Zn в виде ZnO 6,5—1,47 = 5,03 кг.
Расчет состава агломерата (шихты)
269
Количество ZnO
-221.81,4=6,26 кг, в ней 1,23 кг О2.
65,4
Количество Fe в виде окислов (из концентрата)
12—0,84 = 11,16 кг.
Количество Ре20з из концентрата
11,16'°’2- 159,6 = 7,98 кг.
111,6
Всего Fe2O3 (из концентрата и железной руды)
7,98 + 62,1'9'- = 13,59 кг,
100
в нем кислорода:
22122.48 = 4,09 кг.
159,6
Количество РезО4 из концентрата
1b162°i2.231,4 = 7,71 кг.
167,4
Всего Fe3O4
7 71 4. 25.9-9i°2 = ю 05 кг,
100
в нем кислорода
22122.64 = 2,78 кг.
231,4
Количество СаО
5,5—0,32 = 5,18 кг.
Количество РЬ в виде РЬО
36—0,78 = 35,22 кг.
Количество РЬО
35-22'223-2- = 37,95 кг.
207,2
Количество Си2О
Количество SiO2 (из концентрата и железной руды)
Ю,0 + 2i2±i2L = ю,23 кг.
100
270 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
Количество прочих (из концентрата, и железной руды)
о . 9,5-9,04 •. „г.
3,9 4---:------= 4,76 кг.
100
Результаты расчета рационального состава агломерата вне-
сены в табл. 80. Дальнейшие расчеты проводятся на 100 кг аг-
ломерата полученного состава.
Рациональный состав агломерата
Таблица 80
Всего
Компо-
ненты
Содержание, кг
СаО SiO2 Л1203
РЬО
PbSO4
ZnO
ZnS
Cu2O
Fe2O3
Fe3O4
FeS
CaO
CaSO4
SiO2
Al2Og
Прочие
37,95
1,14
6,26
2,19
1,13
13,59
10,05
1,32
5,18
0,77
10,23
3,0
4,76
38,9
1,17
6,41
2,24
1,16
13,91
10,3
1,35
5,31
0,79
10,5
3,08
4,88
35,22 —
0,78 —
— 5,03
— 1,47
Итого:
кг
%
97,57
100
36,06,5 1,0
36,9 6,661,02
17,61 1,2 0,3
18,05 1,23 0,31
2,73
0,24
1,23
0,13
4,09
2,78
0,27
5,18
0,32
10,23
11,47 5,5 10,23
11,775,64 10,48
4,76
3,0 4,76
3,07 4,87
§ 4. РАСЧЕТ СОСТАВА ПРОДУКТОВ ПЛАВКИ
1. Расчет пыли
По данным практики при шахтной свинцовой плавке с высо-
кой сыпью величина пылеуноса колеблется в пределах 0,5—3,0%.
Пыль по составу близка к шихте, будучи несколько обогащенной
летучими компонентами (свинцом, кадмием и др.).
Таблица 81
Количество и состав пыли
Все-
го
РЬ
Zn
Содержание, %
Количество, кг .
100 36,96,661,02
1,0 0,37 0,07 0,01
Си
Fe СаО SiO2 Al2Og S о,
18,05 0,18 5,64 0,06 10,48 0,10 3,07 0,03 1,54 0,01 11,77 0,12
4,87
0,05
Про-
чие
Расчет состава продуктов плавки 271
~-----------------------------------------
Принимаем выход пыли равным 1,0% от агломерата.
Некоторым обогащением пыли летучими компонентами вви-
ду ее малого выхода .пренебрегаем и считаем состав пыли ана-
логичным составу агломерата (табл. 81).
2. Расчет штейна
Определяем с учетом пылеуноса количество штейна, обра-
зующегося из 100 кг агломерата.
Количество серы в штейне
(1,54—0,01) -0,6=0,92 кг.
Количество штейна
0,92 . R
—-— = 4,6 кг.
0,2
Количество и состав штейна приведены в табл. 82.
В табл. 83 приведены данные расчета рационального соста-
ва штейна. В расчете принято, что 20% свинца находится в виде
металла, остальные металлы находятся в сульфидной форме;
железо частично находится в форме магнетита.
Таблица 82
Количество и состав штейна
• Всего Си РЬ Zn S Fe Прочие
Содержание, % Количество, кг 100 4,6 3,33 0,15 20 0,92 8,0 0,37 20 0,92 40 1,84 8,67 0,40
Таблица 83
Рациональный состав штейна, кг
Компоненты Всего кг Си Pb Zn S Fe ог Прочие
Cu2S 0,19 0,15 0,04
PbS 0,85 — 0,74 .— о,и — — —
РЬмет .... ... 0,18 — 0,18 — —. — —. —
ZnS 0,55 — — 0,37 0,18 —~ —. •—
FeS 1,62 .— •—. .—. 0,59 1,03 — -—.
FesO4 1,12 • .—. — w— 0,81 0,31 —
Прочие 0,09 •— — — — — — 0,09
Итого . . . 4,6 0,15 0,92 0,37 0,92 1,84 0,31 0,09
272 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
3. Расчет шлака
В шлак переходят все шлакообразующие, а также зола топ-
лива и некоторое количество металлов и их соединений.
Подсчитываем количество шлака по компонентам.
Количество ZnO в шлаке
(6,66 — 0,07)0,9 , 8 1 4 = 5,93-81,4 = 7 3g кг
65,4 ’ ’ 65,4
Количество А1гО3
3,07—0,03=3,04 кг.
Количество SiO2
10,48— 0,10= 10,38 кг.
Количество СаО
5,64—0 ,06 =5,58 кг.
Количество FeO подсчитываем по железу, перешедшему в
шлак:
18,05-(1,84+_0л18).71 8 = 16’03'71’8 = 20 62 кг.
55,8 ’ 55,8
В шлак переходит основная масса прочих, в том числе зола
топлива. Определяем количество золы топлива.
Основываясь на данных практики, принимаем расход кокса
11,5% от веса агломерата.
Количество золы кокса
"м- = 11>11-5 = 1,32
100 100
где А^Ае 1212^ =
100 100
Количество прочих в шлаке
4,87—(0,09+0,05 +0,37) +1,32 = 5,68 кг.
где 4,87 — количество прочих в агломерате;
0,09 — количество прочих в штейне;
0,05 — количество прочих в пыли;
0,37 —ориентировочное количество прочих в черновом свин-
це (принято равным 1% от свинца, содержащегося в
агломерате).
Всего образуется шлака без учета свинца и меди
7,38 + 3,04+.10,38+5,58+20,62+5,68=52,68 кг.
На основании данных практики (см. табл. 78) принимаем со-
держание свинца в шлаке 0,8% и меди 0,25%.
Количество свинца и меди определяем из уравнения
52,68+0,008 х+0,0025 х=х,
Расчет состава продуктов плавки
273
где х — количество шлака;
0,008 х и 0,0025 х —соответственно количество свинца и меди
в шлаке.
Отсюда х=53,24 кг.
Количество РЬ в шлаке
53,24-0,008=0,43 кг.
Количество Си в шлаке
53,24 • 0,0025 =0,13 кг.
Составляем табл. 84 состава шлака, одновременно проверяя
правильность расчета. Как видно из таблицы, состав шлака со-
ответствует выбранному ранее.
Таблица 84
Количество и состав шлака
Всего РЬ Си ZnO AlgOg FeO SiO, СаО Прочие
Количество, кг 53,24 0,43 0,13 7,38 3,04 20,62 10,38 5,58 5,68
Содержание, % 100 0,81 0,25 13,85 5,70 38,72 19,49 10,46 10,72
4. Расчет чернового свинца
Количество РЬ в черновом свинце
36,9—(0,92 + 0,43 + 0,37) = 35,18 кг.
Количество Си в черновом свинце
1,02—(0,15+0,13+0,01) =0,73 кг.
Количество Zn в черновом свинце
6,66—(0,37+5,93+0,07) =0, 29 кг.
Прочих в черновом свинце 0,37 кг.
Количество и состав чернового свинца приведены в табл. 85,'
Таблица 85
Количество и состав чернового свинца
Всего РЬ Си Zn Прочие
Количество, кг .... Содержание, % .... 36,57 100 35,18 96,2 0,73 2,0 0,29 0,8 0,37 1.0
18 Заказ 761
274 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
Полученный состав чернового свинца отвечает практическим
данным.
Извлечение свинца в черновой свинец составляет
35,18-100 Кп/ 0,73-100 71 г„,
—------= 95,5 %, меди------------= 71,5 %.
36,9 1,02
5. Расчет воздуха и газов
Воздух в процессе шахтной свинцовой плавки расходуется
главным образом на горение кокса. Сжигание кокса ведется с
учетом создания в течи слабовосстановительной атмосферы,
определяемой отношением СО2: СО в отходящих газах от 1: 1
до 3: 1.
Принимаем в нашем случае, что 60% углерода кокса в печи
сгорает до СО2, а остальные 40% —до СО. Состав кокса в пе-
ресчете на рабочую массу и количество составляющих его на
100 кг агломерта приведены в та'бл. 86.
Таблица 86
Состав и количество кокса
Всего ср Нр NP ор '• sp Лр
Содержание, % .. . 100 81,63 0,38 0,86 1,15 0,48 11,5 4,0
Количество, кг . . . 11,5 9,39 0,04 0,10 0,13 0,06 1,32 0,46
Определяем теоретическое количество воздуха, необходимое
для процесса шахтной плавки с учетом кислорода шихты.
До СО2 сгорает
9,39 • 0,6 = 5,63 кг углерода,
на это расходуется кислорода
-Ш-5’,63 кг = 15,0 кг.
12
До СО сгорает
9,39 - 0,4 = 3,76 кг углерода,
ия эго расходуется кислорода
-11-3,76 = 5,01 кг.
12
Количество кислорода на сжигание водорода топлива
—.0,04 = 0,32 кг.
2
Расчет состава продуктов плавки
275
Количество кислорода та сжигание серы топлива
—•0,06=0,06 кг,
32
Всего требуется кислорода на горение топлива
15,0 + 5,01 + 0,32 + 0,06 — 0,13 = 20,26 кг.
При плавке свинцового агломерата в шахтной печи значи-
тельно развиваются восстановительные процессы (восстановле-
ние окиси свинца до металла, восстановление высших окислов
железа до закиси железа и др.), в результате чего часть кисло-
рода шихты является окислителем.
Всего активного кислорода в шихте
11,77 — (0,31 + 6,04 + 0,12) — -Ц- (1,54 — 0,1) • 0,4 =
= 11,77—6,47—0,61 = 4,69 кг,
где 1.1,77 кг—количество кислорода в агломерате, свя-
занное со свинцом, медью, цинком и же-
лезом;
0,31 кг — количество кислорода в штейне;
6,04 кг—количество кислорода в шлаке, связанное
с железом и цинком;
0,12 кг—количество кислорода в пыли;
з2 - (1,54—0,1)0,4 — количество кислорода, связанное с удаляе-
мой из агломерата серой в форме серни-
стого газа (0,4 — степень десульфуриза-
ции в долях единицы).
Таким образом, при плавке потребуется подать с дутьем
20,26 — 4,69 = 15,57 кг кислорода
или 15,57 =67,8 кг воздуха.
Избыток воздуха при шахтной плавке свинцового агломера-
та достигает 30—40% В нашем случае принимаем коэффициент
избытка воздуха 1,25.
Всего будет подано в печь на 100 кг агломерата
67,8 • 1,25 = 84,7 кг или
84,7 ,
= Ь5,Ь нмА воздуха,
в нем содержится
84,7-0,23= 19,45 кг О2;
84,7-0,77 = 65,25 кг N2;
18*
276 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
в отходящих газах содержится
19,45—15,57 = 3,88 кг О2;
65,25+ 0,10 = 65,35 кг N2;
0,46 + 0,36 = 0,82 кг Н2О;
0,06-2 + 0,61 - 2 = 1,34 кг SO2.
Составляем табл. 87 количества и состава отходящих газов.
Таблица 87
Состав и количество отходящих газов
Всего СО, со SO, О, N, Н,О
Количество, кг 100,79 20,63 8,77 1,34 3,88 65,35 0,82
Объем, нм3 73,95 10,5 7,02 0,47 2,72 52,2 1,04
Состав, % (вес.) 100 20,4 8,70 1,33 3,85 64,91 0,81
Состав, % (объемн.) . . . 100 13,95 9,52 0,65 3,70 70,76 1,42
§ 5. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПЛАВКИ
На основании всех проведенных расчетов составляем
табл. 88 развернутого материального баланса процесса шахтной
плавки свинцового агломерата.
§ 6. РАСЧЕТ ПЕЧИ
1. Определение оптимального количества дутья
По формуле (59) определяем предельное количество дутья К.
Значения входящих в формулу величин по составу и харак-
теристике шихты внесены в табл. 89; средние размеры кусков
агломерата и кокса вычисляются по формулам (5—9) на осно-
вании данных ситовых анализов этих материалов (табл. 90).
Средний размер кусков агломерата:
Крупная часть агломерата:
куски 75 мм—-15% (18,7%); куски 35 мм — 65% (81,3%):
1'ср = 0,9 [fe/MeJI + (1 - Ь) /кр] = 0,9 [0,813 • 35 + 0,187 - 75] = 38,2 мм.
Мелкая часть агломерата:
куски 12 мм—15% (75%); куски 2,5 мм —5% (25%):
/”сР = 0,3/кр + 0,7/мел = 0,3 • 12 + 0,7- 2,5 = 4,35 мм.
с </ »
ГО к
с с г?
м к
ф Ни
«У у
Сц
к
с N ~^р О'-
£
к
Всего
«и к
Материалы и продукты
ор
- 1 1
о 1 1
’—’
48 00
- I
о 1 1 о
’—1
м<
СО | |
- 1 1
ш
О 1 1 CD
* I 1
ш in
in
о
•- 1 1 1
00 1 1 1
Ю in
о о
и»
оо 1 1 00
V—’
сч
° 1 1 1
1
X—и
сч сч
° 1 1 о
* 1 1
° со
ч ° 1 1 1
1 Я
К СР
т у 66 99 »•
о -II
о ° CD О
с ~ с
02 .
CD 1 1
СО
Ci О
CD 1 1 CD
со СО
Г- СО
О СО •—< О
О
—<in со
ш
СЧ
—И «—и Xj^ со"
— 00 о
5=—<
. . .
• •
. . . о
о
й • • Е-<
СЬ S £ о о S
г- о о
<^т
•—* сч со
1 О ОС о-о- 1 1 1 1 1 1 т—( т—( j
1 00 о ||о- 1 1 1 1 1 1 10,48
1 loV 1 1 1 1 1 1 1
1 ОО CD ls-°- 1 1 1 1 1 1 ш о 5,64
CD LQ 1 oo’cc 1 1 1 1 1 1 CO —’ 1
co oo 00 о — 1 x-?CDO 1 1 1 1 1 1 T—< 18,05
co in СЧ I 1 1 1 1 1 счсо о—< 1
CO in со « 1 1 1 1 1 1 oo oo 1,02
ooo-e O00*--i <o 1 1 1 1 i I 1
i i i i i i O Oin о 6,66
сч oo о <£OOCO 1 1 1 1 1 1 О сч со 1
00 СЧ СО ь- —' Ci TF со (ООО"©’ 1 1 1 1 1 1 СО 36,9
сч — CD Г- 00 СЧ CD СО —* »п Ю-^ОСОЬ-Ч' оосчг^о о --?СОО о — СЧ — го 100
ГОЬ-ООШ-^СЧ ЮС0СЧО CD г- 00 СО со оо CD Xf СО -Ч о GO со" in --Г о СО Ш СЧ CD 196,2
1 I Черновой свинец . . т; О О с-i ciQ я « ua LjOUOZwK эай£ ЧСОтгщ Итого . . .
Расчет печи
279
Состав и характеристика шихты
Таблица 89
Материал Весовой сос- тав шихты, m 1 Насыпной вес, т/м3 Объемный , состав ших- ты, М3 % (объемн.) Высота слоя ПРИ "общ = = 1 М, V. Кажущийся уд. вес, кг[м3 3
Агломерат Кокс 100 11,5 1,1 0,45 91 25,6 78 22 0,78 0,22 1400 970 0,15 0,215 0,014 0,025
Итого ... 111,5 — 116,6 100 1,0 — — —
Ситовые анализы материалов шихты
Таблица 90
Матери ал Класс, %
-J-100 мм — 100+50 мм —504-20 мм —20^-5 мм —5 мм
Агломерат 15 65 15 5
Кокс 10 45 35 10 —
Весь агломерат: куски 38,2 мм — 80%; куски 4,35 мм — 20%:
/ср = 0,3/кр + 0,7/мел = 0,3-38,2 + 0,7-4,35 = 14,4 мм = 0,014 м.
Средний размер кусков кокса
Крупная часть кокса:
куски 120 жж—10% (18,2%); куски 75 жж — 45% (81,8%):
1’ср = 0,9 [0,818-75+0,182-120] = 75 жж.
Мелкая часть кокса:
куски 35 жж — 35 % (77,8 %); куски 12 жж — 10 % (22,2 %)
/ср = 0,3-35 + 0,7-12 = 18,9 жж.
Весь кокс: куски 75 жж — 55%; куски 18,9 жж — 45%.
/ср — 0,1/кр + 0,9/мел = 0,1-75 + 0,9-18,9 =- 24,5 жж = 0,025 ж.
За расчетную единицу объема принимается слой шихты вы-
сотой 1 ж и сечением 1 ж2.
Расположение материалов снизу вверх—кокс, агломерат.
Высота слоя агломерата в единице объема равняется 0,78 ж,
кокс — 0,22 жж (см. табл. 89).
280 Расчет процесса и печи для шахтой плавки свинцового агломерата
Средняя температура газов в печи при температуре фокуса
печи 1300° и температуре отходящих газов 250° составляет
1 300 4- 250 = 775о
2 —
Паз 73,95 ] Ю О. О
СР = — = = 1,13 НЛГ/НМ3\
VBO3 65,6 1
100,79 , ос , о
тп =------= 1,36 кг/нм3.
0 73,95
Значение коэффициента а принимается равным 0,60.
Предельное количество дутья:
„ _ 265-0,2'15-0,60
“ 1,13
78-1 400_________
I 2-0,215 \2
10,215 4-0,15/ '
0 78 / 2-0 215 \2 ~ 50,4 нм^м^.мин.
0,014 10,15 4-0,215/
По величине К определяют оптимальное количество дутья по
формуле (60).
Учитывая абсолютную недопустимость продувов слоя ших-
ты при свинцовой плавке, принимаем наименьшее значение ко-
эффициента в формуле (60):
7С0 = 0,6/С = 0,6-50,4 = 30,2 нм3/м2-мин.
2. Определение удельной производительности печи
Производится по формуле (61):
тп
при г = 22 часа; т = Ы,5%; п = = 5,8 нм2! кг,
11,5
„ 30,2-22 са / 9
а = 6--— ----= 60 тм2-ситки.
11,5-5,8
Полученная удельная производительность согласуется с дан-
ными заводской практики.
3. Определение основных размеров печи
Площадь поперечного сечения печи на уровне фурм
F = — = — = 6,7 м2.
а 60
Расчет печи
281
Ширину шахтной печи на уровне фурм с учетом данных прак-
тики принимаем
В = 1,35 м.
Длина печи
т F 6,7 г
L = — - —-— 5 м.
В 1,35
При стандартной ширине кессона 800 мм и зазоре между
кессонами 10 мм число кессонов по длине печи равно 6. В свя-
зи с этим уточненная длина печи будет В= 0,8 • 6 + 5 -0,01 =
= '4,85 м. Уточненная по размерам стандартных кессонов пло-
щадь печи
F = 1,35- 4,85 = 6,55 м2.
Рабочую высоту печи (высоту сыпи над фурмами) определя-
ют по формуле (62):
jj __
Р ~ ’
где УуЯ — удельный объем шихты в печи, равный ’ =
111,5
= 1,04 лг3/т (см. табл. 89);
П—минимально необходимое время пребывания шихты
в печи, обеспечивающее завершение физико-химиче-
ских процессов; принимаем п = 1,5 часа, учитывая
самоплавкость агломерата
= 60.1,04.1,5 = м
р 22
Общую высоту печи от лещади до уровня колошника опре-
деляем по формуле (63):
Н = 1,ЗДр + 1 = 1,3-4,2 + 1 = 6,5 м.
Используя формулу (64):
Q = av (tr — tw) Ушт ккал
проверяем далее рабочую высоту печи по теплообмену.
Определим значения входящих в эту формулу величин. Сред-
нее значение разности температур газов и поверхности шихты
принимаем равным 75°.
Объем шихты, участвующей в теплообмене:
= FHP = 6,55- 4,2 = 27,5 м3.
Время теплообмена между газами и шихтой (время пребы-
вания газов в слое шихты):
т — = 0,32 сек., или 0,0009 час.,
wt 13
282 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
где Wt —действительная скорость газов в печи, заполненной
шихтой:
w' = w< = m,l(1 Pzcp3)
= 13 м/сек.
I 775
{1 +
\ 273
“ср “ср 0,165
Здесь ш0— условная скорость газов в пустой шихте печи.
Время переработки 100 кг агломерата:
22-100 nnnt-e
------- = 0,0055 часа,
400000
73,95 „ „.
сек = T+V = 3’7
19,o
или 19,8 сек.; количество газов V(
3 7
(см. табл. 87) и w0 = —=0,56 м/сек.
6,55
Средневзвешенное значение коэффициента 0)СТ> (см. табл. 89)
wcp = 0,15-0,78 + 0,215-0,22 = 0,165.
Значение объемного коэффициента теплопередачи в слое
кускового материала определяется по формуле (65):
№o.9.to,3
с = 160- —°-------М,
V d0.75
где Т — средняя температура газов, °К: 775 + 273 = 1048° К;
с? —средний диаметр кусков шихты (см. табл. 90).
d= (75-0,15 + 35-0,65 + 12-0,15 + 2,5-0,05)-0,78 +
+ (120-0,1 + 75'0,45 + 35-0,35 + 12-0,1) -0,22 =
= 38,7 мм = 0,039 м.
М — коэффициент; при наличии мелочи в шихте принимает-
ся равным 0,5.
0,56°-9-1048°-3п к
av — 160 • -----------0,5 = 4330.
0,039°-75
Подставляем все найденные значения в формулу (65) и оп-
ределяем количество передаваемого тепла:
Q = av(tT—Гщ-с = 4330-75-27,5-0,00009 = 810 ккал.
Количество тепла, получаемого по тепловому балансу в ре-
зультате горения топлива без тепла отходящих газов *:
Q' =Qiop—Qr = 53650 — 6160 = 47490 ккал за 0,0055 часа.
За время т
rv л-7 лпп 0,00009 _ОА
Q' = 47 490—--------= 780 ккал.
__________ 0,0055 1 *
1 Расчет величин Qrop и Qr приведен ниже, в расчете теплового балан-
са шахтной печм.
Расчет печи
283
Как видно из сопоставления Q и Q', количество выделяемого
тепла примерно равно количеству передаваемого (вернее коли-
честву тепла, которое может быть передано газами шихте).
Это указывает на то, что найденная высота печи 4,2 м обес-
печивает завёршение теплообмена и получение температуры от-
ходящих газов порядка 250°.
Окончательно принимаем Нг, = 4,2 м и Н — 6,5 м.
4. Определение давления дутья
Производится по формуле (66):
2
Лсопр = ^^---^То(1 + ₽0.
1. Определяем коэффициент k по формуле (67):
& = —,
V2
где V — объем пустот в шихте,
у _ Ткус Тших 1,3—0,96 ______Q 2g
Т ШИХ 1 > 3
7кус = 1,4*0,78 + 0,97-0,22 = 1,3 т/ж3,
Тших = -7TZT = °>96 т/Лг3 (СМ- табл- 89)‘
116,6
Коэффициент а определяется в зависимости от значения кри-
терия Рейнольдса по табл. 1 и 2.
__ то Т<+ _ 0,56-1,36-0,039_g
~ Vfy 0,26-4,6-10^5
По табл. 2:
т], = 4,6-10“5 кг/м- сек.
По табл. 1:
значение а для агломерата ~19,5, для кокса ~11,5.
Средневзвешенное значение
а= 19,5-0,78+ 11,5-0,22= 17,7.
2. Определяем k по графику (см. рис. 3), k = 60.
„ , 260+60 . „п
Среднее значение k = ---------- = 160;
w0 = 0,56 нм]сек\ уо = 1,36 кг/нм?-, t = 775° С; d = 0,039 м
284 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
Лсопр = 160- —-1,36 (1 + — ) = 1350 мм вод. ст.
(~ 100 мм рт. ст.).
Давление воздуха на воздуходувке с учетом потерь давления
на фурмах и в сети:
Р = 1 ,3 ^СОИр ~ 1,3-1350 = 1750 мм вод. ст. (~ 130 мм рт. ст.)
По данным практики для свинцовой плавки упругость
дутья колеблется в пределах 50—150 мм рт. ст. (редко до
200 мм рт. ст.).
5. Проверка ширины печи
по проницаемости шихты
Ширину печи по проницаемости шихты проверяют по форму-
ле (68):
В = Jconp, = 1 350^ = J 35
АЛ 1000
где 1000 мм вод. ст./м (выбирается по данным, приведенным
на стр. 39).
Проверка указывает, что принятая ширина печи 1,35 м удов-
летворяет условиям проницаем ости шихты.
6. Число и размеры фурм
Выбираем двухрядное расположение фурм с расстоянием
между рядами 200 мм.
При диаметре фурмы 100 мм число их на каждом боковом
кессоне будет равно 4 (по 2 в ряду). Общее число фурм иа бо-
ковых кессонах 4 X 12 = 48. Площадь сечения всех фурм
48. = 4g 3.14-0,012 = 0 376 м2
4 4
Отношение площади сечения всех фурм к площади сечения
печи
= 0,058
6,55
удовлетворяет данным практики.
7. Выбор воздуходувных средств
Количество воздуха, необходимое для плавки
65,6-400 000
100
= 262 000 нм3/сутки,
где 65,6 им3 — количество воздуха на 100 кг агломерата.
Тепловой баланс печи
285
Производительность воздуходувной машины с учетом потерь
воздуха в сети и необходимого резерва
262 000-1,15 ооп 3.
» 230 нм?/мин.
ЕО3 22-60
Давление дутья на воздуходувке равно 1750 мм вод. ст.
По этим параметрам .выбирают воздуходувки, выпускаемые
заводами.
§ 7. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
На основании данных материального баланса процесса (см.
табл. 88) и расчета размеров печи составляем тепловой баланс
печи. Тепловые эффекты реакций и значения теплоемкостей взя-
ты из справочной литературы. Для агломерата, пыли, шлака,
газов значения теплоемкостей определены как средневзвешен-
ные, исходя из состава этих продуктов и их теплоемкостей.
Приход тепла
1) Тепло горения кокса:
С + О2 = СО2 + 94 052 ккал-,
С + V2O2 = СО + 26 416 ккал-,
2Н + V2O2 = Н2О + 57 798 ккал-,
S + О2 = SO2 + 70 960 ккал.
Тепло от горения углерода кокса до СО2
94 052-^- = 44 100 ккал.
12
Тепло от горения углерода кокса до СО
26 417 • = 8 260 ккал.
12
Тепло от горения водорода топлива
57 798-^- = 1 160 ккал.
2
Тепло от горения серы топлива
70960.-°^= 130 ккал.
32
Всего от горения топлива:
Qrop = 441000 + 8 260 ф 1 160 ф 130 = 53 650 ккал.
286 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
2) Физическое тепло агломерата (шихты):
Сш=сштш/ш; сш = 0,12 ккал/кг °C; + — 20°;
<2Ш = 0,12 100•20 = 240 ккал.
3) Физическое тепло топлива:
QT = ctmT/T; ст = 0,20 ккал/кг -°C; /т = 20°;
QT = 0,20-11,5-20 = 46 ккал.
4) Физическое тепло воздуха:
Qbo3 = +оз ^воз^воз/ ^воз = 0,31 ккал/нм • С, 50 ,
Qbo3 — 0,31-65,6-30 = 610 ккал.
5) Тепло экзотермических реакций.
Сульфидирование свинца и меди:
РЬ + S -> PbS + 22 540 ккал-,
2Cu + S -> Cu2S + 19 000 ккал.
Сульфидируется 0,74 кг РЬ и 0,15 кг Си (см.: табл. 80 и 83):
22 540 = 80 ккал-,
207,2
19 000--^-= 22 ккал.
2-63,6
Окисление цинка и серы:
Zn+ V2 О2 -►ZnO + 83 170 ккал\
S + О2 —> SO2 + 70 960 ккал.
Окисляется серы 0,61 кг; образуется окиси цинка 7,38 —
—6,41 = 0,97 кг (см. табл. 80, 83 и 84):
83 170--^- = 990 ккал-,
81,4
70 960 - = 1350 ккал.
32
Шлакообразование. При образовании 1 кг шлака!
свинцовой шахтной плавки выделяется 135 ккал. Так как шла-
кообразование частично развивается при агломерации (прини-
маем его равным 50%), количество тепла от шлакообразования»
при плавке составляет величину
53,24-0,5* 135 = 3600 ккал,
где 53,24 кг — количество образующегося при плавке шлака.
Тепловой баланс печи
287
Всего тепло экзотермических реакций:
Фэкз = 80 + 22 + 990 + 1350 + 3600 = 6042 ккал.
Итого приход тепла:
Crop + <2ш + <2т + Своз + Сэкз = 53 650 + 240 + 46 + 610 +
4- 6 042 = 60 588 ккал.
Отметим, что статьи прихода 2, 3 и 4 и некоторые статьи рас-
хода тепла по величине выходят за пределы точности расчета.
Однако методически их целесообразно сохранять, ибо в ряде
случаев (например, подогретое дутье) они могут быть значи-
тельными.
Расход тепла
1) Тепло чернового свинца:
Сс сс тс tc,
сс = 0,033 ккал/кг -°C; tc = 800°;
Qc = 0,033*36,57 • 800 = 970 ккал.
2) Тепло штейна:
Сшт Й1Т ^ШТ ^шт’
Сшт = 0,2 ккал!кг • °C; /Шт = 1200°;
QinT = 0,2'4,6" 1200 = 1400 ккал.
3) Тепло шлака:
Сшл = ^ил ^шл-
Теплосодержание нашего шлака при = 1250° равно
320 ккал!кг (сШл6пл = 320 ккал/кг);
Фшл = 320-53,24 = 17020 ккал.
4) Тепло пыли:
Сп сп тп ^п>
сп = 0,12 ккал/кг '°C; /п =250°;
Qn=0,12 • 1,0 • 250 = 30 ккал.
5) Тепло отходящих газов:
СГ Vr С’
сг = 0,334 ккал/нм3 • °C; tr = 250°;
Qr = 0,334 • 73,95 • 250 = 6160 ккал.
6) Тепло эндотермических реакций.
Разложение сульфатов кальция и свинца:
CaSO4 -> СаО 4- SO2 + Х/2О2 — 119 560 ккал;
PbSO4 -> РЬО + SO2 + i/2O2 — 96 470 ккал.
288 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
При плавке разлагается 0,79 кг CaSO4 и 1,17 кг PbSO4 (см.
табл. 80):
119 560 - АН = 685 ккал-,
136,1
1 17
96 470-АД. = 370 ккал.
303,2
Восстановление окислов свинца и меди до металлов:
РЬО РЬ + Х/2О2 — 52 070 ккал',
Сн2О —» 2Сн + Х/2О2 — 39 840 ккал.
Затрачивается на восстановление (см. табл. 80—85):
свинца 52070 36,9 = 9280 ккал;
207,2
1 02
меди 39840 •—’— = 320 ккал.
2-63,6
Диссоциация сульфида цинка:
ZnS Zn X/2S2 — 48 500 ккал.
Затрачивается тепла на диссоциацию сульфида цинка (см.
табл. 80 и 83):
ио кпл (2,24 — 0,55) QCC
48 500 • —-----:—— = 856 ккал.
95,6
Восстановление высших окислов железа до закиси железа:
Fe3O4 -* 3FeO + г/2О2 — 75 900 ккал;
Fe2O3 -> 2FeO + Х/2О2— 71 100 ккал.
До закиси железа восстанавливается:
(10,3—1,12) кг Fe3O4 и 13,91 кг Fe2O3 (см. табл. 80—85);
75 900.АН = 3010 ккал;
231,4
71 100- АН = 6200 ккал.
159,6
На испарение влаги топлива затрачивается
0,52-595 = 310 ккал.
Всего тепло эндотермических реакций:
<2эв = 685 + 370 + 9280 + 320 + 856 + ЗОЮ + 6200 + 310 =
= 21031 ккал.
7) Тепло, уносимое водой, охлаждающей кессоны.
Тепловой баланс печи 289
Расход воды на охлаждение кессонов колеблется в пределах
2 4-3,5 м3 на 1 т шихты при изменении температуры воды на
30—35°.
Принимаем расход воды равным 3,0 м3 на 1 т шихты или
0,3 м3 на ЮО кг агломерата и At = 35°:
Сохл = cLm' — 1-300-35 = 10500 ккал-,
wiwi В в
8) Потери тепла во внешнюю среду.
Потери лучеиспусканием через колошник:
Q’ = Ф4.96
1100/
Лп = 6,55 ж2; Ф = 0,8; т = 0,0055 часа; Тш = 200 + 273 = 473° К;
О' = 0,8-4,96 6,55 -0,0055 = 74 ккал.
\ wo )
Потери через подину внутреннего горна:
Q" = qFnz — 5000-6,55-0,0055 = 184 ккал\
q = 5000 ккал/м2 • час (для холодных подин).
Всего потерь во внешнюю среду:
Спот = Q' + Q" = 74 + 184 = 258 ккал.
Итого расход тепла:
Qc + Quit + Сшл + Qr. + Qr + Сэп + Сохл + Спог = 970 -f- 1 100 -|-
+ 17 020 + 30 + 6 160 + 21 031 + 10 500 + 258 = 57 069 ккал.
Невязка баланса положительная и составляет
Сприх — Срасх = 60588 — 57069 = 3519 ккал,
или 5,8% от прихода тепла.
Уточненный расход топлива по балансу составляет
. 1 с 53650 — 3519
11,о-------------
[53650]
10,8 %
(отклонение значения расхода топлива от ранее принятой
~6%).
Учитывая сравнительно небольшую величину невязки, пере-
счета не производим.
По результатам расчетов составлена табл. 91 теплового ба-
ланса.
19 Заказ 761
290 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
Таблица 91
Тепловой баланс шахтной печи для плавки свинцового агломерата
Приход тепла
Расход тепла
Na
пп.
статьи прихода тепла ккал %
статьи расхода тепла
ккал
1
2
3
4
5
Тепло от горения топ-
лива ..............
Физическое тепло
шихты .............
Физическое тепло топ-
лива ...............
Физическое тепло воз-
духа ..............
Тепло экзотермичес-
ких процессов . . .
53650
240
46
610
6042
88,6
0,4
0,1
1,0
9,9
1
2
3
4
5
6
7
Тепло чернового свин-
ца ................
Тепло штейна ....
Тепло шлака ....
Тепло пыли.........
Тепло отходящих га-
зов ...............
Тепло эндотермичес-
ких процессов . .
Тепло, уносимое во-
дой, охлаждающей
кессоны ...........
Потери тепла во внеш-
нюю среду ....
Невязка ...........
970
1100
17020
30
1,6
1,8
28,0
0,05
6160 10,2
21031 34,8
10500 17,35
258 0,4
3519 5,8
8
9
%
Итого . . . 60588 100
Итого . . . 60588 100
§ 8. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
Основные технические показатели запроектированной шахт-
ной печи для плавки свинцового агломерата приведены ниже:
Производительность печи по агломерату (шихте), т/сутки 400
Удельная производительность печи, mj м1-сутки......60
Площадь печи в области фурм, м2..................6,55
Ширина печи в области фурм, м....................1,35
Длина печи в области фурм, м.....................4,85
Общая высота печи (от лещади до колошника), м....6,5
Высота сыпи, м...................................4,2
Расход кокса от агломерата (шихты), %.... .... 11,5
Производительность воздуходувки, нм3/мин..........230
Давление воздуха на воздуходувке, мм вод. ст......1750
Удельное количество дутья, нм3/м2-мин.............30,2
Диаметр фурм, мм ................... 100
Число фурм ........................................48
Фурменное отношение..............................0,058
Извлечение свинца из агломерата в черновой свинец, % .95,5
Выход продуктов плавки от агломерата, %:
черновой свинец ............................... 36,57
штейн ..............................4,6
шлак..............................53,24
пыль................................1,0
Эскиз шахтной печи дан на рис. 33.
Технические показатели
291
Рис. 33. Эскиз шахтной печи
для плавки свинцового агломерата
ЛИТЕРАТУРА
ПО ПЛАВКЕ В ШАХТНЫХ ПЕЧАХ
1. В. И. Смирнов. Шахтная плавка в металлургии цветных металлов, Me-
таллургиздат, 1955.
2. Ф. М. Лоскутов. Металлургия свинца и цинка, Металлургнздат. 1956.
3. И. Н. Пискунов. Металлургия свинца и цинка, ч. I и И, ЛГИ, 1958.
4. Д. А. Д ио мм д о в с к и й. Определение производительности и размеров
шахтных плавильных печей, Известия АН СССР, ОТН, № 4, 1946.
5. Д. А. Д и о м и Д о в с к и й. Печи цветной металлургии, Металлургнздат,
1956.
6. Д. А. Д и о м и д о в с к и й. Металлургические печи цветной металлургии,
Металлургнздат, 1961.
7. Ф. М. Лоскутов и А. А. Цейдлер. Расчеты по металлургии тяже-
лых цветных металлов, Металлургнздат, 1948.
8. А. И. Евдокименко, В. С. Е г умов, И. И. Берсеиева,
А. С. Б унтов ни ко в Результаты исследований плавки в шахтных
печах, ЦИИН МЦМ, 1956.
9. Д. А. Д и о м и д о в с к и й, Л. М. Шалыгин, И. A. IO ж а н и н о в.
19*
292 Расчет процесса и печи для шахтной плавки свинцового агломерата
Исследование работы 'заводских шахтных печей рудной плавки. ЛГИ
1955.
10. Обобщение передового опыта стахановцев плавильных цехов свинцовых
заводов, ЦИИН МЦМ, Бюллетень, № 5, 1952.
11. Опыт повышения производительности шахтных печей на Чимкентском за-
воде, ЦИИН МЦМ, Бюллетень, № 8, 1954.
12. Металлургия свинца. Сборник статей американского общества горных
инженеров и металлургов, Металлургиздат, 1941.
13. В. Л. Мюстювич, С. М. Анисимов. Металлургия свинца, 1940.
14. О некоторых особенностях свинцовой шактной плавки. ЦИИН МЦМ,
Бюллетень, № 7, 1955.
15. Л. М. Бочкарев и др. Цветные металлы, № 7, 1960.
16. А. М. Вартанян, Д. С. Копченке. Цветные металлы, № 5, 1959.
17. А. М. Вартанян и др. Цветные металлы, № 8, 1959.
18. Ф. М. Лоск.утюв. Получение свинца на Шэньянском заводе цветных
металлов Китайской Народной Республики, Цветные металлы, № 1,
1958.
19. М. А. Черняк. Агломерирующий обжиг свинцовых концентратов на
Чимкентском и Усть-Каменогорском свинцовых заводах, Цветные ме-
таллы, № 10, 1958.
20. Дискуссия по вопросам теории и практики шахтной плавки, Цветные ме-
таллы, № 3, 5 и 6, 1950; № 1 и 2, 1951; № 4 и 6, 1954; № 5, 1955, Сбор-
ники ЦИИН ЦМ №63, 1953 и № 90, 1954.
21. А. А. Цейдлер. Металлурги^ меди и никеля, Металл1урги1здат, 1958.
22. Краткий справочник физико-химических величин, Госхимиздат, 1959.
23. Э. В. Бринке, А. Ф. Капустинский и др. Термические константы
неорганических величин, АН СССР, 1949.
2.4 . Д. В. Пришлецов. Шахтная плавка окисленных никелевых руд, Ме-
таллургиздат, 1950.
25. В. И. Береговский, Н. В. Г удима. Металлургия никеля, Металлург-
издат, 1956.
26. И. Д. Резник, А. И. Евдокименко и др. Цветные металлы, № 7,
1959.
27. И. Д. Резник, И. С. Гущина, А. И. Евдокименко. Цветные
металлы, №. 1, 1959.
28. А. И. Евдокименко, И. И. Забережный, И. М. Рафалович,
И. Д. Резник. Цветные металлы, № И0, 1960.
29. Б. И. Китае®, Ю. Г. Ярошенко, В. Д. Сучков. Теплообмен
в шахтных печах, Металлургиздат, 1957.
30. И. А. Ю ж а н и н о в. Шахтная плавка на комбинате «Североникель». Сбор-
ник технической информации Гипроиикеля, № 1, 1957.
ГЛАВА VII
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ ШАХТНОЙ ПЛАВКИ
АГЛОМЕРАТА ОКИСЛЕННОЙ НИКЕЛЕВОЙ РУДЫ
§ 1. ЗАДАНИЕ
Рассчитать шахтную печь для восстановительной сульфиди-
рующей плавки смеси окисленных никелевых руд в виде агломе-
рата. На агломерацию поступают руды состава, %:
Руда А: 2,12 Ni; 13,7 Fe; 47,50 SiO2; 5,0 А12О3; 11,3 MgO;
1,0 СаО; 11,3 п. п. п.
Руда Б: 1,5 Ni; 25,0 Fe; 40,0 SiO2; 10,0 А12О3; 5,0 MgO; 1,0
СаО; 12,9 п. п. п.
Производительность печи по агломерату 600 т! сутки.
Для агломерации и шахтной плавки применяется кокс из
Кизеловско-Прокопьевских углей, имеющий рабочий состав, %:
Ср —78,2; Нр —0,29; Ор —0,95; № — 0,95; Sp—1,62; А₽ - 13,39;
wp — 4,6.
Состав золы кокса, %: 51,0 SiO2; 37,0 А12О3; 65,0 FeO; 1,0
MgO; 2,0 СаО; 2,0 SO3; прочие 0,5.
Дополнительным расчетом требуется определить показатели
работы печи при плавке офлюсованного агломерата, а также при
подогреве дутья до 400°.
§ 2. ВЫБОР РУДНОЙ СМЕСИ И РАСЧЕТ ЕЕ РАЦИОНАЛЬНОГО
СОСТАВА
При выборе состава смеси руд для агломерации ориенти-
руемся на то, чтобы содержание MgO в смеси руд составляло
около 10%. Более высокое содержание MgO приводит к получе-
нию тугоплавких высокомагнезиальных шлаков, ухудшающих
показатели плавки.
Обозначим: х кг — вес руды А на 100 кг смеси руд;
у кг — вес руды Б на 100 кг смеси руд.
Тогда
х + у = 100. (1>
Если принять содержание MgO в смеси руд 10%, то в соот-
ветствии с составом руд
0,113 л: + 0,05# — 10. (2)
294 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Состав смеси руд, поступающей иа агломерацию (по сухой руде)
П. п. п. 9,00 2,58 11,58
11,30 12,90 11,58
СаО * 0,80 0,20 1,00
1,00 1,00 00*1
O3W ье О о о о СП 00*01
о о СО о —Tin 10,00
о W 4,00 2,00 6,00
чР 0х- So LO О 6,00
о об W 38,00, 8,00l 46,00
чр 0х- 47,50 40,00 46,00
tu О о —«ш 16,0
о ь- о СО 1_О — сч 16,0
Z 1,70 0,30 2,00
сгх сч о —< LO СЧ 2,00
Вес кг о о ООСЧ 100
а ч Всего:
Решая совместно уравнения
(1) и (2), получим
х = 80 кг; у = 20 кг.
Полученный при таком со-
отношении компонентов состав
смеси руд приведен в табл. 92.
На основании данных мине-
раграфических исследований
примем, что весь никель в окис-
ленных рудах входит в минера-
лы группы водных никель-маг-
незиальных силикатов (гарние-
рит, ревденскит, нумеит и др.),
для которых А. А. Цейдлер
предложил общую формулу:
№0 • SiO2 • mMgO X
XSiO2-nH2O.
Допустим, что половина
окиси магния входит в эту
группу минералов, а другая по-
ловина представлена тальком
3MgO • 4SiO2 • Н2О. Железо в
окисленных рудах представле-
но железняком Fe2Og • 2Н2О.
Глинозем является составной
частью каолинита А120зХ
X2SiO2 • 2Н2О. Окись кальция
примем находящейся в виде из-
вестняка СаСО3. Кремнезем,
помимо перечисленных силика-
тов, может присутствовать в
руде и в свободном состоянии
в виде кварца SiO2.
Находим теперь количество
указанных минералов в 100 кг
смеси руд.
В каолините содержится:
120,2 „ „ пс
кремнезема — 6=7,06 кг;
конституционной влаги
36 „ л 1
— • 6 = 2,12 кг.
102
Количество каолинита 6 +
+ 7,06 + 2,12 = 15,18 кг.
Рациональный состав агломерата 295
В известняке содержится:
44
углекислоты, связанной с 1 кг СаО:-- • 1 = 0,79 кг.
56,1
Количество известняка 1 + 0,79 = 1,79 кг.
В буром железняке содержится:
48
кислорода, связанного в Fe2O3: - • 16 = 6,85 кг;
конституционной влаги у • 16 = 5,15 кг.
Количество бурого железняка 16 + 6,85 + 5,15 = 28 кг.
В тальке содержится:
окиси магния 0,5 -10 = 5 кг;
240 4
кремнезема —— -5 = 10 кг;
г 120,9
конституционной влаги ------- 5 = 0,75 кг.
J 120,9
Количество талька 5 + 10 + 0,75 = 15,75 кг.
В никель-магнезиальных силикатах содержится:
кислорода, связанного в NiO : = 0,54 кг.
Вес NiO : 2 + 0,54 = 2,54 кг;
кремнезема, связанного с NiO : • 2,54 = 2,03 кг.
Кремнезема, связанного с оставшимися 5 кг окиси магния:
60, 1 г- - с
----5 = 7,5 кг.
40,3
Всего кремнезема в никель-магнезиальных силикатах
2,03 + 7,5 = 9,53 кг.
Количество конституционной влаги в никель-магнезиальных
силикатах определяется по величине потерь при прокаливании:
влага никель-магнезиальных силикатов = (потери при прокали-
вании)— (влага каолинита + влага железняка + влага талька +
+ углекислота известняка) = 11,58 — (2,12 + 5,15 + 0,75 +
+ 0,79) = 2,77 кг.
Общий вес никель-магнезиальных силикатов
2,54 + 9,53 + 5,0 + 2,77 = 19,84 кг.
На основании выполненных расчетов составлена табл. 93 ра-
ционального состава рудного сырья в расчете на 100 кг смеси
руд (на сухой вес).
§ 3. РАЦИОНАЛЬНЫЙ СОСТАВ АГЛОМЕРАТА
При агломерации сырой руды протекают следующие про-
цессы: а) удаляется гигроскопическая и конституционная влага;
б) окись железа восстанавливается до магнетита и частично до
296 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Таблица 93
Рациональный состав смеси руд (на сухой вес), кг
Соединения
SiO2 А1аО3 М£О СаО
Магнезиальные'1 силикаты
NiO • SiO2 • mMgO • SiO2 • пН2О
Тальк
2MgO-4SiO2-H2O ....
Бурый железняк
Fe2O3-2H2O..............
Каолинит
Al2O3-2SiO2.2H2O . . .
Известняк СаСО3 ....
Кварц SiO2..............
Прочие..................
19,84 2,0
0,54 9,53
Всего . . .
28,00
15,18
1,79
19,41
0,03
16,06,85
10,0
7,06
19,41
5,0
5,0
2,77 —
0,75 —
5,15 —
2,12 —
— 0,79
— 0,03
100,002,0 16,07,39 46,0
10,0 1,0
закиси, образующей с кремнеземом файялит (примем, что в аг-
ломерате 80% железа находится в форме магнетита, 20% в
форме файялита); в) разлагаются карбонаты; г) зола коксика
остаетсй в агломерате и окислы, ее составляющие, вступают в
химическое взаимодействие с окислами рудной части.
По данным практики примем следующие технологические
показатели агломерации: а) расход коксика 10% от веса руды;
б) извлечение никеля в агломерат с учетом возврата мелочи и
пыли 100%; в) десульфуризация колчеданной серы кокса 50%;
г) основным расчетным вариантом является плавка агломерата,
полученного из руд без добавки флюсов, которые поступают
прямо в шахтную печь.
При расходе на агломерацию 10% коксика (от веса сухой
руды) с зольностью Др = 13,39 в агломерате остается золы
1,34 кг. С этим количеством золы, в соответствии с заданным со-
ставом золы, в агломерат переходит, кг:
SiO2....................... 1,34-0,51 =0,7
А12О3 ..................... 1,34-0,37 =0,5
FeO........................ 1,34-0,065= 0,09
MgO........................ 1,34-0,01 =0,01
СаО........................ 1,34-0,02 = 0,02
SO3 ........................ 1,34-0,02 =0,02
Прочих..................... 1,34-0,005=0,01
Всего ......1,34
Рациональный состав агломерата 297
Кроме золы, в агломерат переходит половина колчеданной
серы кокса, т. е. 0,5 • 10 • 0,0162 = 0,080 кг.
Примем, что эта сера вступает во взаимодействие с железом
с образованием FeS. Суммируя компоненты, переходящие в аг-
ломерат из руды и из кокса на 100 кг рудной смеси, определим
состав агломерата по главным компонентам (табл. 94).
Таблица 94
Состав агломерата по главным компонентам, кг
Ni Fe SiOg А12ОЯ MgO СаО SK so, Прочие Всего
Из руды Из кокса 2,0 16,00 0,07 46,00 0,70 6,00 0,50 10,00 0,01 1,00 0,02 0,08 0,02 0,03 0,01 81,03 1,41
Всего . . 2,0 16,07 46,70 6,50 10,01 1,02 0,08 0,02 0,04 82,44
Для расчета рационального состава агломерата принимают
следующие исходные положения: а) в результате агломерации
сложные никельсодержащие магнезиальные силикаты разложи-
лись на NiO-SiO2 и MgO-SiO2; б) колчеданная сера связана с
железом в FeS; в) остальное железо находится в виде файялита
(20%) и магнетита (80%); г) сульфатная сера связана в суль-
фат CaSO4; д) оставшееся количество окиси кальция связано с
кремнеземом в 2CaO-SiO2; е) глинозем образует алюмосиликат
3 А12О3-2 SiO2; ж) оставшийся кремнезем представлен свобод-
ным кварцем.
В силикате NiO • SiO2 содержится (расчет по никелю):
—• 2 = 0,54 кг О2;
58,7
• 2 = 2,03 кг SiO2.
50,7
количество NiO-SiO2
2 + 0,54 + 2,03 = 4,57 кг.
В FeS содержится (расчет по сере):
. 0,08 = 0,14 кг Fe.
32
Количество FeS 0,08 + 0 : 14 = 0,22 кг.
298 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Остается железа 16,07 — 0,14= 15,93 кг,
в том числе в виде магнетита 15,93-0,8= 12,7 кг; в виде файя-
лита 15,93-0,2 = 3,23 кг.
На образование РезО4 идет
—— • 12,7 = 4,83 кг О2.
167,7
Количество магнетита
12,7 + 4,83 = 17,53 кг.
На образование FeO идет
—— -3,23=0,92 кг О2.
55,9 2
Для образования файялита требуется кремнезема
• 3,23 = 1,73 кг.
111,7
Количество файялита
3,23 + 0,92+ 1,73 = 5,88 кг.
В CaSO4 будет связано (расчет по SO3):
- 0,02 = 0,01 кг СаО.
80
Количество CaSO4 0,02 + 0,01 = 0,03 кг.
Остается окиси кальция 1,02 — 0,01 = 1,01 кг.
Количество двухкальциевого силиката 2 СаО • SiO2 (по окиси
кальция):
кремнезема в 2 СаО • SiO2 ? • 1,01 = 0,53 кг;
количество 2CaO-SiO2 1,01 + 0,53= 1,54 кг.
Количество муллита 3 А120з • 2 SiO2 (по глинозему):
120 2
кремнезема в муллите —— -6,5 = 2,55 кг;
’ J 306
количество муллита 6,5 + 2,55 = 9,05 кг.
Количество магнезиального силиката MgO • SiO2 (по окиси
магния):
кремнезема • 10,01 = 15,01 кг;
количество MgO • SiO2 10,01 + 15,01 = 25,02 кг.
В силикаты связано кремнезема
2,03 + 1,73 + 0,53 + 2,55 + 15,01 = 21,85 кг;
количество свободного кварца 46,70 — 21,85 = 24,85 кг.
Расчет штейна, топлива и сульфидирующего материала 299
Общий вес агломерата на 100 кг сухой рудной смеси
4,57 + 0,22 + 17,53 + 5,88 + 0,03 +
+ 1,54 + 9,05 + 25,02 + 24,85 + 0,04 = 88,71 кг.
Выход агломерата от веса рудного сырья
88^ = 0,8871.
100
На основании выполненных расчетов составлена табл. 95
рационального состава агломерата в пересчете на 100 кг гото-
вого агломерата.
Таблица 95
Рациональный состав агломерата, кг
Соединения Всего Ni Fe О, SiO, A12Os MgO CaO s Про- чие
NiO-SiO2 .... 5,15 2,25 0,61 2,29 —
FeS 0,25 — 0,16 — — .— — — 0,09 —
Fe3O„ 19,73 — 14,30 5,43 —- — .— — — —
2FeO-SiO2 .... 6,65 — 3,67 1,04 1,94 — — — — —
2Al2O3.2SiO2 . . 10,20 — — -— 2,87 7,33 — — — —
2CaO-SiO2 .... 1,75 — .— •— 0,60 — .— 1,15 — —
MgO-SiO2 .... 28,17 — — — 16,89 .— 11,28 — — —
CaSO4 0,03 .— — 0,01 — — -— 0,01 0,01 —
SiO2 28,02 — — .— 28,02 — .—. — — —
Прочие 0,05 0,05
Всего . . 100 2,25 18,13 7,09 52,61 7,33 11,28 1,16 0,10 0,05
§ 4. РАСЧЕТ ШТЕЙНА, ТОПЛИВА И СУЛЬФИДИРУЮЩЕГО
МАТЕРИАЛА
1. Состав и количество штейна
Заводские никелевые штейны обычно содержат 10—25% Ni;
14—24% S, остальное — железо и небольшое количество при-
месей.
Учитывая, что агломерат имеет довольно высокое содержа-
ние никеля, примем для расчета следующий состав штейна, %:
20,0 Ni; 22,0 S; 56,0 Fe; 2,0 прочих.
Для определения рационального состава штейна допустим,
что в сульфидной форме находится 80% всего никеля и в виде
ферроникеля 20%.
Тогда в штейне сульфидного никеля будет 20*0,8= 16 кг,
никеля в виде ферроникеля 20 0,2 = 4 кг.
ЗОЭ Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
На связывание 16 кг никеля в Ni3S2 расходуется серы
64-2 К 70
-----• 16 = 5,78 кг.
176,1
Количество Ni3S2 16,0 + 5,78 = 21,78 кг.
На сернистое железо остается серы 22 — 5,78 = 16,22 кг.
Это количество серы связывает железа
• 16,22 = 28,40 кг.
32,1
Количество FeS 16,22 + 28,40 = 44,62 кг.
Остается железа в металлическом состоянии в форме ферро-
никеля 56 — 28,4 = 27,6 кг.
На основании проделанных расчетов составлена табл. 96 ра-
ционального состава штейна.
Таблица 96
Рациональный состав штейна, кг
Соединены^ Всего Ni Fe s Прочие
NigSa 21,78 16,0 5,78
FeS 44,62 —_ 28,40 16,22 —
№мет 4,00 4,0 — — — а
Ремет 27,60 —. 27,60 — —_
Прочие 2,00 — — * 2,00
Всего . . 100,00 20,00 56,00 22,00 2,00
Выход штейна определяют исходя из извлечения никеля в
Штейн при плавке, которое, по данным практики, обычно нахо-
дится в пределах 70—80%. Приняв извлечение 75% получим,
что из 100 кг агломерата в штейн перейдет 2,25-0,75 = 1,69 кг
никеля.
При 20% Ni в штейне вес штейна = 8,42 кг.
0,20
Серы в штейне 22%, следовательно, для получения штейна
принятого состава необходимо серы 8,42-0,22= 1,85 кг.
2. Расход кокса
По данным практики расход кокса для плавки агломерата
составляет 20—25% от веса сырой руды. Выход агломерата со-
ставляет. как рассчитано выше 88,71% от веса сухой руды.
Расчет штейна, топлива и сульфидирующего материала
301
Для получения 100 кг агломерата расходуется
100 ,1о
0 = 113 кг сухой руды.
Средняя влажность окисленных никелевых руд, поступаю-
щих на агломерацию ~20%, следовательно, на получение
113
100 кг агломерата расходуется — = 142 кг сырой руды.
0,8
Расход кокса в пересчете на агломерат будет
1,42(20 -ь 25) = 28 — 36%.
Примем на основании этих расчетов расход кокса 35% от
веса агломерата. Пользуясь заданными элементарными соста-
вами кокса и его золы, рассчитаем распределение составляющих
кокса при плавке. При этом принимаем, на основании данных
практики, что 10% от всего загруженного кокса выносится из
печи в виде пыли без изменения химического состава. Тогда из
35 кг загруженного кокса 23,5 кг уносится в пыль вместе с золой,
а 31,5 кг участвует в процессе и зола этой части кокса попадает
в шлак.
Результаты расчетов распределения составляющих кокса в
процессе сведены в табл. 97 и 98.
Таблица 97
Распределение составляющих кокса при плавке, кг
Составляющие Всего С н О N sK Зола Влагг»
Сухая горючая масса 28,69 27,36 0,10 0,33 0,33 0,57 — —
Зола 4,70 — — — — —• 4,70 -—
Влага 1,61 — — — — — 1,61
Всего . . 35,00 27,36 0,10 0,33 0,33 0,57 4,70 1,61
Из этого унос в пыль . . 3,50 2,74 0,01 0,03 0,03 0,06 0,47 В газы 0,16
участвует в про- цессе 31,50 24,62 0,09 0,30 0,30 0,51 4,23 В газы 1,45
3. Выбор сульфидизатора и расчет его количества
Наиболее приемлемым сульфидирующим материалом для
рассчитываемого процесса является гипс. Предпочтение гипсу
перед пиритом отдается главным образом потому, что обычно в
пиритах в большем или меньшем количестве содержится медь,
попадание которой в никелевый штейн нежелательно.
302 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Таблица 98
Распределение составляющих золы кокса при плавке, кг
Принимаем в качестве сульфидизатора гипс с содержанием
17% серы и определяем его рациональный состав, считая, что
вся сера гипса связана в минерал CaSO4-2H2O. Рациональный
состав гипса приведен в табл. 99. Внешняя влажность гипса со-
ставляет 4%.
Таблица 99
Рациональный состав гипса (на сухой вес), кг
Выше определено, что для образования штейна требуется
1,85 кг S. В 100 кг агломерата имеется 0,1 кг серы и в рабочей
части кокса 0,51 кг. Необходимо подать еще 1,85 — 0,61 =
— 1,24 кг S. При шахтной плавке происходит десульфуризация
гипса и часть серы теряется с газами в виде SO2.
Степень десульфуризации гипса при шахтной плавке, по
данным практики, составляет 30—50%. Приняв десульфуриза-
цию 40%, получим, что необходимо ввести в процесс
Рас чет шлака и флюсов
303
1,24-100 опс л , 2,06 1О11
-------= 2,06 кг серы, что требует загрузки---------= 12,11 кг
100—40 г 1 J J 0,17
сухого гипса.
Учитывая унос части гипса в пыль в количестве 1О°/о» полу-
чим необходимое количество гипса для загрузки в печь:
12,11
-----= 13,46 кг.
0,9
При 4% влажности с гипсом поступит воды 13,46-0,04 =
= 0,54 кг и общий вес влажного гипса составит 13,46+0,54= 14 кг.-
Для дальнейших расчетов будет полезна табл. 100 распреде-
ления составляющих гипса в процессе шахтной плавки.
Таблица 100
Распределение составляющих гипса в процессе плавки, кг
Все го Fe оЕ SiO2 А1гО3 MgO СаО S Кристал- лизацион- ная влага
Всего гипса Из этого 13,46 0,23 3,57 0,25 0,28 0,14 4,00 2,29 2,70
унос в пыль . . участвует в про- 1,35 0,02 0,37 0,03 0,03 0,01 0,40 0,23 В газы 0,26
цессе 12,11 0,21 3,20 0,22 0,25 0,13 3,60 2,06 В газы 2,44
§ 5. РАСЧЕТ ШЛАКА И ФЛЮСОВ
Все шлакообразуюшие компоненты шихты, кроме железа,
распределяются между шлаком и пылью. Железо, кроме того,
участвует в штейнообразовании.
Всего в процесс вводится железа с агломератом, коксом и
гипсом (за вычетом железа, отнесенного к пыли)
16,32 + 0,21 + 0,21 = 16,74 кг.
В штейн переходит 4,74 кг железа.
Остается на шлак 16,74 — 4,74 = 12,0 кг.
В пересчете на закись получим, что в шлаке
• 12 = 15,44 кг FeO.
55,9
Расчет состава шлака, образующегося из шлакообразующих
компонентов агломерата, кокса и гипса, представлен табл. 101.
Рассмотрение состава полученного шлака показывает, что
содержание кремнезема в нем слишком высоко, а содержание
СаО и FeO мало, что обусловит повышенную вязкость и туго-
плавкость шлака. Для выбора приемлемого состава шлака для
304 Расчет для шахтной плавки, агломерата окисленной никелевой руды
Таблица 101
Состав шлака, образующегося из шлакообразующих компонентов
агломерата, кокса и гипса, кг
FeO SiOz Al 2О3 MgO СаО Всего
Из агломерата ) Из кокса 1 Из гипса J 15,44 47,35 2,16 0,22 6,60 1,56 0,25 10,15 0,05 0,13 1,04 0,08 3,60 —
Всего кг . . . % - - . 15,44 16,00 49,73 57,5 8,41 9,50 10,33 11,7 4,72 5,3 88,63 100
шахтной плавки окисленных никелевых руд следует пользовать-
ся правилом: суммарное содержание в шлаках закиси железа,
окиси кальция и магнезии (основных окислов) должно быть
около 50%, в том числе закиси железа 14—16%. Более высокое
содержание закиси железа увеличивает потери никеля со шла-
ком. Суммарное содержание кремнезема и глинозема тоже
должно составлять около 50%, в том числе кремнезема не
меньше 35%, а нормально 40—48%. А. А. Цейдлер, уточняя это
правило, рекомендует для высокоглиноземистых шлаков сумму
кремнезем + глинозем иметь немного более 50%, а при малом
содержании глинозема — немного ниже 50%.
Пользуясь приведенными рекомендациями и учитывая, что
полученные первичные шлаки без подфлюсовки имеют довольно
высокое содержание глийозема, примем, что содержание глино-
зема в сумме с кремнеземом в шлаке должно составить 54%.
Для одновременного повышения содержания окиси кальция в
шлаках применяем в качестве флюса известняк, рациональный
состав которого приведен в табл. 102.
Таблица 102
Рациональный состав известняка, кг
Соединения Всего Fe о2 SiO2 AlgOg MgO СаО со. Прочие
СаСО3 .... 92,9 — — .— 52,0 40,9
Fe2O8 .... 3,50 2,44 1,06 — ,— — — —
SiO2 1,50 —, — 1,50 — .—. — —
АЦОз .... 1,00 — — — 1,00 — .— — —
MgO 1,00 — — — — 1,00 — .— —
Прочие .... 0,10 — •—• — — — — — о,1
Всего . . 100 2,44 1,06 1,50 1,00 1,00 52,0 40,9 0,1
Расчет шлака и флюсов
305
Обозначим х — количество окиси кальция, необходимое для
получения суммы кремнезем + глинозем = 54% и составим
уравнение
57,50 4,9,50.^
88,63 -ф-х
Ю24 , „ по
откуда х = ---- = 18,98 кг.
54
Потребный вес известняка при 52% содержания СаО
= 36,5 кг.
0,52
Примем, что' в пыль уносится 5% от веса загруженного из-
вестняка. Тогда необходимо всего загрузить сухого известняка
36,5 оо и
—-— = 38,4 кг.
0,95
В табл. 103 приведен расчет распределения составляющих
известняка в процессе плавки.
Таблица 103
Распределение составляющих известняка при плавке, кг
Всего Fe 02 Si02 А1,О, MgO СаО со2 в газы Прочие
Всего загруже- но Из этого 38,40 0,94 0,41 0,58 0,38 0,38 19,95 15,72 0,04
унос В ПЫЛЬ участвует 1,90 0,04 0,02 0,03 0,01 0,01 0,97 0,82 —
в процес- се .. . 36,50 0,90 0,39 0,55 0,37 0,37 18,98 14,90 —
Приняв влажность известняка 3,5% от сухого веса, получим
вес влаги 38,4-0,035= 1,34 кг.
Вес влажного известняка 38,4 + 1,34 = 39,74 кг.
Рассчитываем количество и предварительный состав шлака
с учето.м флюсовки, считая железо известняка в виде FeO
(табл. 104).
Полученный предварительный состав шлака по главным
компонентам удовлетворяет перечисленным выше требованиям.
Окончательный состав шлака получим, учтя потерю никеля в
шлаках.
В соответствии с рассчитанными выше распределением ни-
келя между штейном и пылью получим, что в шлаках никеля
2,25 — 1,69 — 0,23 = 0,33 кг.
20 Заказ 761
306 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Таблица 104
Предварительный состав шлака с подфлюсовкой известняком, кг
FeO SiO, А1,о, MgO СаО Всего
В шлаке без флюса В известняке 15,44 1,16 49,73 0,55 8,41 0,37 10,33 0,37 4,72 18,98 88,63 21,43
В с е г о: кг % 16,60 15,10 50,28 45,50 8,78 7,95 10,70 9,70 23,70 21,75 110,06 100,00
Примем, что весь никель в шлаке находится в виде запутав-
шихся корольков штейна.
Количество штейна, соответствующего 0,33 кг никеля при
20% Ni в нем:
= 1,65 кг.
0,20
В соответствии с рациональным составом штейна подсчиты-
ваем содержание в корольках штейна отдельных компонен-
тов, кг:
Никель металлический................
Никель сульфидный...................
Железо сульфидное...................
Железо металлическое ...............
Сера, связанная с никелем...........
Сера, связанная с железом...........
Прочие .............................
1,65-0,04 =0,07
1,65-0,16 =0,26
1,65-0,284 =0,47
1,65-0,276 = 0,45
1,65-0,0578=0,10
1,65-0,1622= 0,27
1,65-0,02 =0,03
Всего . . . . 1,65 кг
Произведем уточненный расчет всех шлакообразующих ком-
понентов шлака.
1. Расчет распределения железа
Общее количество железа в пересчете с закиси
• 16,6 = 12,9 кг.
71,7
Из этого количества в корольках штейна содержится
0,47 + 0,45 = 0,92 кг Fe.
Окисленного железа в шлаке 12,9 — 0,92 = 11,98 кг.
По данным исследований в шлаках шахтной плавки окис-
ленного никелевого агломерата содержится 1,5—4,5% магнети-
та, что в пересчете на железо составляет 1,2—3,5%. Если учесть,.
Расчет шлака и флюсов
307
что обычное содержание железа в шлаках этой плавки 11—13%
(14—16% закиси железа), то количество железа в форме маг-
нетита составит от 9 до 30% от общего содержания окисленного
железа в шлаке. На основании этого примем, что 10% окислен-
ного железа в шлаке находится в виде магнетита и 90% — в ви-
де файялита. При этом условии получим:
железа в магнетите
11,98-0,1 = 1,2 кг;
кислорода в магнетите
Количество магнетита
1,2 + 0,46 = 1,66 кг.
Железа в файялите
11,98-0,9= 10,78 кг.
Кислорода в закиси
—- 10,78 = 3,08 кг.
55,9
Кремнезема в файялите
- 10,78 = 5,78 кг.
111,8
Количество файялита
10,78 + 3,08 + 5,78 = 19,64 кг.
2. Расчет остальных шлакообразующих
Всю окись магния примем связанной в силикат MgO • SiC>2-
Требуется кремнезема на 10,7 кг MgO.
- 10,7 = 16,5 кг.
40,1
Количество MgO • SiO2
10,7 + 16,5 = 27,2 кг.
Весь глинозем в шлаке примем связанным в СаО • AI2O3.
Требуется окиси кальция на 8,78 кг AI2O3
- 8,78 = 4,83 кг.
102
Количество СаО • А120з
8,78 + 4,83= 13,61 кг.
Остается окиси кальция 23,7 — 4,83= 18,87 кг.
20*
308 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Примем, что эта часть СаО представлена силикатом
2 СаО • SiO2.
Количество кремнезема на 18,87 кг СаО
-^5-. 18,87= 10,1 кг.
112,2
Количество 2 СаО • SiO2.
18,87 + 10,1 = 28,97 кг.
Всего связано в различные силикаты кремнезема
5,78 + 16,5 + 10,1 = 32,38 кг.
Остается в свободном состоянии кремнезема
50,28 — 32,38 = 17,90 кг.
Результаты расчетов рационального состава шлака приведе-
ны в табл. 105.
Таблица 105
Рациональный состав отвального шлака, кг
Соединения
Ni3S2
NiMej
FeS
Ремет
Fe3O4
2FeO . SiO2
2CaO . SiO2
MgO . SiO2
CaO • A12O3
SiO2
Прочие
Всего: кг
%
Всего Ni Fe о, SiO, A1SO, MgO СаО s
0,36 0,26 — 0,10
0,07 0,07
0,74 — 0,47 — — .— — — 0,27
0,45 — 0,45 -— — — — — —
1,66 — 1,20 0,46 —. — — — —
19,64 — 10,78 3,08 5,78 — — — —
28,97 — — — 10,10 — — 18,87 —
27,20 —. — — 16,50 .— 10,70 — —
13,61 — — — — 8,78 — 4,83 —
17,90 — — — 17,90 — — — —
0,03
110,63 0,33 12,90 3,54 50,28 8,78 10,70 23,70 0,37
100 0,30 11,70 3,20 45,30 7,90 9,65 21,40 0,30
0,03
Про-
чие
0,03
0,02
Из практики шахтной плавки окисленных никелевых руд
известно, что оптимальный состав отвального шлака определя-
ется следующим содержанием основных шлакообразующих, %:
14—18 FeO; 18—20 СаО; до 12 MgO; 42—44 SiO2; до 10 А12О3-
Полученный по расчету шлак по содержанию основных шла-
кообразующих весьма близок к указанному оптимальному со-
ставу.
Проверим свойства полученного отвального шлака по диаг-
раммам плавкости и вязкости. В пересчете на 100°/о наш шлак
Расчет количества воздуха и газов
309
имеет состав, %: 14 FeO; 54(SiO2 + А12О3); 32(CaO + MgO).
По диаграмме SiO2—FeO—СаО (см. рис. 20), принимая
(SiO2 + А120з) за SiO2 и (СаО + MgO) за СаО, находим тем-
пературу плавления 1150°, вязкость выше 200 пуаз. По диаграм-
ме SiO2 — FeO — MgO (см. рис. 21), принимая (SiO2 + А12О3)
за SiO2 и (СаО + MgO) за MgO, находим температуру плавле-
ния 1600°.
Интерполируя полученные значения температуры по соотно-
шению СаО и MgO в нашем шлаке, определим температуру его
плавления:
t = — • 1600 + — • 1150^ 1280°.
32 32
Физические характеристики отвального шлака можно счи-
тать приемлемыми.
По никелю расчетный шлак характеризуется несколько по-
вышенным содержанием, так как на практике удается получать
шлаки, содержащие 0,2—0,25% Ni.
Следовательно, в расчете можно было принять извлечение
никеля выше 75%. Это необходимо учесть при составлении ма-
териального баланса плавки.
§ 6. РАСЧЕТ КОЛИЧЕСТВА ВОЗДУХА И ГАЗОВ
Воздух в процессе восстановительной сульфидирующей плав-
ки расходуется в основном на горение кокса. Для создания вос-
становительной атмосферы, необходимой для восстановления
никеля, в газовой фазе должна присутствовать окись углерода.
С другой стороны, слишком высокая концентрация окиси угле-
рода приводит к усиленному восстановлению железа и образо-
ванию ферроникеля. Практикой установлено, что оптимальное
отношение количества углерода, сгорающего до СО, к количест-
ву углерода, сгорающего до СО2, при форсированном ведении
процесса колеблется от 1 : 1 до 1 :3.
Примем это отношение 1 : 2.
Общее количество углерода, участвующее в процессе.
24,62 кг.
Сгорает углерода до СО2
— • 24,62 = 16,4 кг,
3
32
кислорода расходуется — • 16,4 = 43,8 кг.
Сгорает углерода до СО
— • 24,62 = 8,22 кг,
3
кислорода расходуется — • 8,22 = 10,95 кг.
310 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
С коксом поступает 0,09 кг Н2, для его сжигания требуется
-^- .0,09 = 0,72 кг
С агломератом, коксом и гипсом в процесс поступает
0,1 +0,61 + 2,29 = 3 кг S.
Примем, что из этого количества в пыль уносится без оки-
сления 10% общего количества серы, кг:
В пыль уносится................ 3,0-0,1=0,3
В штейне серы........................ 1,85
В шлаке серы......................... 0,37
Всего 2,52 кг
Остальная сера в количестве 3,0 — 2,52 = 0,48 кг окисляется
до SO2, на что требуется кислорода
— • 0,48 = 0,48 кг.
32
Кислорода в окислах железа, содержащихся в шлаке
0,46 + 3,08 = 3,54 кг.
Всего потребное количество кислорода
43,8 + 10,95 + 0,72 + 0,48 + 3,54 = 59,49 кг.
В шихте содержится активного кислорода, участвующего в
процессах окисления, кг:
В агломерате .........................6,47
В коксе вместе с золой................0,41
В гипсе.............................. 3,20
В известняке .........................0,39
Всего ... 10,47 кг
Требуется подать с дутьем 59,49—10,47 = 49,02 кг кислоро-
да, что соответствует
49,02
— 23 = 214 кг воздуха.
Количество и состав газов, образующихся при шахтной плав-
ке 100 кг агломерата, определяется следующим расчетом, кг:
Азота поступает с воздухом................... 214-0,77 = 164,89
С коксом................................................. 0,30
Всего азота............ 165.10 кг
Материальный баланс плавки
311
От горения 16,4 кг углерода кокса получается 16,40 +
+43,8 = 60,20 кг углекислоты, от разложения известняка
15,72 кг. Всего углекислоты образуется 75,92 кг.
От горения 8,22 кг углерода кокса образуется 8,22 + 10,95 =
= 19,17 кг окиси углерода.
От горения 0,48 кг серы получается 0,48 + 0,48 = 0,96 кг сер-
нистого газа.
Внешняя влага кокса..................35 • 0,046= 1,61 кг
Конституционная и внешняя влага гипса . 2,7 + 0,54 = 3,24 кг
Внешняя влага известняка............. 38,4-0,035= 1,34 кг
От горения 0,09 кг водорода кокса образу-
ется воды .......................... 0,09+0,72 = 0,81 кг
Всего воды .... 7,00 кг
Результаты расчета количества и состава газов приведены
в табл. 106.
Таблица 106
Количество и состав отходящих газов
Газ Вес, кг Объем, нм” % (объемн.)
со2 75,92 38,65 19,6
со 19,17 15,30 7,8
so2 0,96 0,34 0,2
N2 165,19 132,00 67,9
н2о 7,00 8,71 4,5
Всего: 268,24 195,00 100
Средний удельный вес уо = 1,37 кг!нмй.
§ 7. МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС ПЛАВКИ
Итогом всех технологических расчетов является составление
развернутого материального баланса. При необходимой точно-
сти ранее выполненных расчетных действий составление баланса
не вызывает затруднений. При окончательном расчете количест-
ва и состава пыли учитываем, что пыль проходит стадию каль-
цинации, т. е. из шихтовых материалов, уносимых в виде пыли,
в газовую фазу удаляется вся влага и карбонатная углеки-
слота.
При составлении баланса может выявиться невязка в графе
«прочие». В этом случае следует внести соответствующие кор-
Материальный баланс шахтной плавки агломерата нз окисленной никелевой руды Таблица 107
№ Материалы и продукты плавки Бес Ni Fe с ^2 SiO2 AI 2O3 MgO СаО
пп. кг кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
Посту ПИЛО
1 Агломерат 100,00 2,25 2,25 18,13 18,13 7,09 7,09 52,61 52,61 7,33 7,33 11,28 11,28 1,16 1,16 28,5 50,21
2 Гипс 14,00 — — 0,23 1,63 3,57 25,4 0,25 1,78 0,28 2,0 0,14 1,0 4,00
3 Известняк 39,70 — — 0,94 2,37 0,41 1,03 0,58 1,46 0,38 0,93 0,38 0,93 13,95
4 5 Кокс Воздух 34,99 214,00 — — 0,24 0,69 0,45 49,11 1,30 23,0 2,40 6,85 1,74 4,94 0,05 0,14 0,09 0,26
Всего поступило . . . 402,69 2,25 19,54 60,63 55,84 9,73 11,85 25,201
Получено
1 Штейн 8,42 1,80 21,4 4,74 56,0
2 3 Шлак Газы: 110,52 0,22 0,20 12,90 11,70 3,54 3,20 50,28 45,30 8,78 7,90 10,70 9,65 23,70 21,4
СО, 75,92 — — 43,80
СО 19,17 — — — — 10,95 — — — —
SOg 0,96 — — — — 0,48 — — _
Na 165,19 — — — — — — —
Н,0 7,00 — — — — 0,72 — — — — — — — — —
Всего газов 268.24 — — 55,95
4 Пыль:
от агломерата 10,00 0,23 — 1,81 0,71 5,26 0,73 1,12 0,13
от гипса 1,09 — 0,02 0,37 0,03 0,03 0,01 0,40
от известняка 1,08 — 0,04 0,02 0,03 0,01 0,01 0,97
от кокса 3,34 — 0,03 0,04 0,24 0,18 0,01
Всего пылн 15,51 0,23 1,5 1,90 12,3 1,14 7,3 5,56 35,3 0,95 6,1 1,15 7,4 | 1,50, 9,7
Всего получено . . . 402,69 2,25 19,54' 60,63 55,84 1 9,73 1 11,85 j i 25,20
Продолжение табл. 107
№ пп. Вес кг S с F N 2 Н2О со, Прочие
Материалы и продукты плавки кг % кг % кг % кг % кг % кг % кг %
1 2 Агломерат . . Гипс . . . . 100,00 14,00 0,10 2,29 0,10 16,3 Пост у п и Л О — — 3,24 23,3 15,72 39,6 0,05
3 Известняк . . 39,70 0,28 0,33 0,94 1,34 3,37 — 0,1
4 Кокс . . . . 34,99 0,61 1,74 27,36 78,20 0,10 1,61 4,6 0,01 0,06
5 Воздух . . . 214,00 — — — — — 164,89 77
Всего поступило . . . 402,69 3,00 27,36 1 о,ю| 165,22 6,19 | 0,06
1 2 Штейн . . . Шлак . . . . 8,42 110,52 1,85 0,37 22 0,3 Пол учет О — 0,03 0,03 0,4 0,02
3 Газы: СО3 . . . СО ... . so3 . . . Ng ... . 75,92 19,17 0,96 165,19 0,48 — 16,40 8,22 — — — 165,19 6,19 15,72
Н3О . . . 7,00 — — — — 0,09 —
4 Всего газов Пыль: от агломерата от гипса от известняка от кокса 268,24 10,00 1,09 1,08 3,34 0,48 0,01 0,22 0,06 — 24,62 2,74 — 0,09 0,01 0,1 165,19 0,03 0,2 6,19 15,72
Всего пыли 15,51 0,30 2,0 2,74 17,6 0,01 0,1 0,03 0,2 |
Всего получено . . . 402,69 3,00 27,36 0,10 165,22 6,19 15,72 0,06
314 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
рективы по количеству прочих либо в состав шлаков, либо в
состав какого-либо из шихтовых материалов.
Выше было показано, что при принятом извлечении никеля
75% отвальный шлак получается с содержанием 0,3%Ni. Так
как по своему составу шлак близок к оптимальному, можно на
основании данных заводской практики принять содержание ни-
келя в отвальном шлаке 0,2%.
Такое содержание никеля в шлаке будет соответствовать пе-
реходу в шлак 0,22 кг Ni вместо ранее рассчитанных 0,33 кг.
Следовательно, разница 0,33 — 0,22 = 0,11 кг Ni перейдет в
штейн.
Чтобы не производить больших перерасчетов, примем, что
это не изменяет расчетного количества штейна, а соответственно
повышает в нем содержание никеля.
Исправленное количество никеля в штейне будет
1,69 + 0,11 = 1,8 кг.
Содержание никеля в штейне при этих условиях повысится
ДО 21,4%.
В соответствии с изложенным расчетом исправленное извле-
чение никеля в штейн из агломерата будет ~~ -100 = 80%.
Все указанные изменения учтены при составлении разверну-
того материального баланса плавки (табл. 107).
§ 8. РАСЧЕТ ПЕЧИ
1. Исходные данные
Гранулометрический состав шихтовых материалов для рас-
чета шахтной печи задается на основании соответствующих экс-
периментальных определений. •
Для рассчитываемой печи гранулометрический состав шихты,
загружаемой в печь, с учетом дополнительного измельчения ма-
териалов при загрузке и нагревании в печи, приведен в табл. 108.
Таблица 108
Гранулометрический состав шихтовых материалов в печи
Материал Содержание кусков, %
+60 мм —60+40 мм —4 0+15 мм —15 + 5 мм —5 мм
Агломерат .... 50 30 15 5
Гипс —. 60 25 7 8
Известняк .... — 60 25 7 8
Кокс 10 65 15 10 —
Расчет печи
315
На основании этого гранулометрического состава по форму-
лам (5—9) определяют средний размер куска для каждого из
шихтовых материалов.
Агломерат
Крупная часть:
50 мм........50% (63%)
27 ».........30% (37%)
80% (100%)
/ср = 0,9(0,37 • 27 + 0,63 • 50) = 37 мм
Мелкая часть:
10 мм . . . . 15% (75%)
4 » .... 5% (25%)
20% (100%)
I" =0,3-10 + 0,7-4 = 6 мм.
Окончательно средний размер кусков агломерата
/Ср = 0,5-37 + 0,5 • 6 = 21 мм, или 0,021 м.
Гипс и известняк
Крупная часть:
50 мм .... 60% (70%)
27 » .... 25% (30%)
85% (100%)
/сР = 0,9 (0,3 • 27 + 0,7 • 50) = 40 мм.
Мелкая часть:
10 лш............................7% (47%)
4 »...........8% (53%)
15% (100%)
= 0,05 • 10 + 0,95 -4 = 4 мм.
Окончательно для гипса и известняка
/ср = 0,5 • 40 + 0,5 • 4 = 22 мм, или 0,022 м.
Кокс
Крупная часть:
70 мм .... 10% (13%)
50 » .... 65% (87%)
75% (100%)
/’р =0 9(0,87 • 50 + 0,13 • 70) = 47 мм.
316 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Мелкая часть:
27 мм .... 15% (60%)
10 » .... 10% (40%)
25% (100%)
/ср = 0.1 -27 + 0,9- 10 = 12 мм.
Окончательно для кокса
/ср = 0,3-47 + 0,7 • 12 = 23 мм, или 0,023 м.
На основании расчетов средних размеров кусков, ранее вы-
полненных технологических расчетов и данных из справочников
составлена табл. 109, характеризующая аэродинамические свой-
ства рассчитываемой шихты.
Таблица 109
Характеристика шихтовых материалов
Шихтовой материал Вес, т Кажущийся удельный вес •f, кг/л» Насыпной вес т/м2 Объем, л* Содержание в шихте, % (объемн.) Высота слоя материала Л» л при об- щей высоте шихты 1 л< Средний раз- мер куска 1, м Площадь сво- бодных про- ходов, ш, м
Кокс 35 970 0,45 78,0 35 0,35 0,023 0,215
Гипс 14,06 1600 1,35 10,4 4,7 0,047 0,022 0,15
Известняк 39,74 2150 1,60 24,8 11,0 0,110 0,022 0,15
Агломерат 100,0 1100 0,90 111,0 49,3 0,493 0,021 0,15
Всего . . . . 188,80 0,84 224,2 100 1,00
Перечисленные в этой таблице материалы в шахтной печи
располагаются в следующем порядке (снизу вверх): кокс, гипс,
известняк, агломерат.
По данным этой таблицы находим:
Удельный объем шихты
Vv„ =----— = 1,18 л3 т.
УА 188,8
Содержание кокса в шихте
100 = 23%.
153,8
За расчетную аэродинамическую единицу объема шихты
принимаем столб шихты сечением 1 № и высотой 1 м.
В этом столбе шихты толщина отдельных слоев материалов
будет:
fti = 0,35 м; h2 — 0,047 м; h3 = 0,110 м; /г4 = 0,493 м.
Расчет печи
317
Среднюю температуру газов находим, приняв температуру
газов в фокусе печи /ф = 1600° и на поверхности /п = 600°,
кио-ьа» _ „
2
Значение ср = Vra3~ находим на основании технологиче-
Цзозд
ских расчетов:
УЕОЗЛ = 2И = 166 нм3; Vra3 = 195 нм3;
1 29 1
отсюда
<р = 195 =1,17 нм*/нм*.
166
2. Расчет оптимального количества дутья
Вначале по формуле (59) определяется предельное количест-
во дутья К, нм3/м2 • мин:
265 <i>j а
------------- X
Подставляем в эту формулу значения величин:
0,35 • 970 4 0,047 • 1600 4
ПОР \ Г 0,35 / 2-0,215 \2
+ 273 /[ 0,023 \0>215 4 0,15/
-В 0,11 • 21504_____________ *
!15 V 0,11 / 2-0,215 \2
0,15/ 0,022 \ 0,15 4 0,15/
4-0.493-1100
0,493 / 2 • 0,215
0,021 ^0,154 0,215
= 45,7 нм*/м2-мин.
1,37 - 5,02 - 68,8
1196
По формуле (60) определяется Ко при значении коэффици-
ента 0,8:
/<0 = (0,6-ь-С,9)/<
К о = 0,8 • 45,7 = 36,5 нм3/м2-мин.
318 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
по
3. Расчет удельной производительности печи
По формуле (61) определяем удельную производительность
печи по шихте (агломерат + флюсы) при т = 22 часа;
п = 166 = 4,75 нмА/кг\ m = —• 100 = 23%.
35 153,8
„ Ко т „ 36,5 -22 . . , 9
п = 6 • --- = 6 • -------= 44 m мтсцтки.
тп 4,75 • 23 а
Расчетная удельная производительность шахтной печи:
44
агломерату = 28,5 t/jw2 • сутки,
сухой руде 28’-- = 32,3 т/м2 • сутки,
32 3
сырой руде (при 20% влаги) -—— = 40 т/м2 сутки.
0,8
Полученная расчетом удельная производительность находит-
ся в пределах, достигаемых на практике.
по
по
4. Определение основных размеров печи
Производительность печи по шихте по данным материального
баланса:
Л — _600_ . 15з g _ 924 т/сутки.
100
Тогда площадь поперечного сечения печи
г, А 924 О1 2
F = — =-------=21 м2.
а 44
Стандартные печи для окисленного никелевого агломерата
имеют ширину В = 1600 мм (из двух кессонов по 800 мм каж-
дый).
Длина печи
, 21 1Q
L =------ — 13 М.
16
При стандартной ширине продольных кессонов 900 мм и за-
зоре между ними 10 мм на этой длине уместится
13000 , .
-------= 14 кессонов.
900 4-10
Рабочая высота печи находится из условия, что удельный
объем шихты VyH = 1,18 м6/т, а время пребывания шихты в пе-
чи т = 2,0 часа, по формуле (62):
Ъ = 44-1,18-2,0 =
Р т 22
Полученную высоту печи проверяем по теплообмену.
Расчет печи
319
По формуле (65) определяем значение коэффициента сум-
марной теплопередачи av:
и&-9Т°-3
а' = 160 —5----------
v d0-75
М.
Условная скорость газов в пустой шахте
Усек — ——------количество газов, проходящих через печь,
тдут
нм31сек\
Угаз—количество газов на 100 кг агломерата по мате-
риальному балансу, нм3\
Тдут — время под дутьем, отнесенное на 100 кг агломе-
рата, сек.
При работе печи под дутьем 22 часа в сутки:
22 • 0,1 • 3600 _
t-vt =-------------= 13,3 сек.
дут 600
Усек = ------- =14,6 нмА/сек',
газ 13,3
= 14,6 = 0,70 м!сек.
21,0
Средний диаметр кусков шихты dcp определяется как сред-
невзвешенная величина из процентного содержания и размеров
кусков отдельных компонентов шихты и объемного содержания
материалов в шихте (табл. 108 и 109):
dcp = (70 • 0,1 + 50 • 0,65 + 27 • 0,15 + 10 - 0,1) • 0,35 +
(к оке)
+ (50 • 0,6 + 27 • 0,25 + 10 - 0,07 + 4 • 0,09) (0,047 + 0,11) +
(гипс и известняк)
+ (50 • 0,5 + 27 • 0,3 + 10 • 0,15 + 4 • 0,05) • 0,493 = 37 мм,
(агломерат)
пли 0,037 м.
Средняя температура газов tr = 1100°. Коэффициент М, учи-
тывая значительное содержание мелочи, принимаем равным 0,5.
Подставив в формулу (65) значения всех величин, получим
О 7®'®
а„ = 160 —---------• 0,5 = 6050 ккал,/м3- час -ОС.
0,0037°75
По формуле (64) определяем количество тепла, переданное
от газов шихте за время пребывания тазов в слое шихты:
320 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
С? == (^г 7Ш) ^П.1 ’
Vm = F • Нр = 21 • 4,7 = 98,5 м3;
- — Нг> w'____ wo (1 + [+)
> ’ t ’
“ср
где /г = 1100°.
Среднюю долю площади свободных проходов между кусками
шихты соСр определим как средневзвешенную величину по объе-
му шихтовых материалов:
_ 35 0,215 + 65 • 0,15 п
СР---------100 =0,17.
/ 0,7 • 5,03 Qp.
==---------— 20,7 м. сек.
1 0,17
т = = 0,227 сек,, или -°—2- - = 0,63 • 10~4 часа..
20,7 3600
Разность температур газов и шихты (tT — tm) примем 50°.
Тогда
Q = 6050 • 50 • 98,5 • 0,63 • 10~4 = 1870 ккал.
Сравним полученную величину с данными теплового расчета
(см. табл. 110). От горения кокса выделяется 150000 ккал, газы
уносят 42000 ккал. Всего печь получает тепла 150000—42000 =
= 108000 ккал за время работы под дутьем, отнесенное к 100 кг
агломерата, т. е. за 0,0037 часа. Это соответствует получению
печью за 1 час
Q4ac = -108000- = 2,92 . 10’ ккал.
37 - Ю'4
За время теплообмена т = 0,63 • 10~4 часа печь получает
Q' = 2,92 • 107 • 0,63 • 10~4 = 1840 ккал.
Таким образом, количество тепла, получаемое печью по дан-
ным теплового баланса, соответствует количеству тепла, найден-
ному по условиям теплообмена, т. е.
0 « О'.
Следовательно, может быть принята найденная рабочая вы-
сота печи Нр = м.
Общая высота печи от лещади до уровня колошника по фор-
муле (63):
77 = (1,2н- 1,4)77Р+ 1 = 1,3 • 4,7+ 1 = 7,1 м.
5. Определение давления дутья
Определим значение критерия Рейнольдса газового потока в
слое шихты:
„ _ w0 7q dcp
V 7]/
Значения w0, уо, ^ср найдены выше.
Расчет печи
321
Подсчитываем значение объема пустот в шихте V, исходя из
данных табл. 109:
V = Лус-Ьшх. ^3/ж3>
Тку с
Укус = 0,97-0,035 + 1,6-0,047 + 2,15-0,11 +
+ 1,1-0,493 = 1,21 т/ж3,
. , 1,21 — 0,84 л о 1 з, з
V = —---------— = 0,31 м°/лг.
1,21
Значение tj£ для /г = 1100° из табл. 2 (см. стр. 37)
0,000057 кг)м - сек-.
= 0.7-1,37 - 0,037- = 2000.
0,31 . 0,000057
Из табл. 1 (см. стр. 37) находим, что для Re = 2000, коэф-
фициент а составляет для агломерата 20,5; для кокса 12,0; для
остальных шихтовых материалов 16,5.
Средневзвешенное значение коэффициента а = 20,5 0,493 +
+ 12 • 0,35 + 16,5 • 0,157 == 16,9.
Подсчитываем значение k по формуле (67):
k = — = = 175.
V2 0,312
По графику (см. рис. 3) для шихты, состоящей из агломерата,
кокса и руды при Re = 2000 можно принять k ~ 60.
Для расчета сопротивления шихтового столба принимаем
среднее значение
k = 1754-60 ^И7
2
Подсчитываем сопротивление шихтового столба по формуле (66):
Н
Асопр = k —— •—— Yo (1 + ₽ /г);
«ср 2g
ЛлЬ.ЛЛ. 1,37(1+2500
0,037 2-9,8 \ 273 /
мм вод. ст.
Л сопр --- 1 17 •
По данным практики, сопротивление шихтового столба обыч-
но находится в пределах 2000—2500 мм вод. ст.
Некоторое расхождение расчетных и практических данных
объясняется: а) ограниченной точностью расчета по формуле
(67); б) отличием реальных условий работы заводских печей от
принятых в расчете (высота сыпи, степень стабильности шихто-
вого столба, интенсивность плавки).
21 Заказ 761
322 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Учитывая эти обстоятельства, а также и то, что в настоящее
время машиностроительные заводы СССР выпускают воздухо-
дувки с давлением 3000 мм вод. ст., принимаем для проектируе-
мой шахтной печи давление воздуха на воздуходувке 3000 мм
вод. ст., что обеспечит давление на фурмах 2500—2800 мм вод. ст.
Производительность воздуходувной машины с учетом потерь
воздуха в сети в размере 10% должна быть:
< . 166 - 600 о ко 3/
1,1----------= 850 нм? мин.
0,1-22-60
УвоздбОО _
0,1т • 60
1,1
Здесь Увозд — объем воздуха на 100 кг агломерата, нлг3;
т — время работы печи в сутки, час!сутки.
Проверяем выбранную ширину печи пр проницаемости ших-
ты. Из формулы (68) при Лсопр = 2500 мм вод. ст. и В = 1,6 м
h 2500
найдем Д/z = - сопр =----- = 1560 мм/м ширины, что соответст-
В 1,6
вует среднепроницаемой шихте при значительном количестве
кокса (см. стр. 39), т. е. ширина печи выбрана верно.
6. Число и размеры фурм
Проектируемая шахтная печь оборудуется щелевидными фур-
мами, располагающимися под большими кессонами на боковых
и торцовых сторонах печи.
Под каждой парой кессонов устанавливают одну фурму раз-
мерами 80X1200 мм.
При общем числе кессонов 2-14 + 2- 2 = 32 число фурм бу-
дет 16.
Площадь сечения всех фурм 0,08- 1,2 -16 = 1,53 м2, фурмен-
1 53
ное отношение —-—= 0,073.
21
Полученное фурменное отношение удовлетворяет практиче-
ским данным, так как для всех шахтных печей величина фурмен-
ного отношения лежит в пределах 0,04—0,08.-
§ 9. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС ПЕЧИ
Исходя из рассчитанных выше материального баланса (см.
габл. 107) и размеров печи и ориентируясь на установленные
практикой температурные показатели процесса плавки, произво-
дим расчет теплового баланса печи на время переработки 100 кг
агломерата.
Балансовое время, соответствующее переработке 100 кг аг-
ломерата при суточной производительности по агломерату 600 т>
24
т =-----0,1 = 0,004 часа.
600
Тепловой баланс печи
323
Приход тепла
1. Тепло от горения углерода кокса:
до СО2 сгорает 16,4 кг углерода, что дает тепла 16,4 • 7838 =
= 128200 ккал; до СО сгорает 8,22 кг углерода, что дает тепла
8,22 • 2201 = 18100 ккал.
Всего от горения углерода 146300 ккал.
2. Тепло от горения 0,09 кг водорода кокса до Н2О
0,09 • 28900 = 2600 ккал.
3. Тепло от горения 0,48 кг серы кокса до SO2
0,48-2220 = 1100 ккал.
4. Физическое тепло воздуха при t = 40° * и с =
= 0,31 ккал/нм3 • °C
166-0,31 -40 = 2100 ккал.
5. Физическое тепло шихты при t = 20° и с = 0,2 ккал/кг • °C
188,8 • 0,2 • 20 = 800 ккал.
6. Тепло реакций шлакообразования
Образование файялита:
В шлаке файялита.......................19,64 кг
Поступает с агломератом................ 6,65 »
Образовалось в процессе ...............12,99 кг
Реакция 2FeO + SiO2 = 2FeO • SiO2 + 11900.
Тепло от реакции образования файялита
- 12,99 = 760 ккал.
203,7
Образование силиката кальция (2СаО • SiO2)
Содержится в шлаке 2CaO-SiO2 ........... 28,97 кг
Поступает с агломератом ................. 1,75 »
Образовалось в процессе ................ 27,22 кг
Реакция 2СаО + SiO2 = 2СаО + SiO2 + 21750.
Тепло от реакции образования силиката кальция
^0 . 27,22 = 3460 ккал.
172
Образование 13,61 кг алюмината кальция
Реакция СаО + А12О3 = СаО • А12О3 + 20700.
* Температура дутья, поступающего в печь, всегда выше температуры
атмосферного воздуха вследствие нагрева воздуха при сжатии в воздуходув-
ке и, по данным практики, колеблется в, пределах 30—60°.
21*
324 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Количество тепла
20700 1QC1 17ОП
---------------------- • 13,61 = 1780 ккал.
158,1
Другими реакциями шлакообразования пренебрегаем из-за
их малого значения.
Всего реакции шлакообразования дают тепла
760 + 3460 + 1780 = 6000 ккал.
Всего приход тепла
146300 + 2600 + 1100 + 2100 + 800 + 6000 = 158900 ккал.
Расход тепла
1. Тепло, уносимое штейном при t = 1200° и с = 0,2 ккал{кг • °C,
8,42 • 0,2 • 1200 = 2020 ккал.
2. Тепло, уносимое шлаком при t = 1350° ,и с = 0,3 ккти/кг • °C,
110,63 • 0,30 • 1350 = 44800 ккал.
3. Тепло, уносимое пылью при t = 600° и с — 0,2 ккал!кг • °C,
15,51 • 0,2 • 600 = 1860 ккал.
4. Тепло, уносимое газами при t = 600°:
N2 132,0 • 0,332 • 600 = 25500 ккал
СО2 38,65 • 0,492 600= 11400 »
СО 15,30 • 0,324 • 600 = 3000 »
so2 0,34 - 0,506 - 600= 100 »
н2о 8,71-0,384 - 600 = 2000 »
Всего тепло газов Qr 42000 ккал
5. Тепло эндотермических процессов.
Диссоциация известняка:
СаСО3 = СаО + СО2 — 42448.
В пересчете на СаО 760 ккал!кг.
Известняк дает при разложении 19,95 кг СаО.
Количество тепла на диссоциацию
19,95 • 760 = 15200 ккал.
Дегидратация гипса:
CaSO4 • 2Н2О = CaSO4 + 2Н2О — 41738.
В пересчете на СаО 744 ккал]кг.
Количество тепла на дегидратацию
4-744 = 2980 ккал.
Тепловой баланс печи
325
Восстановление гипса:
CaSO4 = CaS + 2Ог—-227120 (участие кислорода гипса в реак-
циях окисления уже учтено).
В пересчете на СаО 4050 ккал/кг.
Тепло на восстановление гипса
4 - 4050 = 16200 ккал.
Сульфидирование железа:
Реакция FeO + CaS = СаО + FeS — 4380.
В пересчете на СаО 78 ккал/кг.
Тепло на сульфидирование
4 • 78 = 310 ккал.
Тепло на испарение 6,19 кг влаги
6,19 • 600 = 3700 ккал.
Восстановление магнетита до закиси железа
В агломерате, магнетита...................19,73 кг
В шлаке магнетита....................... 1,66»
Восстановилось в печи.....................18,07 кг
Реакция Fe3O4 = 3FeO + V2O2 — 75900 (участие кислорода
магнетита в процессах окисления уже учтено).
В пересчете на Fe3O4 328 ккал/кг.
Количество тепла на восстановление Fe3O4
18,07 • 328 = 5900 ккал.
Всего на эндотермические процессы затрачивается тепла
15200 + 2980 + 16200 + 310 + 3700 + 5900 = 44290 ккал.
6. Потери тепла с водой, охлаждающей кессоны.
По данным практики, средний расход воды на охлаждение
кессонов составляет 2 ж3 на 100 кг агломерата при перепаде тем-
пературы воды 10°.
Расход тепла
2000 • 1 • 10 = 20000 ккал.
7. Потери тепла во внешнюю среду:
а) Излучение тепла поверхностью шихты
(2ИЗЛ = 0.4,961-^- .Ft,
где F = 21 ж2; т = 0,004 часа; Ф = 0,8.
Среднюю температуру поверхности шихты с учетом высоко- •
температурных очагов примем =500°:
Оизл = 0.8 • 4,96 /273 + 500\4 . 21 . 0 00 = 3100 ккал^
изл \ 273 /
326 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
б) Потери через подину внутреннего горна при k =
= 5000 ккал!м2- час\ F = 21 Л12; т = 0,004 часа;
<2под = 5000 • 21 • 0,004 = 420 ккал.
Всего потери во внешнюю среду 3100 + 420 = 3520 ккал.
Всего расход тепла
44800 + 2020 + 1860 + 42000 + 44290 + 20000 +
+ 3520 = 158490 ккал.
Результаты тепловых расчетов представлены сводной
табл. 110 теплового баланса плавки.
Таблица ЦО
Тепловой баланс шахтной плавки окисленного никелевого агломерата
на время переработки 100 кг агломерата
Приход тепла
№
пп.
статьи прихода
ккал % пп
1
2
3
4
Горение кокса . . .
Тепло воздуха . . .
Тепло шихты . . .
Шлакообразование .
150000
2100
800
6000
94,4
1,3
0,5
3,8
1
2
3
4
5
6
7
8
Всего приход 158900100
Расход тепла
статьи расхода ккал %
Тепло, уносимое штей- ном 2020 1,3
Тепло, уносимое шла- ком 44800 28,2
Тепло, уносимое пылью 1860 1,2
Эндотермические процессы 44290 27,8
Тепло, уносимое га- зами 42000 26,4
Охлаждение кессонов 20000 12,6
Потери во внешнюю среду 3520 2,2
Неучтенные потери и невязка 410 0,3
Всего расход 158900 100
Хорошая сходимость теплового баланса печи показывает, что
выбранный ранее расход кокса правилен и перерасчета не тре-
бует.
§ 10. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ ПЕЧИ
НА ОФЛЮСОВАННОМ АГЛОМЕРАТЕ
Одним из мероприятий по улучшению показателей шахтной
плавки окисленного никелевого агломерата является предвари-
тельное офлюсование агломерата известковистым флюсом.
Определение показателей работы печи на офлюсованном агломерате 327
В этом случае известняк добавляется в шихту агломерации и
разлагается до попадания в шахтную печь. Этим может быть до-
стигнута экономия кокса при плавке и увеличение удельной про-
изводительности печи. Для количественной оценки возможного
эффекта при плавке офлюсованного агломерата следует решить
уравнение теплового баланса плавки.
Примем, что на условия горения кокса офлюсование агломе-
рата не влияет и отношение углерода кокса, сгорающего до СО2,
к углероду, сгорающему до СО, остается 2:1.
Обозначим количество .кокса, необходимого для плавки ших-
ты в количестве, соответствующем 100 кг неофлюсованного агло-
мерата, через х кг (см. табл. 107). В соответствии с заданным
рабочим составом кокса в нем содержится, кг:
Углерода . . . 0,782х
Водорода . . . 0,003%
Азота. 0,0095%
Серы...0,0162%
Воды... 0,046%
Кислорода . . . 0,0095х
Количество углерода, окисляющегося до СО2:
— • 0,782% = 0,521% кг.
3
Количество углерода, окисляющегося до СО:
— • 0,782л: — 0,261л: кг.
3
Расход кислорода на окисление, кг:
32
Реакция С + О2 — СО2; кислорода — • 0,521л: = 1,39л:.
Реакция С + = СО; кислорода • 0,261л: = 0,348л:.
Реакция Н2 + ^аОг = Н2О; кислорода 0,003л: = 0,024%.
39
Реакция S + О2 = SO2; кислорода ------0,0162л: = 0,0162л:.
32
Всего кислорда на горение кокса
1,39% + 0,348% + 0,024% + 0,0162% = 1,7782%.
Кислорода на образование окислов железа, содержащихся в
шлаке, требуется 3,54 кг.
Всего на процесс нужно кислорода
(1,7782%+3,54) кг.
В шихте без кокса активного кислорода имеется 10,06 кг,
в коксе кислорода 0,0095 %. Требуется подать кислорода с
дутьем
328 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
(1,7782%+3,54) — (10,06+0,0095%) = (1,7687%—6,52) кг.
Объем необходимого кислорода
1,7687л' 6,52 по д лпс л з
------------------------------ 22,4 = (1,235% — 4,57) нм.
32-------------’
Объем необходимого воздуха
1,235% — 4,57 оо о
—-———-— = (5,88% — 21,7) шЛ
0,21
Азота с воздухом поступит
(5,88%—21,7) —(1,235%—4,57) = (4,645%—17,13) нм3.
Кроме того, в газы поступит азот из кокса в количестве
°’0095*- . 22,4 = 0,0076% нм3.
28
Всего азота в газах
(4,653%—17,13) нм3.
Количество газов, образующихся в процессе плавки:
СО2 образуется только за счет горения углерода в колйчестве
0,521x4-1,39% . 22 = 0 975х нм3^
44
СО образуется за счет горения углерода в количестве
0,261x4-0,348% по . л лоо з
—--------------------------- 22,4 = 0,488% нм3.
28
SO2 от горения серы кокса
0,0162x4 0,0162% . 22 = 0 0ПЗх НЛ{з.
64
Количество Н2О
за счет горения водорода кокса
0,003% +0,024х . 22 4 _ 0 0336а. нм3
18
За счет влаги кокса и гипса
0.046x^3,24 . 22)4 = (0>057х + 4j03) НЛ1з.
Всего паров воды
(0,0906%+4,03) нм3.
Общее количество газов
4,653%—17,13 + 0,975%+0,488%+0,0113% +
+ 0,0906%+4,03= (6,22%—13,1) нм3.
Произведем теперь расчет статей теплового баланса плавки.
Определение показателей работы печи на офлюсованном агломерате 329
Приход тепла
1. Горение углерода до СО2
0,521%' 7838=4080% ккал.
2. Горение углерода до СО
0,261% • 2201 =575% ккал.
3. Горение водорода кокса
0,003%'34159= 102,5% ккал.
4. Горение серы кокса
0,0162-2218=36% ккал.
Всего тепла от горения кокса 4793% ккал.
5. Тепло воздуха при t = 40° и с = 0,31 ккал/нм? -°C
(5,88%—21,7) • 40 0,31 = (73%—270) ккал.
Тепло шихты и тепло шлакообразования остаются без изме-
нения и составляют (ом. табл. 110)
800 + 6000 = 6800 ккал.
Всего приход тепла
4793% + 73%—270 + 6800 = (4866% + 6530) ккал.
Р а с х од тепла
Без изменения остаются (см. табл. НО):
1. Тепло штейна 2020 ккал.
2. Тепло шлака 44800 ккал.
3. Тепло пыли 1860 ккал.
4. Внешние потери 3520 ккал.
5. Потери с водой, охлаждающей кессоны, 20000 ккал.
6. Затрата тепла на эндотермические реакции уменьшается
на тепло диссоциации известняка и испарение его влаги
44290—15200—3700 = 25390 ккал.
Остальные статьи расхода тепла зависят от %.
7, Тепло на испарение влаги кокса и гипса, кг:
влага кокса ................ 0,046х
влага гипса.....3,24
Всего влаги . . . (0,046% + 3,24)
Тепло на испарение влаги
(0,046%+3,24) 600= (27,6%+1940) ккал.
8. Тепло газов при tr = 600° при соответствующих значениях
теплоемкостей, ккал:
330 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
N2 . . (4,653х — 17,13)0,332 600= (925х — 3420)
СО2 . . 0,975х-0,492-600 = 289х
СО . . 0,488x 0,324-600 = 95х
SO2 . . 0,0113x 0,506-600= 3,42х
Н2О. . (0,0906x4-4,03) 0,384-600= 20,9x^930
Всего тепло газов 1333,32х — 2490 ккал
Всего расход тепла
1360,9x4-97 040 ккал.
Уравнение теплового- баланса:
4866x 4- 6530 = 1361x 4-97 040,
«откуда
90510 ос
X —--------— 26 кг.
3505
С учетом уноса в пыль 10% от загруженного кокса необходи-
мое количество кокса
26 ОП
------= 29 кг.
0,9
Вес офлюсованного
.личества рудной смеси
става, равен сумме
-известняка за вычетом
агломерата, полученного из того же ко-
при плавке на шлак рассчитанного со-
весов неофлюсованного агломерата и
углекислоты и влаги известняка:
100 4- (39,7— 15,72—1,34) = 122,64 кг.
Расход кокса от веса офлюсованного агломерата составит
—^—• 100 = 23%.
122,64
В соответствии с найденным значением х определяются:
потребное количество воздуха
Рвозд= (5,88х—21,7) =5,88• 26—21,7= 132 нл3.
Количество газов
Угаз= (6,22х—13,1) =6,22-26—13,1 = 148 нм3.
Откуда ф = Vras = = 1,13.
РвОвД 132
Удельный расход воздуха на 1 кг кокса
132 . ..
п =-----= 4,55 нмЛ кг.
29
Определение показателей работы печи на офлюсованном агломерате 331
Расчет показывает, что при плавке офлюсованного агломе-
рата не только уменьшилось количество кокса, но также изме-
нились значения <р и п, хотя условия горения кокса сохранены
такими же, как и для плавки неофлюсованного агломерата. Это
объясняется тем, что воздух >в процессе плавки расходуется не
только на горение кокса, но и на окисление железа, переходя-
щего в шлак.
Для расчета состава шихты при плавке офлюсованного агло-
мерата составляется табл. 111 характеристик шихтовых мате-
риалов.
Вес шихты без кокса 136,7 кг.
29
Содержание кокса в шихте--------100 = 21,1%.
136,7
Таблица 111
Характеристика шихтовых материалов для плавки офлюсованного агломерат
Шихтовые материалы Вес, т Насыпной вес, т/ма Объем Л18 % (объема.) Высота слоя при - Я — 1 м Zcp м
Кокс 29,00 0,45 64,5 30,0 0,30 0,023
Гипс 14,06 1,35 10,4 5,0 0,05 0,022
Агломерат . . . 122,64 0,90 136,5 65,0 0,65 0,021
Всего . . 165,70 0,78 211,4 100,0 1,0
На основании найденных расчетом величин определяем пре-
дельное количество дутья по формуле (59):
„ 265 - 0,215 - 0,6
Л =
0,3 • 970 -ф-_____
0,3
0,023 Х
1,13
4-0,05 • 1600-ф-
1100
273
2-0,215 \ .2 0,05 , f 2-0,215 2
0,215^0,215 ) 1 0,022 ’ ^0,15-ф-О,15 J
4-0,65 • ПОР
2
0,65 ! 2-0,215 \
= 47 нм?/м*-мин.
0,021 \0,15 4-0 215/ ]
Оптимальное количество дутья
Ло = О,8/< = О,8-47 = 37,5 нмРцл2 мин.
Удельная производительность печи по шихте
а = 6 - — = 6 • 37,5'22 - = 51,5 m/м2-сутки,
[тп 4,55-21,1
332 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
По агломерату
— —5 • 122,64 = 46 m/м2-сутки.
136,7 а
По сухой руде при выходе офлюсованного агломера-
та 108,7%
= 42 т/м2-сутки.
Расчет по сухой руде показывает, что при плавке офлюсо-
31 5____________________________________________95 0
ванного агломерата расход кокса снижается на—L 100 =
= 20,6% и удельная производительность печи по сухой руде по-
42 — 32,3 lnn o„nz
вышается на --------:— 100 = 30%.
32,3
Следует иметь в виду, что положительный эффект от приме-
нения офлюсованного агломерата достигается главным образом
вследствие повышения удельной производительности шахтной
печи. Фактическая общая экономия кокса при плавке и агломе-
рации окажется значительно ниже найденной расчетом, посколь-
ку на разложение известняка, добавляемого в шихту агломера-
ции, потребуется дополнительное количество тепла, в связи с
чем соответственно возрастает расход коксика, добавляемого
в шихту агломерации.
§ 11. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ ПЕЧИ
НА ПОДОГРЕТОМ ДУТЬЕ
В результате исследований установлено, что подогрев дутья
при плавке никелевого агломерата приводит к заметному
улучшению показателей процесса:
а) отношение СО2: СО возрастает;
б) температура газов в фокусе печи повышается, а на по-
верхности шихты снижается;
в) расход кокса на плавку снижается, а удельный проплав
возрастает.
Ориентируясь на данные исследований, примем следующие
условия работы печи при подогреве дутья до 400°:
а) углерод кокса сгорает в печи при отношении СО2 : СО =
= 3:1;
б) температура газов в фокусе печи увеличивается на 100°,
что обеспечивает температуру фокуса 1700°;
в) температура газов на поверхности шихты уменьшается
на 100°, что дает температуру газов в 500°.
Примем, что другие условия плавки не изменяются по срав-
нению с работой на холодном дутье.
Определение показателей работы печи на подогретом дуть%333
Для теоретической количественной оценки эффективности
подогрева дутья следует решить уравнение теплового баланса
процесса.
Обозначим х кг — вес кокса, необходимого для процесса
плавки 100 кг агломерата.
В соответствии с заданным рабочим составом топлива в этом
количестве кокса содержится, кг:
Углерода . . ' 0,782х
Водорода .... 0,0030%
Азота.......... 0,0095%
Серы ..........0,0162 %
Воды ...... 0,046 х
Кислорода .... 0,0095 х
В соответствии с принятым выше отношением СОг : СО коли-
чество углерода, окисляющегося до COg:
0,782%-0,75=0,585% кг\
до СО окисляется углерода:
0,782 х -0,25 = 0,195% кг.
Ча реакции горения:
С -|- О2 — СО2;
С V2О2 — СО;
н2 + ^/2О2 = Н2О;
S + O2 = SO2
расходуется соответственно кислорода, кг:
• 0,585% — 1,56%;
12
— • 0,195% = 0,26%;
12
— • 0,003% = 0,024%;
2
— • 0,0162% = 0,0162%.
32
Всего требуется кислорода на горение кокса:
1,56 % + 0,26 % + 0,024 % + 0,0162 % = 1,8602 % кг.
На окисление железа требуется 3,54 кг кислорода.
В шихте содержится активного кислорода 9,97 кг.
В коксе активного кислорода 0,0095% кг.
Требуется подать кислорода с дутьем
1,8602%+3,54—9,97—0,0095%= (1,8507%—6,43) кг.
334 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Объем кислорода дутья
1,8507х-6,43 # 22 4 = (1 295х _ 4 48) нмз
32 4 ’
Объем воздуха
1,295х—4,48 1О О1 .о, ч
—----------— = (6,18х — 21,48) нлг.
0,21
С воздухом подается азота
(6,18х—21,48— 1,295x4-4,48) = (4,885х—17) юи3.
Кроме того, в газы выделяется азот из кокса
0,0095.г . 22 = 0 0076д. нл<3
28
Всего азота в газах
(4,8926х—17) юн3.
Образуется газов при плавке:
СО2:
22 4
по реакции горения • 0,585х= 1,095х юн3;
15 72
за счет диссоциации известняка -—1— • 22,4 = 8 юн3;
44
всего (1,095x4-8) юн3;
СО:
—2 — • 0,195х = 0,364х нл<3;
12
SO2:
• 0,0162х = 0,0113х юн3;
32
Н2О:
вследствие горения водорода кокса
• 0,003х = 0,0336 х юн3,
2
из влаги кокса, гипса и (Известняка:
046x^24 4-1,34 _ 22.4 = (0i057x + 5j7) нл1з_
Всего паров воды в газах (0,0906x4-5,7) нм3.
Всего газов
(6,4535х—3,3) нм3.
Производим расчет статей теплового баланса плавки.
Определение показателей работы печи на подогретом дутье 335
Приход тепла
1. Горение углерода до СО2
0,585% • 7838 = 4600% ккал.
2. Горение углерода до СО
0,195%- 2201 = 430% ккал.
3. Горение водорода кокса до Н2О в жидком состоянии
0,003% • 34 159 = 102,5% ккал.
4. Горение серы кокса
0,0162%-2218—35,5% ккал.
Всего тепла от горения кокса 5168% ккал.
5. Физическое тепло подогретого воздуха при
t = 400°; с = 0,318 ккал/юи3 • °C,
(6,18%—21,48) • 0,318-400= (787%—2740) ккал.
6. Тепло шихты и экзотермических реакций принимается без
изменения, как для варианта холодного дутья 6800 ккал.
Всего приход тепла
5168%+787%—2740 + 6800= (5955%+4060) ккал.
Р ас х од тепла
1. Статьи, принимаемые без изменения по тепловому балан-
су для холодного дутья, ккал:
Тепло штейна....................... 2020
Тепло шлака ...................... 51000
Тепло пыли......................... 1860
Тепло эндотермических реакций (без
испарения влаги) ................ 39756
Внешние потери..................... 3520
Потеря с водой, охлаждающей кес-
соны ............................ 20000
Всего............... 118156 ккал
2. Тепло испарения влаги кокса, гипса, известняка
(0,046%+4,58) 600= (27,6%+2750) ккал.
3. Тепло газов при t = 500°, ккал:
N2 ..........(4,8926х — 17) • 0,319 • 500 = (780 х — 2710)
SO2..........0,0113% • 0,496 - 500 = 2,8 х
СО2 .........(1,095% +8) • 0,48 • 500= (263%+ 1920)
СО........... 0,364 х • 0,321 • 500 = 58,5 х
Н2О..........(0,0906 х + 5,7) - 0,378 - 500 = (17,1 х + 1080)
Всего тепло газов
780%—2710 + 2,8%+263% +1920+58,5% +17,1 % +
+ 1080 = (1121,4% + 290) ккал.
336 Расчет для шахтной плавки агломерата окисленной никелевой руды
Всего расход тепла
118 156 + (27,6х 4- 2750) + (1121,4% + 290) =
= (1149% 4- 121 196) ккал.
Уравнение теплового баланса:
5955х+4060= 1149%+121 196,
откуда
= 117136 _
~ 4806 ~~
кг.
С учетом принятого выше уноса в пыль 10% кокса из рабо-
чего пространства печи необходимый расход кокса на 100 кг
агломерата
24,5
-----« 27 кг.
0,9
В соответствии с найденным значением х определяем потреб-
ное количество воздуха:
Квозд = (6,18х — 21,48) = (6,18 • 24,5 — 21,48) = 128 нм3.
Количество газов:
Vra3 = (6,4535х — 3,3) = (6,4535 24,5 — 3,3) = 154 нм3.
<р = = 1,20.
СВОЗД 128
В табл. 112 приведена характеристика шихтовых материалов
для варианта плавки на подогретом дутье.
Таблица 112
Характеристика шихтовых материалов для плавки на подогретом дутье
Шихтовые материалы Вес, m Насыпной вес, тДм® Объем мя % (объемн.) Высота слоя при Н = 1 м Zcp м
Кокс ..... 27,00 0,45 60,0 29 0,29 0,023
Г ипс 14,06 1,35 10,4 5 0,05 0,022
Известняк .... 39,74 1,60 24,8 12 0,12 0,022
Агломерат . . . 100,00 0,90 111,0 54 0,54 0,021
Всего . . 180,80 206,2 100 1,00
Вес шихты без кокса 153,8 кг; содержание кокса в шихте
-100=17,6%.
153.8
Определение показателей работы печи на подогретом дутье
337
По формуле (59) в соответствии с .найденными значениями
входящих ,в нее величин определяется К:
1,2
д._ 265-0,215-0.6
0,29 970 +
1100
273
0,29
0,023
______________+0,05 - 1600 + 0,12 2150+
I 2-0,215 0,05 I 2 0,215 \2 0,12
Х \ 0,215 + 0,215 / “|г 0,022 1,0,15 + 0,15/ + 0,022 Х
== 45,5 нм*/м* I 2 * * * * * В-мцн.
___________+0,54 - ПОР ___________
I 2-0,215 \2 0,54 / 2-0,215 \21
\0,15 + 0,15/ 0,021 \ 0,15 - 0,215 / J
Оптимальное количество дутья по формуле (60):
Ко=0,8К=0,8 • 45,5=36,4 нм?/м2 мин.
По. формуле (61) определяем удельную производительность
печи по шихте при
п = — = 4,75, m = 100 = 17,6%; т = 22 часа.
27 153,8
г 36,4 -22 с_ с , „
а = 6 •---------= 57,5 тм2-сутки.
4,75-17,6
По сухой руде при выходе агломерата 0,887 от веса сухой
руды:
а = JUL — 42 2 mlм2- сутки.
0,887
Расчет по сухой руде показывает, что при подогреве дутья до
400° расход кокса снижается на ^4—100 = 24,4% и удель-
31,5
ная производительность по сухой 'руде повышается на
42 ~ 32,3-- 100 = 30%.
32,3
При этом следует иметь ,в виду, что расчетная цифра эконо-
мии кокса не учитывает затраты тепла на подогрев воздуха.
В полной мере эта экономия может быть достигнута лишь при
использовании для подогрева воздуха тепла отходящих газов.
Однако в любом случае уменьшение загрузки кокса в шахтную
печь и лучшее его использование, обусловленные подогревом
дутья, дают значительное увеличение удельного проплава печи.
22 Заказ 761
Технические показатели
339
§ 12. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
В заключение выполненных расчетов процесса и печи для
шахтной плавки агломерата из окисленной никелевой руды
дается сводная табл. 113 основных технических показателей
запроектированной печи.
Таблица 113
Технические показатели шахтной печи для плавки никелевого агломерата
Показатели Варианты режима плавки
холодное дутье и ие- эфлюсованный агломерат холодное дутье и офлюсованный агломерат подогретое до 400° дутье и неофлюсо- ванный агломерат
Общая производительность печи
т/сутки-.
по шихте 924 — — .
по агломерату 600 — —
по сухой руде 680 — —
Удельная производительность по ших-
те, т/м?-сутки: 44 51,5 57,5
по агломерату 28,5 46 37,5
по сухой руде 32,3 42 42,2
Основные размеры печи:
площадь сечения по фурмам, м2 21 — —
длина в области фурм, м . . 13 — —
ширина в области фурм, м . . 1,6 — —
общая высота от лещади до ко-
лошника, м 7,1 — •
Высота сыпи, м 4,7 •— ——
Расход кокса, %:
от шихты 23 21,1 17,6
от агломерата 35,4 23,0 27
от сухой руды 31,5 25,0 23,8
Характеристика воздуходувки:
производительность, нм2/мин . . 850 — —
напор, мм вод. ст 3000 — —-
Размеры фурм, мм 80X1200 — —
Число фурм 16 — —
Фурменное отношение 0,073 — —
Извлечение никеля в штейи, % . . 80 — —
Выход продуктов от агломерата, %:
штейна 8,4 — —
шлака ПО — —
пыли 15,5 — —
На рис. 34 приведен эскиз этой печи.
22*
ГЛАВА VIII
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ КОНВЕРТИРОВАНИЯ
МЕДНОГО ШТЕЙНА
§ 1. ЗАДАНИЕ
Рассчитать конвертер для переработки медного штейна, со-
держащего 28% Си, производительностью 400 т[ сутки по горяче-
му .штейну.
В качестве кварцевого флюса используется окисленная крем-
нистая медная руда состава, %: 2,0 Си; 3,5 Fe; 0,3 S; 72,0 SiO2;
2,0 СаО; 10 А12О3; 10,2 прочих.
Процесс ведется на получение черновой меди, содержащей
98,8% Си и не более 0,2% S.
Для поддержания нормального теплового режима процесса
в конвертере перерабатываются холодные материалы, являю-
щиеся оборотами медеплавильного завода и имеющие состав, %:
12,0 Си; 44,0 Fe; 7,5 S; 17,0 SiO2; 2,0 СаО; 5,0 А12О3; 12,5 прочих.
Дополнительно к основному расчету определить показатели
работы конвертера на дутье, обогащенном в I периоде кислоро-
дом до 25%, для двух вариантов:
а) в конвертере перерабатывается только штейн и холодные
обороты плавильного цеха;
б) в конвертере перерабатывается штейн, холодные обороты
плавильного цеха и медный концентрат состава, % на сухой вес:
• 37,0 Си; 11,7 Fe; 19,2 S; 20 SiO2; 7,0 А12О3; 2,3 СаО; 2,7 прочих.
Влажность 2,5% от .веса сухого концентрата.
Во втором периоде процесса дутье для всех вариантов при-
нять воздушное.
§ 2. РАЦИОНАЛЬНЫЙ СОСТАВ ШТЕЙНА
Как следует из табл. 33, для заводских медных штейнов
можно принять сумму Cu2S + FeS + Fe3O4 ~ 97%.
Для штейна, содержащего 28% Си, интерполяцией данных
той же таблицы находим содержание серы 24,88%.
Всю медь принимаем связанной в Cu2S и подсчитываем ко-
личество Cu2S в 100 кг штейна:
• 28 = 35,08 кг.
127
Рациональный состав кварцевого флюса
341
Серы в Cu2S 35,08— 28 = 7,08 кг, остается серы на FeS
24,88 — 7,08= 17,8 кг.
С ней связано железа
—17,8 = 31,2 кг.
32,1
Всего FeS в штейне
31,2 + 17,8 = 49 кг.
Магнетита в штейне
97,08 — 35,08 — 49 = 13 кг.
в нем железа ,
167,7 ,
—— • 13 = 9,4 кг.
232
Связано в магнетит кислорода
13,0 — 9,4 = 3,6 кг.
Полученный в результате расчетов рациональный состав
штейна приведен .в табл. 114.
Таблица 114
Рациональный состав медного штейна, кг
Соединения Всего Си Fe S о, Прочие
Cu2S 35,08 28,0 т- 7,08 —
FeS ( 49,0 —- 31,2 17,8 — —
Fe3O4 13,0 —. 9,4 — 3,6 —
Прочие 2,92 — — — — 2,92
Всего: 100 28,0 40,6 24,88 3,6 2,92
§ 3. РАЦИОНАЛЬНЫЙ СОСТАВ КВАРЦЕВОГО ФЛЮСА
Примем, что вся сера, содержащаяся в кремнистой руде,
связана с медью и железом в халькопирит CuFeS2.
Подсчитываем количество меди, связанной в халькопирит:
• 0,3 = 0,3 кг.
64,2
Железа в халькопирите
• 0,3 = 0,26 кг.
64,2
342 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
Количество халькопирита
0,3 + 0,3 + 0,26 = 0,86 кг.
Оставшаяся от халькопирита медь в количестве 2,0 — 0,3 =
= 1,7 кг связана в куприт Си2О.
Кислорода в куприте
—— • 1,7 = 0,21 кг.
127
Количество куприта
1,7 + 0,21 = 1,91 кг.
Оставшееся от халькопирита железо в количестве
3,5 — 0,26 = 3,24 кг связано в лимонит Fe2O3 • ЗН2О.
Количество кислорода, связанного с железом в Fe2O3:
• 3,24 = 1,39 кг.
111,8
Кристаллической влаги в лимоните
• 3,24 = 1,56 кг.
111,8
Глинозем примем связанным в каолинит А12О3 • 2SiO2 • 2Н2О,
тогда кремнезема в каолините будет:
120 ,п 1 1
-----• 10 = 11,75 кг.
102,2
Кристаллической влаги в каолините
Количество каолинита
10 + 11,75 + 3,54 = 25,29 кг.
Оставшийся от каолинита кремнезем находится в форме
кварца в количестве
72 — 11,75 = 60,25 кг.
СаО примем связанной в известняк СаСО3, тогда углекисло-
ты, связанной с СаО, будет
• 2 == 1,57 кг.
56,1
Количество известняка
2 + 1,57 = 3,57 кг.
Определение состава конвертерного шлака
343
. Полученный в результате расчетов рациональный состав
окисленной кремнистой руды приведен в табл. 115.
Таблица 115
Рациональный состав окисленной кремнистой медной руды, кг
Соединения
Всего Си Fe
SiO2
СаО ai2os о2
Про-
чие
Си2О
Fe2O3 ЗН2О
А12О3 2SiO., - 2Н2О
СаСО3“
СиFeS,
SiO2“
Прочие
1,91
6,19
25,29
3,57
0,86
60,25
1,93
2,0
1,57
1,93
Всего: 100 2,0 3,5
§ 4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОСТАВА КОНВЕРТЕРНОГО ШЛАКА
В основу определения состава конвертерного шлака может
быть положен ряд закономерностей, выявленных заводской
практикой и исследованиями процесса конвертирования:
а) Содержание меди в конвертерных шлаках колеблется
обычно от 1 до 3%, а кремнезема от 20 до 30%.
Данные заводской практики (см. рис. 16) показывают, что
при бедных штейнах обычно работают на шлаках с умеренным
содержанием кремнекислоты.
б) Содержание магнетита в конвертерных шлаках зависит
от содержания кремнезема и может приниматься в соответствии
с рис. 15. При этом должно быть предусмотрено такое содержа-
ние магнетита в шлаках, которое обусловливало бы положи-
тельный баланс магнетита в процессе конвертирования, т. е.
чтобы количество магнетита в шлаках было несколько! выше ко-
личества 'магнетита, поступающего в конвертер со штейном и
холодными материалами.
Целью такого режима ведения процесса является стремле-
ние предохранить от разрушения магнетитовый гарниссаж в
конвертере и тем увеличить стойкость футеровки. Для ориенти-
ровки в выборе балансового содержания магнетита следует
воспользоваться расчетным графиком (см. рис. 17).
в) Суммарное содержание кремнезема, магнетита и закиси
железа в конвертерных шлаках зависит главным образом от
состава кварцевого флюса и состава холодных оборотов. При
использовании чистых кварцитов, содержащих выше 90% SiO2,
344 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
и обычных цеховых оборотных холодных материалов сумма
SiO2 + Fe3O4 + FeO в шлаке составляет 90—95%. При исполь-
зовании малокремнистых флюсов (60—70% SiO2), загрязненных
глиной, известняком и другими компонентами, а также при за-
грузке в конвертер каких-либо загрязненных оборотов сумма
этих компонентов в шлаке снижается до 80—85%.
Для упрощения расчетов допускаем, что вся медь в конвер-
терном шлаке находится в форме Cu2S. Сульфид железа FeS в
шлаке содержится в количестве, пропорциональном содержа-
нию FeS в штейне (см. рис. 19).
На основании изложенного принимаем содержание меди в
конвертерном шлаке 2,5%, сумма SiO2 + Fe3O4 + FeO = 85%:
% FeO = 85 — % SiO2 — % Fe3O4.
По графику (см. рис. 17) находим, что балансовое содержа-
ние магнетита в конвертерном шлаке для 28%-ного штейна со-
ставляет 15%, а содержание SiO2 равно 26%.
Содержание магнетита в шлаке нужно выбрать несколько
выше балансового, соответственно снизив содержание SiO2.
Примем содержание SiO2 в шлаке 24%. По графику (см.
рис. 15) находим, что при такой кислотности шлака среднее со-
держа н ие и а гнетит а 17%.
Содержание FeO в шлаке
85 — 24— 17 = 44%.
Примем, что вся закись железа связана с кремнеземом в
файялит 2FeO • SiO2, тогда количество кремнезема в файялите
на 100 кг шлака
• 44 = 18,3 кг.
143,8
Количество файялита:
18,3 + 44 = 62,3 кг.
Остается свободного кварца
24—18,3 = 5,7 кг.
Количество Cu2S по меди
1^11.2,5 = 3,13 кг.
127
Серы на образование Cu2S идет
3,13 — 2,5 = 0,63 кг.
Поскольку при продувке штейна в конвертере он постепенно
обогащается, а содержание FeS в штейне снижается от началь-
Состав и количество холодных материалов
345-
НОГО практически до 0 (в белом матте), расчетное содержа-
ние FeS в штейне для определения среднего содержания FeS в
конвертерном шлаке примем как среднее этих пределов, т. е.
49+ ° =24,5%.
По графику рис. 19 находим, что такому содержанию FeS
в штейне соответствует 4,43% FeS 'в конвертерном шлаке.
Полученный в результате расчетов рациональный состав
конвертерного шлака приведен в табл. 116.
Таблица 116
Рациональный состав конвертерного шлака, кг
Соединения Всего Си Fe s о„ ч SiO2 Про- чие
Cu2S 3,13 2,5 0,63 — —
FeS 4,43 — 2,82 1,61 —
Fe3O4 17,00 — 12,30 -— 4,70 — —
2FeO-SiO2 62,30 .— 34,20 — 9,80 18,3 —
SiO2 5,70 — .— — —. 5,7 —
Прочие 7,44 — —. — — — 7,44
Всего: 100,00 2,5 49,32 2,24 14,50 24,00 7,44
Г
§ 5. СОСТАВ И КОЛИЧЕСТВО ХОЛОДНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Холодные материалы, загружаемые в конвертер для регу-
лирования температуры процесса, имеют весьма разнообразный
состав. Обычно в качестве холодных оборотов при конвертиро-
вании медных штейнов служат: холодный штейн того же соста-
ва, что и горячий (корки от чистки штейновых желобов, корки
из штейновых ковшей, случайно разлитый из штейновых ковшей
в цехе или специально заготовленный холодный штейн), богатые
шлаки из печей огневого рафинирования меди, оборотные мате-
риалы самого, процесса конвертирования — выплески массы и
шлака, настыли, снятые с горловины и напыльника, пыль, улов-
ленная в газоходе, и т. п.
В том случае, когда технологическая схема завода не пред-
усматривает огневого рафинирования черновой меди, а конвертер
также загружают выплески черновой меди и другой медный
скрап, получаемый при отливке штыков и-их обработке.
Таким образом, в холодных материалах может содержаться
металлическая медь, сульфиды и разнообразные окислы из кон-
вертерного шлака и флюсов.
346 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
Примем, что 50% меди, содержащейся в холодных материа-
лах, находится в металлическом виде, а остальные 50% в фор-
ме Cu2S.
При расчете на 100 кг холодных получим, что в них метал-
лической меди содержится 6 кг и меди в виде Cu2S —6 кг.
Количество Cu2S
. 6 = 7,5 кг,
127
в ней серы
7,5 — 6 = 1,5 кг.
Остается серы
7,5-— 1,5 = 6 кг.
Приняв, что оставшаяся сера связана с железом в FeS, на-
ходим количество FeS:
68 • 6 = 16,5 кг,
32,1
в нем железа
16,5 — 6,0 = 10,5 кг.
Остальное железо должно находиться в окисленной форме
в виде FeO и Fe3O4. Примем, что вся закись железа связана с
кремнеземом в файялит 2FeO • SiO2.
Из рационального состава конвертерного шлака (табл. 116)
находим, что отношение свободного кремнезема к общему содер-
жанию кремнезема составляет около 1 : 4.
Поскольку кремнезем в холодных материалах в основном
присутствует за счет конвертерного шлака, можно считать, что
это отношение сохранится и для холодных материалов. Тогда в
холодных материалах свободного кремнезема будет
— • 17,0 = 4,2 кг.
4
Связано кремнезема в 2FeO SiO2
17 — 4,2 = 12,8 кг.
Количество FeO, связанное в файялит:
12,8 = 30,9 кг.
60
Железо в FeO
-^1 • 30,9 = 24 кг-
• 71,9 ,
Остается железа на магнетит
44—10,5 — 24 = 9,5 кг.
Состав и количество холодных материалов
347
Количество магнетита
• 9,5 = 13,1 кг.
167,7
Рациональный состав холодных материалов приведен в
табл, 117.
Таблица 117
Рациональный состав холодных материалов
(обороты медеплавильного завода), кг
Соединения Всего Си Fe S SiO„ CaO A1,OS o2 Прочие
Си 6,0 6,0 —. .— .— —
Cu2S 7,5 6,0 — 1,5 — — — — —
FeS 16,50 — 10,5 6,0 — — — — —
Fe3O4 13,10 — 9,5 — — — — 3,6 —
2FeO-SiO2 43,70 — 24,0 — 12,8 — — 6,9 —
SiO2 4,2 — — •— 4,2 — — — —.
CaO 2,0 — — — -— 2,0 — — —
A12O3 5,00 — — — — .—. 5,0 — —
Прочие 2,0 — — • — — — — — 2,0
Всего: 100 12,0 44,0 7,5 17,0 2,0 5,0 10,5 2,0
Рис. 35. Расчетная диаграмма для
определения количества холодных
материалов при конвертировании
медных штейнов
Количество холодных материалов, необходимое для погло-
щения избытка тепла, возникающего в первом периоде процесса
конвертирования штейнов, содержащих до 45—50% Си, ориен-
тировочно можно определять по- графику (рис. 35), составлен-
ному на основании тепловых расчетов.
348 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
По графику (рис. 35) находим, что при переработке штейна,
содержащего 28% Си, необходимо загрузить в конвертер около
30% холодных материалов.
В последующем эта величина проверяется по тепловому ба-
лансу конвертера.
§ 6. РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА
ПЕРВОГО ПЕРИОДА
1. Количество конвертерного шлака и кремнистой руды
Все расчеты ведутся на 100 кг горячего штейна.
Обозначим; х кг — количество конвертерного шлака, обра-
зующегося на 100 кг горячего штейна;
у кг — потребное количество кремнистой руды.
Железа в конвертер поступает, кг:
Из 100 кг горячего штейна................ 40,6
Из 30 кг холодных материалов ........ 30-0,44= 13,2
Из у кг кремнистой руды.................. 0,035 у
В с ег о поступает железа .... (53,8ф0,035{/)
Количество железа в х кг шлака 0,4932% кг.
При полном извлечении железа в шлак должно быть спра-
ведливо уравнение
53,8 + 0,035у = 0,4932%. (а)
Кремнекислоты в конвертер поступает, кг:
Из у кг кремнистой руды.............. 0,72 у
Из 30 кг холодных материалов ........ 30 • 0,17 = 5,1
В с е г о поступает .... (5,1 -J- 0,72 у)
Количество SiO2 ъ х кг конвертерного шлака 0,24% кг.
При полном переходе всей кремнекислоты в конвертерный
шлак должно быть справедливо' уравнение
5,1 + 0,72 у = 0,24 %, (б)
Решая уравнения (а) и (б), находим
% = 111,2 кг; у = 30 кг.
2. Количество FeS, участвующее в процессе
Со штейном и холодными материалами в конвертер посту-
пает
49 + 30 • 0,165 = 53,95 кг FeS.
С кремнистой рудой поступает халькопирита
30 • 0,0086 = 0,26 кг.
Расчет технологического процесса первого периода 349
Халькопирит в конвертере диссоциирует по реакции
2CuFeS3 = Cu2S + 2FeS 4- S.
В результате реакции образуется:
159,1 = 0,11 кг Cu2S;
367
• 175,8 = 0,12 кг FeS;
367
• 32 = 0,02 кг S.
367
С учетом диссоциации халькопирита .в процесс вводится
53,95 + 0,12 = 54,07 кг FeS.
Часть FeS увлекается в шлак в виде корольков штейна в ко-
личестве
111,2-0,0443 = 4,93 кг.
Необходимо также учесть количество FeS, взаимодействую-
щее с Fe2O3 и Си2О, поступающими в ванну конвертера с крем-
нистой рудой.
В 30 кг кремнистой руды поступает:
30-0,0191 = 0,57 кг Си2О;
30 • 0,0463 = 1,39 кг Fe2O3.
Примем, что эти окислы взаимодействуют с FeS по реак-
циям:
FeS 4- Cu2O = FeO + Cu2S; (1)
FeS +' 3Fe2O3 = 7FeO 4- SO2. (2)
В реакции (1) участвует FeS в количестве
- 87,91 = 0,35 кг.
143,2
В результате реакции (1) образуется:
- 71,9 = 0,29 кг FeO (в нем 0,22 кгРе);
143,2
„2^1.159,11 = 0,63 кг Cu2S.
143,2
В реакции (2) участвует FeS в количестве
-1т39- . 87,91 = 0,26 кг.
479,1
350
Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
В результате реакции образуется
• 503,3 = 1,46 кг FeO (в нем 1Д4 кг Fe),
479,1
-^39- . 64= 0,19 кг SO2.
479,1 ’ 2
В результате потерь со шлаками и реакций окисления за
счет кислорода высших окислов из штейна выводится FeS в ко-
личестве
4,93 + 0,35 + 0,26 = 5,54 кг.
Необходимо подвергнуть окислению кислородом дутья
остальное сернистое железо в количестве
54,07—5,54 = 48,53 кг (30,87 кг Fe и 17,66 кг S).
3. Окисление железа и серы
В конвертерном шлаке содержится железа в форме магне-
тита:
111,2-0,123 = 13,68 кг.
С горячим штейном железа в форме магнетита вводится
9,4 кг. С холодными материалами железа в форме магнетита
поступает
30 • 0,095 = 2,85 кг.
Всего в процесс поступает железа в форме магнетита
9,4 + 2,85 = 12,25 кг.
Окисляется железа кислородом дутья до магнетита
13,68—12,25 = 1,43 кг.
В конвертерном шлаке содержится железа в форме FeO
111,2-0,342 = 38,0 кг.
С холодными материалами поступает железа в виде FeO
30 • 0,24 = 7,2 кг.
Кроме того, окисляется железа до FeO по реакциям (1) и (2)
0,22 + 1,14 = 1,36 кг.
Окисляется железа кислородом дутья до FeO
38 — 7,2—1,36 = 29,44 кг.
Количество кислорода для окисления железа по реакции
3Fe + 2О2 = Fe8O4 (3)
Расчет технологического процесса первого периода
351
составит
• 1,43 = 0,55 кг.
167,7
Количество -кислорода для окисления железа по реакции
2Fe + О2 = 2FeO (4)
составит
29,44 = 8,42 кг.
111,8
Всего на окисление железа ’ теоретически требуется кисло-
рода
0,550 + 8,42 = 8,97 кг.
В первый период конвертирования окисляется 17,66 кг серы
сернистого железа. Кроме того, имеется 0,02 кг элементарной
серы, образовавшейся в результате диссоциации халькопирита.
Следовательно, окисляется всего- 17,68 кг серы.
На основании экспериментальных данных, по составу кон-
вертерных газов (табл. 118) примем, что отношение количества
серы, окисляющейся до SO2, к количеству серы, окисляющейся
до SO3, составляет 6:1.
Таблица 118
Состав конвертерных газов по данным заводских исследований,
% (объемн.)
Автор исследования so2 SO3 о2
I период II период I период II период I период II период
Колясников . . . 13,71 Чедные 17,0 штейн 0,91 ы 2,5 0,3 0,3
Смольянинов . . 12,47 16,51 0,97 1,91 0,13 0,13
Барабошкин . . 11,13 13,81 3,22 4,16 0,53 0,42
Аветисян .... 11,0 —. —. — 0,4 —
Ленинградский горный инсти- тут 12—13 15—17 2,0 3,0 — —
Медноникелевые штейиы
Ленинградский горный институт 8,14 — 3,4 — 1,25 —
Окисляется серы до SO2
-17^68- -6 = 15,18 кг (образуется 30,36 кг SO2, требуется
кислорода 15,18 кг).
352 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
Окисляется серы до SO3
17?68 • 1 = 2,50 кг (образуется 6,26 кг SO3, требуется
3,76 кг кислорода).
Всего на окисление серы теоретический расход кислорода
-составит
15,18 + 3,76= 18,94 кг.
Всего на окисление железа и серы теоретически необходимо
кислорода
8,97+ 18,94 = 27,91 кг.
Приняв на основании данных практики использование кис-
лорода ванной конвертера 95%, находцм практически необходи-
мое количество кислорода:
27,91 о„ .
—’— = 29,4 кг.
0,95
Избыток кислорода 29,4—27,91 = 1,49 кг.
При 23% содержания кислорода в воздухе необходимо в
I периоде подать воздуха
29,4 1ГГ7Е- 127,5 п„ ,
—-—= 127,5 кг, или -------- =99 наг.
0,23 1,29
С воздухом подается азота
127,5—29,4 = 98,1 кг.
В первом периоде в конвертер загружается 30 кг кремнистой
;руды, из которой в газы выделится влага в количестве
30-0,051 = 1,53 кг.
Выделяющейся в газы из руды углекислотой пренебрегаем
ввиду ее малого количества.
Таблица 119
Количество в состав газов 1 периода
Газ Вес, кг Объем, нм* % (объемы.)
so2 30,36 10,60 11,2
so3 6,27 1,76 1,8
О2 1,49 1,04 1,1
n2 98,10 78,5 83,9
н2о 1,53 1,9 2,0
Всего: 137,44 93,80 100
Расчет технологического процесса первого периода 353
На основании выполненных расчетов находим количество и
состав конвертерных газов I периода (табл. 119).
4. Количество белого матта
Белый матт содержит Cu2S, металлическую медь и примеси.
В конвертер поступает Cu2iS, кг:
Из 100 кг горячего штейна.............. 35,08
Из 30 кг холодных материалов........ 30-0,075= 2,25
Всего .................. 37,33
В результате диссоциации CuFeS2 в конвертере образуется
0,11 кг Cu2S.
По реакции Cu2O + FeS = Cu2S + FeO образуется еще
0,63 кг Cu2S. •
Общее количество Cu2S, поступившее и образовавшееся в
конвертере:
37,33 + 0,11 + 0,63 = 38,07 кг.
С конвертерным шлаком увлекается
111,2-0,0313 = 3,48 кг Cu2S.
Остается в белом матте
38,07—3,48.= 34,59 кг Cu2S (27,62 кг Си и 6,97 кг S).
Примем, что металлическая медь, поступающая в конвертер
с холодными материалами, полностью переходит в белый матт
в количестве
• 30 • 0,06 =1,8 кг.
Общее количество Cu2S и металлической меди, образующих
белый матт:
34,59 + 1,8 = 36,39 кг.
Примем, что сумма меди и серы в белом матте составляет
95,5% и 4,5% приходится на прочие. Находим количество белого
матта:
0,955
5. Материальный баланс первого периода
Результатом расчетов технологического процесса первого пе-
риода является развернутый материальный баланс. При условии
правильного выполнения всех приведенных выше расчетов со-
ставление баланса не вызывает затруднений. Невязка баланса
может обнаружиться лишь в графе «прочие», поскольку количе-
23 Заказ 761
I
I
I
I
I
s-
Материальный баланс первого периода
сч «^ч
8? О О Ю | 1 1 1 II 1
р* сч сч со сч
о СЧ LO О СО О 1 57 09 48 LO
С * ~ - 1 ..
сч О — СЧ СЧ тГ
о
*» о 1 1^1 II 1 1 1 1 1 1
црч 1 1*1 II 1 1 1 1 1 1
о LO
со СО . со со СО
1 I 10 1 Ш I in in ш
1 1*1 - || г. -
Т“*Ч •—-Ч ч—ч •—’
1 1 I Г— II 1 1 I 1 1 1
1 11с- II 1 1 1 1 1 1
—<
z <х> 1 1 1 * 11 •> *.
1 1 со со II со оо 00
о о о о СП
СО Ю СО ш
’О .4 V4 | 1111!
с'"' СО О —’ СО 1 О 1 1 1 1 1
—' СЧ —< 1Л
Q Ю 00 со о со со О СО со
CQ СО —< тг ТГ со 5 СЧ —’ Г- I I тг СО
СО СО О СП СО СО in со — о
сч со —< —< сч СО
оо in
s^O °
О 1 Ю О i
ч
7? I ЮО I Ш | Ш 1 1 1 1 1 1 1СЭ
* 1 1111 *1
— СО xF
1 оо 1 08
о 1 - * 1 1 •*
G3 сч сч » ч
и ГО 1 СО СО I 0x1 | СЧ 1 1 1 1 1 1 сч
* 1 1 1 1 1 1 1
о о •—1
о о
1 - 1
О 1 г-сч 1 I
6 - । w 4 о сч
<л «и S 1 "'°- 1 Г- К {— N
к 1 in—< 1 «3 ° 1 из со
01 СЧ ЕГ • СЧ сч
7? оо Ь 00 СОСО | 1111
о * - * 1 Ч . - III
тг Г- О о 00СЧ о
(/3 о сч P-. — 10
С О0 Ш СП СЧ 1—4 LO СП ООО 00 сч
00 СЧ О | СЧ О ’Ф —1 Ю СО сч
" Т'
сч о г- с- сч ю сч г—
сч сч — сч
СО ОШ | 32
• VS V* V* 1 1 *
О СО о-
0J
и< 1О ю ю • о
Л) со сч о । 00 1 00 1 1 1 1 1 1 00
* * 111(11
о' СО —
LO Ю ю
о о о шю
“1 *^5 * * * 1 А "Ъ
оо сч сч 1 г— сч
сч —
и Л) О СОСО сч об сч 1 1 1 1 1 1 сч
Ь£ * * * 1 - * * 1 1 1 1 1 1
GO COO 1 сч осч сч
сч со сч со
О ООО О со СОСОООсОтГ о
О о о о in ю юсч со сч *-’ ю г— ю
1> Н вч вь в"> os =s я.
CQ » О О О 1- Г— О0—< Осо—-00—’Г— £*-<□
О со СО сч 00 со — СО О СО 00
•—ч *——ч сч —< — сч
• »S • - со • . . . ......
6 я s £ =t
с * к S
и Я га СХ S • • о к О t, • г. Г и о
алы Ы TIJ 0) ' £ ’ 3 3 s ОЕВ. ; с . S . Z 1 а э <и
матери дукт Штейн Холодг риал: Кремш Воздух го ОО fi s 3d ы и (Л О ZI О £ ГО t-ч Ч СП ф <w А св ф йЭ и CQ m
•11U 6Jtf *^сч СО —- сч со
Расчет технологического процесса второго периода 355
ство прочих в статьях прихода и расхода принимается произ-
вольно, без достаточной предварительной увязки. В случае
обнаружения такой невязки она обычно уничтожается соответ-
ствующей корректировкой количества и процентного состава
шлаков.
Как видно из табл. 120 материального баланса, при его со-
ставлении не учтен унос пыли из конвертера, что будет сделано
прр составлении сводного материального баланса.
§ 7. РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА
ВТОРОГО ПЕРИОДА
При продувке белого матта полусернистая медь окисляется
с образованием металлической меди, SO2 и SO3.
Как правило, второй период процесса ведется без остановок
дутья и без добавления холодных материалов.
Продуктами процесса являются черновая медь, газы и не-
большое количество так называемой изгари, образующейся из
примесей, содержащихся в белом матте, остатков шлака от пер-
вого периода и окислившейся меди.
Примем по практическим данным извлечение меди из белого
матта в черновой металл (без пылеуноса) 99,5%. Количество
меди, извлекаемой в черновой металл:
29,42 • 0,995 = 29,27 кг.
При содержании в черновой меди 98,8% Си количество меди
29,27 on сл
—-— = 29,64 кг.
0,988
Серы в черновой меди 0,20%, что составляет
29,64 • 0,0020 = 0,06 кг*
Всего серы в белом матте 7,05 кг, следовательно, необходимо
окислить серы
7,05—0,06 = 6,99 кг.
На основании данных о составе конвертерных газов (см'
табл. 118) примем, что во втором периоде сера окисляется до,
•SO2 и до SO3 в соотношении 5:1.
До SO2 окисляется серы
6 99
—-----5 = 5,80 кг (образуется 11,6 кг SO2 и расходуется 5,8кгО2).
6
До SO3 окисляется серы
6 99
—----1 = 1,19 кг (образуется 2,96 кг SO3 и расходуется 1,77 кг О2).
6
23*
356 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна'
Общий теоретический расход кислорода на окисление серы
5,80 + 1,77 = 7,57 кг.
✓
При 95% использования кислорода ванной конвертера прак-
тически необходимое количество кислорода составляет
7,57 7
—-— = 7,95 кг.
0,95
Избыток кислорода:
7,95—7,57 = 0,38 кг.
Воздуха потребуется
7,95 = 34,5 кг, или 34,5 = 26,8 нм3.
0,23 1,29
С воздухом поступает азота
34,5—7,95 = 26,55 кг.
Количество и состав газов второго периода приведены в
табл. 121, а материальный баланс этого периода в табл. 122.
Таблица 121
Количество и состав газов второго периода
Газ Вес, кг Объем, нм* % (объемн.)
so2 11,60 4,07 15,4
so3 2,96 0,83 3,1
О2 0,38 0,27 1,0
26,55 21,20 80,5
Всего: 41,49 26,37 100
§ 8. СВОДНЫЙ МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС КОНВЕРТИРОВАНИЯ
При составлении сводного материального^ баланса (табл. 123)
учитывается пылеунос в размере 1 % от всех жидких и твердых
материалов, загружаемых в конвертер. От суммарного прихода
каждого из элементов шихты в пыль снимается 1 %. В результате
соответственно уменьшается количество данного элемента в жид-
ких продуктах процесса — черновом металле и шлаке, пропор-
ционально его содержанию в этих продуктах. Например, общее
поступление меди с шихтой 32,2 кг. В пыль увлекается
0,01 • 32,2 = 0,32 кг.
Сводный материальный баланс конвертирования
357
Таблица 122
Поступило
1 Белый матт . . 2 Воздух .... 38,56 34,50 29,42 77,50 7,05 18,0 7,95 23 26,55 77 2,09 4,5
Всего . . 73,06 29,42 — 7,05 — 7,95 — 26,55 — 2,09
Получено
1 Черновая медь 29,64 29,27 98,8 0,06 0,20 — — — — 0,31 1,00
2 Газы:
SO2 11,60 — — 5,80 — 5,80 — — — — —
SO3 2,96 — — 1,19 — 1,77 — — — — —
О2 0,38 — — — — 0,38 — — — — —
n2 26,55 — — — —. — — 26,55 — — —
Всего газов . . 41,49 .— — 6,99 —— 7,95 — 26,55 — — —
3 Изгарь 1,93 0,15 10 — — — —- — — 1,78 90
Всего . . 73,06 29,42 — 7,05 — 7,95 — 26,55 — 2,09 —
Распределение меди между черновым металлом и шлаком:
кг %
В черновом металле меди . . 29,27 91
В шлаке . . . ......... 2,78 9
Всего . . 32,05 100
Соответственно этому распределению за счет чернового ме-
талла снимается в пыль 0,32-0,91 =0,29 кг, за счет шлака
0,32 0,09 = 0,03 кг.
Получаем в черновом металле
29,27—0,29 = 28,98 кг Си.
Меди в шлаке
2,78—0,03 = 2,75 кг.
Аналогично рассчитывается унос в пыль всех других эле-
ментов.
Таблица 123
Сводный материальный баланс процесса конвертирования медного штейна
СЧ СП О LQ [ СЧ СЧ СО ОСО [ —"сч*
2,92 0,60 1,05 5 55 11111 о сч 0.04 1,78 4,57
1 1~| ио 1 1 1
со 1 1 D1 Cg со II 11111^11 1,53
1 1 |£ 1 1 1
124,65 to ю to CD CD CD II 1 1 1 1 1 1 сч сч сч 124,65
CD to CD СО О —«СО — сч 16,2
3,6 3,15 .0,48 37,35 со оо со г- со г- - | ’“L | | с2.° | CD OtO—' ООО — сч сч 44,58
5,0 10,0 to 1 1
1 “ ° | — со Is- 1 1 1 1 1 S- 1 О 4,5
1 ° °| сч сч 1,2
I °. 1 о о °i I2- 1 1 II 1 ° 1 о сч
о , о , Ч 1 сч 1 Я -’Г'- | is: i
к I — О | >> 1 ю - 1 е- сч X । i i i i i CD CD CN Г, СЧ 0,26 26,7
о 00 tO СО | С ь-* о" сч По 0,2 2,24 t
24,88 2,25 0,09 СЧ toco OQ СП Г'-ь- СЧ~ О СЧ СП CD | | | CD СЧ | Г- О СЧ О со сч сч 04 27,22
о о to ; о со 1 * 49,32 -
ю CD СЧ О | О СО — to — 1”. и । । । 0,54 54,85
28,0 12,0 2,0 ОО to оо сч* 1 СП 1
О CD CD | СО СО" О СЧ • _ со to £ 1 1 1 СЧ to СО —1 о о 32,2
8. 8 88, о" о о сч. О СО СО о ! О- СЧ Г- СОСЧГ^ЮСОСОЮСО О СО CD СП СЧ ОО CD ю СЧ to CD СЧ CD СП — СП —• — СП —*—Г СЧ СЧ О сч 322,00
Штейн горячий Холодные ма- териалы . . . Кремнистая руда . . . . Воздух . Л • к О <D • • • и 2 о • • О к • - • . . « • • f-Л 03 , со со 0 2 И й ОО '> 'л g * --c/jcoOZI ojo. !Г 03 2 t— К Cv OJr-4 СЗ О Л СО агЗ [2 воз Всего
—' сч СО —' сч со
Расчет конвертера
359
§ 9. РАСЧЕТ КОНВЕРТЕРА
1. Пропускная способность конвертера по воздуху
На основании, сводного материального баланса находим
практический удельный расход воздуха на 1 т штейна:
Vv_ =----—-----— 1250 нм?Im.
уд 0,1-1,29
Приняв по данным практики коэффициент использования
конвертера под дутьем К = 0,75, найдем необходимую пропуск-
ную способность конвертера из формулы (69):
,, ЛУуд 400-1250 Л-,,
VKOHB = —— =-------------— 470 нлРмин.
° 1440К 1440 • 0,75
2. Удельная нагрузка фурм конвертера
Находится по формуле (70):
Р1 Пгидр
<7 =
С
Примем на основании данных практики давление на коллек-
торе pi = 1,2 кг/см2, противодавление ванны ЯГвдр = 0,3 кг/см2,
значение показателя гидравлического сопротивления воздухо-
распределительной системы применяемой в настоящее время
конструкции С = 6,0:
1,2 —о,3_ Q.67 нм?/см2- мин.
Q =
6,0
3. Площадь сечения работающих фурм
р = Vkohb. J7tL = 700 СЛ2_
ф q 0,67
4. Число работающих фурм
Приняв на основании практических данных диаметр фурмен-
ных трубок d = 46 мм, получим по формуле (71) необходимое
число одновременно работающих фурм:
пр = 127,2— = 127,2 • = 42.
р 2116
360
Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
5. Число установленных фурм
С учетом резерва 20%’ число установленных фурм по форму-
ле (72):
Пуст = 1,2 • 42 = 50.
6. Тип и размеры конвертера
Исходя из найденных значений площади сечения фурм
Рф = 700 см2, диаметра фурм d = 46 мм и числа фурм пуСт =
= 50, по табл. 3 выбираем стандартный горизонтальный конвер-
тер с размерами по кожуху 3,96 X 9,15 м и емкостью по чер-
новой меди 80 т.
7. Проверка размеров горловины
Проверяем сечение горловины выбранного конвертера по ско-
рости газов.
В соответствии с технологическим расчетом общее количе-
ство газов за оба периода на 1 т штейна
i/газ 93,8^26,37 120,17 1 оло ч,
Иуд ~ — = 1202 нмг/т.
о,1 ' 0,1
По формуле (73) для производительности А = 400 т/сутки
находим, секундное количество конвертерных газов при /=1000°:
ЛП”я(273-р/) 400-1202-1273 , 3
Vt — ——- - ~ --------------~~ 37,1 мг сек.
1 86 400-К-273 86 400 - 0,7 - 273
Скорость газов в сечении горловины составит
w t — —= -3-'- - = 9,8 м/сек.
Сгорл 3,8
Поскольку полученное значение скорости газов не превышает
пределов, установленных практикой (8—12 м/сек), стандартные
размеры горловины не нуждаются в изменениях.
8. Параметры воздуходувной машины
и расчет воздухопроводов
По формуле (74) производительность воздуходувной машины
с учетом 10% резерва на восполнение потерь
VB03„ = М^конв — М • 470 = 520 нлР/мин.
Давление дутья на воздуходувке с учетом 20% резерва по
формуле (75)
Рвозд —1.20 • Pl = 1,20 • 1,2 — 1,44 ати.
Тепловой баланс конвергера
361
Секундное количество воздуха, проходящего по воздухо-
проводу на 1 конвертер при давлении 1,44 ати и t = 60°:
(273-ф-бО) = 3,90
470
60 • 2,44
Vt,₽ =
При скорости
воздуха wtt р = 20 м/сек диаметр воздухопро-
вода
0,50 м.
9. Определение числа операций
При заданной производительности конвертера по горячему
штейну А = 400 т/сутки черновой меди будет получено
400-0,293 = 117 т/сутки.
При емкости конвертера по черновой меди до 80 т число опе-
раций в сутки
-^- = 1,5 «2.
80
§ 10. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОНВЕРТЕРА
Тепловой баланс процесса рассчитывается на основании дан-
ных материальных балансов по периодам при значениях темпе-
ратур и теплоемкостей материалов и продуктов процесса, прини-
маемых по данным практики и исследований (табл. 124).
Таблица 124
Температуры и теплоемкости материалов и продуктов
процесса конвертирования медиого штейна
Материалы и продукты плавки Температура, °C Теплоемкость к«ал/«а-°С j
I период II период
Штейн горячий 1100 0,2
Воздух 60 60 —
Белый матт 1250 1250 0,18
Черновая медь — 1200 0,108
Шлак 1200 — 0,295
Г азы 1000 1200 —
Поверхность кожуха конвертера . . . 200 300 —
Внутренняя полость конвертера . . . 1300 1350 —
1. Тепловой баланс первого периода
Приход тепла
1. Тепло горячего штейна
Quit = Сштсшт7шг = 100 • 0,2 • 1100 = 22 000 ккал.
362 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
2. Тепло воздуха
QB = = 99 • 0,31 60 = 1840 ккал.
3. Тепло реакций окисления железа (расчет по железу):
a) 3Fe + 2О2 = Fe3O4 4 267 000;
267 000 , 00о„
о. ---------- 1,43 = 2280 ккал.
v 167,7
б) Fe 4 V2O2 = FeO 4 63 700;
= 637ГО . 29 = 3 0 к
4 55,9
Всего от окисления железа до магнетита и закиси
QFc = <7i + <?2 = 2 280 + 33 600 = 35 880 ккал-
4. Тепло реакций окисления серы (расчет по сере):
a) S 4 О2 = SO2 4 70 960;
= 70960 . 15 1 8 = зз600 ккал.
, 32,1
б) S 4 1/2О2 = SO3 4- 94 450;
94 450 о гсггь
а2 =------• 2,50 = 7360 ккал.
32,1
Всего от окисления серы
Qs = q , = 33 600 4 7 360 = 40 660 ккал.
5. Тепло реакций шлакообразования (расчет по количеству
железа, окисляющегося до FeO, которого имеем 29,44 4 0,22 +
+ 1,14 = 30,8 кг):
2FeO + SiO2 = 2FeO - SiO2 4 11 900;
QOU1J1 = • 30,80 = 3270 ккал.
° 111,8
6. Тепло прочих экзотермических реакций:
FeS 4- Cu2O = FeO 4- Cu2S 4- 20140
(расчет по количеству Cu2O, которой имеем 0,57 кг);
20140 п ОГ.
Qnno4 =-------- 0,57 = 80 ккал.
ро 143,2
Всего приход тепла составит
ЕО = Q 4-Q 4(4 4-Q.4-Q 4-0 =
^прих ^-шт 1 ' ^Fe 1 Л 4otw 1 ^проч
= 22 000 4- 1 840 4- 35 880 4 40660 4 3 270 4 80 = 103730 ккал.
Тепловой баланс 'конвертера 363
Расход тепла
1. Тепло белого матта
Сб-м = Сб.мСб.м^б.м = 38,56 • 0,18 • 1250 = 8660 ккал.
2. Тепло шлака
Сшл = Ошлсш]/шл = 111,2 • 0,295 - 1 200 = 39 300 ккал.
3. Тепло газов
Qr ~ (^SO,CSO, + CSO3 + % CO2 + ’ CNS +
+ VH2O • cH2o) zr = (10’60 • °’536 + 1>76 • °.93 + 1.04 • 0,353 +
+ 78,5 • 0,334 + 1,9 • 0,410) • 1 000 = 34670 ккал.
4. Тепло эндотермических процессов:
a) FeS = Fe + S — 22 720 ккал.
(расчет по количеству сульфидного железа, которого имеем
30,87 кг);
<2„ис = 30,87 = 126 000 ккал.
дис 55,9
б) FeS + 3Fe2O4 = 7FeO + SO2 — 95 360
(расчет по количеству Ре20з, которого имеем 1,39 кг);
Q 95360 . j зд _ 280 кка^
479,1
в) Тепло на испарение 1,53 кг влаги кремнистой руды
1,53 • 600 = 920 ккал.
Всего на эндотермические процессы затрачивается тепла
12600 + 280 + 920 = 13800 ккал.
5. Потери тепла во внешнюю среду.
Рассчитываем балансовое время переработки 100 кг штейна
при суточной производительности 400 т]сутки:
тбал = • 0,1 — 0,006 часа.
бал 400
Балансовое время I и II периодов определяется из отноше-
ния количества воздуха, поданного в I и II периодах:
0,006 . 127,5 = 0,0047 часа;
162
- = .34 50 = 0,0013 часа.
162
Д64 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
а) Потеря тепла поверхностью кожуха конвертера.
Поверхность кожуха конвертера вычисляется как поверх-
ность цилиндра диаметром 3,96 и длиной 9,15 м за вычетом пло-
щади горловины (1,9 X 2 ж) с учетом ребристости кожуха.
Рис. 36. График для определения потерь тепла
излучением через открытые отверстия (на кри-
вых приведены значения температуры в печи, °C)
Коэффициент ребристости по практическим данным можно
принимать /?Реб = 1,3—1,5. Приняв &реб = 1,4, получим
^ст = ^реб (• 2 + TJJL - кгорл) ,
FCT = 1,4 (- -3’96* .2 + 3,14.3,96 • 9,15 — 3,в) = 188 ж2.
\ 4 /
Удельную потерю тепла стенками (конвекцией и излучением)
определим по графику (см. рис. 5).
Тепловой баланс конвертера
365
1
При температуре наружной поверхности кожуха 200° дуд =
= 3500 ккал/м2 • час:
Qct = Чуд ' ^СТ '
Q = 3500 • 188 • 0,0047 = 3100 ккал.
б) Потеря тепла излучением через открытую горловину.
Приняв коэффициент диафрагмирования Ф = 0,7 при темпе-
ратуре внутренней полости конвертера 1300° по графику (см.
рис. 36), находим
qya — 200 000 ккал/м2* час,
Фнзл 9уд ’ ^горл ‘ ”!•
сизл = 200000 • 3,8 • 0,0047 = 3600 ккал.
Всего потери тепла во внешнюю среду
QB„ = Qet + <2ИЗЛ = 3 100 + 3 600 = 6 700 ккал. »
Всего расход тепла составит
Е Qpacx = Фб.м + Сшл + Qr + С?энд + <?вн =
= 8 660 + 39 900 + 34 670 4- 12880 4-6 700= 102810 ккал.
На основании проделанных расчетов составляем тепловой
баланс первого периода (табл. 125).
Таблица 125
Тепловой баланс первого периода (на 100 кг горячего штейна)
Приход тепла Расход тепла
№ пп. статьи прихода ккал % № пп. статьи расхода ккал %
1 Тепло горячего штей- 1 Тепло белого матта 8660 8,3
на 22000 21,2 2 Тепло шлака .... 39300 38,0
2 Тепло воздуха . . . 1840 1,8 3 Тепло газов 34670 33,4
3 Тепло реакций окис- 4 Тепло эндотермичес-
ления железа . . . 35880 34,5 ких реакций .... 13800 13,2
4 Тепло реакций окис- 5 Тепло, теряемое во
ления серы .... 40660 39,2 внешнюю среду . . 6700 6,5
5 Тепло шлакообразова- 6 Неучтенные потери и
НИЯ 3270 3,2 невязка баланса . . 600 0,6
6 Тепло прочих экзотер-
мических реакций . 80 0,1
Всего. . . 103730 100 Всего. . . 103730 100
366 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
Хорошая сходимость баланса (невязка менее 1 °/о) показы-
вает, что количество холодных было принято верно. В том слу-
чае, когда обнаруживается значительная'невязка баланса, необ-
ходимо изменить количество холодных.
2. Тепловой баланс второго периода
Приход тепла
1. Тепло белого матта (рассчитано в первом периоде)
Сб.м = 8 660 ккал,
2. Тепло воздуха
QB .= — 26,8 • 0,31 • 60 = 500 ккал.
3. Тепло реакций окисления серы:
а) Реакция S + О2 = SO2 + 70960;
- q = Z22L s 5,80 = 12800 ккал.
31,1
б) Реакция S + Р/2О2 = SO3 + 94450;
- 94 450 . 1ri о rnn
о2 =------- • 1,19 = 3 500 ккал.
32,1
Всего от окисления серы
Qs = 16 300 ккал.
Всего приход тепла
Е Сприх = <?б.м + <?Б + <2S = 8 660 + 500 + 16 300 = 24 960 ккал.
Расход тепла
1. Тепло черновой меди при t = 1200°
QM = GM • сы • tM = 29,64 .0,108-1200 = 3850 ккал.
2. Тепло газов при t = 1200°
— (^SOj CSO2 + ^5О3 CSOs + 1' О, ’ СО„ + ‘ CN.) =
= 1 200 (4,07 - 0,546 + 0,83 • 0,935 + 0,27 • 0,359 +
+ 21,2 • 0,340) = 12300 ккал.
3. Тепло эндотермических реакций
Си28ж = 2Сиж + S — 23 030
(расчет по сере).
л 23 030 г* е п ю
QSIW — ------ 6,99 —- 5 010 ккал.
32,1
Тепловой баланс конвертера
367
4. Потери тепла во внешнюю среду.
Определяются по графикам (см. рис. 5 и рис. 36).
а) Потеря тепла стенками:
для /кож = 300° <?уд = 7000 ккал!м2 • час-,
QCT = 7000- 188-0,0013= 960 ккал.
б) Излучение горловиной:
ДЛЯ /внут = 1350° и Ф = 0,7
<7УД = 240000 ккал/м2 • час.
QIKW = 240000-3,8-0,0013= 1190 ккал.
Таблица 126
Тепловой баланс второго периода
Приход тепла Расход тепла
№ пп. статьи прихода . ккал % Др2 пп. статьи расхода ккал %
1 2 3 Тепло белого матта . Тепло воздуха .... Тепло реакций окис- ления серы .... 8660 500 16300 34,0 2,0 64,0 1 2 3 4 5 Тепло черновой меди Тепло газов Тепло эндотермичес- ких реакций .... Потери тепла во внешнюю среду . . Неучтенные потери и невязка 3850 12300 5010 2150 2150 15,1 48,4 19,7 8,4 8,4
Всего . . . 25460 100,0 Всего . . . 25460 100,0
|«
Таблица 127
Сводный тепловой баланс конвертера, перерабатывающего медный штейн
Приход тепла Расход тепла
№ пп. статьи прихода ккал % № пп. статьи расхода ккал %
1 Горячий штейн . . . 22000 18,3 г Тепло черновой меди 3850 3,2
2 Воздух 2340 1,9 2 Тепло шлака .... 39300 32,6
3 Тепло реакций окис- 3 Тепло газов .... 46970 39,0
ления железа . . 35880 29,8 4 Тепло эндотермичес-
4 Тепло реакций окис- ких реакций . . . 18810 15,6
ления серы .... 56960 47,2 5 Потери тепла во
5 Тепло шлакообразо- внешнюю среду . . 8850 7,3
вания 3270 2,7 6 Неучтенные потери
6 Тепло прочих экзо- и невязка .... 2750 2,3
термических реак-
ций 80 0,1
Всего приход 120530 400,0 • Всего расход 120530 100,0
368
Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
Всего потери тепла во внешнюю среду
Qbh = Qcr + £изл = 960 + 1 190 = 2 150 ккал.
Всего расход тепла
Е Qpacx ~ Qm + Qr + Сэнд + Qbit ~
= 3850+ 12300 + 5 010 + 2150 = 23 310 ккал.
Составляем табл. 126 теплового баланса второго периода и
сводный тепловой баланс процесса (табл. 127).
§ 11. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПОКАЗАТЕЛЕЙ РАБОТЫ КОНВЕРТЕРА
НА ДУТЬЕ, ОБОГАЩЕННОМ КИСЛОРОДОМ
1. Определение избытка тепла при обогащенном дутье
При сохранении рассчитанной выше величины пропускной
способности конвертера УКОнв = 470 нм3/мин обогащение дутья
кислородом до 25% по объему приведет к увеличению количе-
ства кислорода, подаваемого в единицу времени в конвертер:
при воздушном дутье Уо„= 470-0,21 = 99 нм2/мин-,
при 25% кислорода Уо2 = 470 • 0,25 = 117 нм2)мин.
За счет этого сократится время, потребное для переработки
заданного количества штейна. При воздушном дутье балансовое
время первого периода Т[ — 0,0047 часа, в том числе под дутьем
0,75 • 0,0047 = 0,00351 часа.
При 25% кислорода балансовое время дутья в первом перио-
де составит
0,00351 —- = 0,00297 часа.
117
тд г « / 0,00297
Или общее балансовое время первого периода т = ——=
= 0,00395 часа.
Следовательно, уменьшатся потери тепла во внешнюю среду:
при Ti = 0,0047 часа QnI1 = 6700 ккал-,
при т' = 0,00395 часа внешние потери при условии сохране-
ния температурного режима процесса составят
Сзи = -6— 0,00395 = 5630 ккал.
0,0047
По сравнению с работой на воздушном дутье в расчете на
100 кг горячего штейна появляется избыток тепла
(2^ = 6700 — 5630 = 1070 ккал.
При содержании 25% О2 количество азота, подаваемого с
дутьем в I периоде, составит (расчет по количеству кислорода,
потребного для окисления FeS)
IZ 29,4 оо-л 0,75 оо ч
Ум = —-— 22,4 • —:— = 62 нм2.
N’ 32 0,25
Работа конвертера на дутье, обогащенном кислородом
369
Это количество азота выносит теплр при t — 1000°
Qn2 = 62 • 0,334 • 1000 = 20700 ккал,
в то время как при воздушном дутье в газах азота содержалось
(см. табл. 119) 78,5 нм'Л и он выносил тепла
78,5 • 0,334 • 1000 = 26200 ккал.
Следовательно, за счет уменьшения объема азота в расчете
на 100 кг штейна появляется избыток тепла
26200—20700 = 5500 ккал.
Всего избыток тепла, появляющийся при 25% кислорода в
дутье, в первом периоде составляет
1070 + 5500 = 6570 ккал.
Это количество тепла можно погасить дополнительной за-
грузкой холодных материалов того же состава, который принят
в расчете, либо использовать избыток тепла для переработки
сульфидного медного концентрата.
Просчитаем оба этих варианта использования избыточного
тепла.
2. Переработка в конвертере дополнительного количества
холодных материалов
Обозначим х кг — количество холодных материалов, потреб-
ное для погашения избытка тепла 6570 ккал.
В соответствии с принятым ранее рациональным составом
холодных материалов находим, что в х кг содержится, кг:
0,165х FeS; 0,06х Си; 0,075х Cu2S; 0,70х шлакообразующнх
окислов (РезО4 + 2FeO • SiO2 + SiO2 + СаО Д- А12О3 + прочие).
Извлечение меди из дополнительного количества холодных
материалов в белый матт примем 91 % по суммарному извлече-
нию из горячего штейна и основного количества холодных (см.
табл. 120).
Допуская, что белый матт, полученный из дополнительного
количества холодных материалов, состоит только из Си и Cu2S,
подсчитываем его количество:
0,91 (0,06% + 0,075х) = 0,123х кг.
Примем, что FeS переходит в шлак в количестве, пропорцио-
нальном Cu2S, а остальное FeS подвергается окислению кисло-
родом дутья.
Количество окисляющегося FeS
0,91 • 0,165х = 0,15 л: кг (0,096х кг Fe и 0.054х кг S).
24 Заказ 761
370
Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
От окисления FeS образуется шлак ранее принятого состава
(табл. 116) в количестве
0,096%
о,4932
= 0,194% кг.
С учетом шлакообразующих окислов получится шлака от
дополнительного количества холодных
0,7% + 0,194% = 0,894% кг.
Количество кислорода на окисление FeS в соответствии с тех-
нологическим расчетом I периода
29,4 = 0,605 кг/кг FeS.
48,53
Для окисления 0,15% кг FeS необходимо кислорода
0,15%• 0,605 = 0,091 х кг или -0,091* .22,4 = 0,064% нм3.
32
При 25% содержании кислорода в дутье потребный объем
дутья
= 0,256% нм3.
0,25
Азота с дутьем поступит
0,256% — 0,064% = 0,192% нм3 или
5^2? • 28 = 0,240% кг.
22,4
Количество других газов, образующихся от окисления
0,15% кг FeS:
SO2---- 0,15% = 0,033% нм3 или 0,094% кг;
48,53 ’
SO3----0,15% = 0,0054% нл«3 или 0,019% кг;
48,53
О2----- 0,15%0,0032% нл3 или 0,0046% кг.
48,53
Всего газов вместе с азотом£0,2336% нм3.
Составляем теперь уравнение теплового баланса переработки
дополнительного количества холодных материалов.
Приход тепла
1. Избыток тепла, образующийся за счет уменьшения потерь
тепла во внешнюю среду и с отходящими газами, 6570 ккал.
2. Физическое тепло дутья
0,256% • 0,31 • 60 = 4,75% ккал.
Работа конвертера на дутье, обогащенном кислородом.371
3. Тепло окисления железа и серы FeS.
Выше тепловым расчетом первого периода было определено,
что при окислении 48,53 кг FeS выделяется тепла (учитывая теш
ло от окисления железа, серы и тепло шлакообразования)
35880 + 40660 + 3270 = 79810 ккал.
Следовательно, от окисления 0,15% кг FeS выделится тепла
79 810 олп
----- 0,15% = 247% ккал.
48,53
Расход тепла
1. Тепло белого матта
0,123%-0,18- 1250 = 27,7% ккал.
2. Тепло шлака
0,894% • 0,3 • 1200 = 322% ккал.
3. Тепло газов
(0,033% • 0,536 + 0,0054% • 0,93 + 0,0032% • 0,353 +
+ 0,192%-0,334) • 1000 = 88% ккал.
4. Тепло диссоциации FeS (по ранее выполненному расчету)
22 720 п < г- «о о
------ • 0,15% = 38,8% ккал.
88
Уравнение теплового баланса:
6570 + 4,75% + 247% = 27,7% + 322% + 88% + 38,8%.
Решая это уравнение, находим х = 29 кг.
Для переработки найденного количества холодных материа-
лов требуется дополнительно дутье в количестве
0,256% = 0,256 • 29 = 7,4 нм3.
При пропускной способности конвертера 470 нм31мин время,
необходимое для подачи дополнительного количества дутья, со-
ставит —1—— — 0,000263 часа.
470-60
Примем, что на ранее вычисленную величину избытка тепла
при обогащении дутья кислородом это увеличение времени
дутья не окажет влияния.
Окончательное время переработки 100 кг горячего штейна с
дополнительными холодными при обогащении дутья кислородом
в первом периоде: т'дуТья = 0,00297 + 0,000263 = 0,00323 часа.
= Щ00323 = 0 00432 часа
0,75
24*
372 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
За счет сокращения времени переработки штейна суточная
производительность конвертера по штейну возрастет до
лпп 0,0047 лос
400 •-----------------------= 435 m сутки, т. е.
0,00432 J
зч
увеличится на ------- 100 = 8,8°/о.
Полное количество холодных материалов, перерабатываемых
в конвертере, составит
Л9К (0,030 + 0,029) nr- .
435 ----— 257 т/сутки,
257
или -^-100 = 59% от веса горячего штейна.
На основании материального баланса второго периода (см.
табл. 122) находим, что на 1 кг белого матта расходуется воз-
духа
Таблица 128
Рациональный состав медного концентрата, кг
Соединения Всего Си Fe S SiO2 СаО • А1,О, Прочие
CuFeS2 4,6 г 1,6 1,4 1,6
Cu3FeS3 63,3 35,4 10,3 17,6 — — — —
SiO2 20,0 — — 1 20 — .—
СаО 2,3 — —- — — 2,3 — —
А12ОЗ 7,0 — — — — — 7,0 —
Прочие 2,8 — — — — — — 2,8
Всего: 100 37 11,7 19,2 20 2,3 7,0 2,8
В результате переработки дополнительного количества холод-
ных материалов получено белого матта
0,123х = 0,123-29 = 3,57 кг.
Требуется дополнительно подать во втором периоде воздуха
3,57-0,639 = 2,28 юи3.
При подаче через фурмы конвертера воздуха 470 нм?!мин
дополнительное время дутья во II периоде составит
2,28 п о 1 1 п—4
--------= 0,81 . 10 часа.
470 • 60
Работа конвертера на дутье, обогащенном кислородом 373
Основное время дутья во II периоде при принятой ранее сте-
пени использования конвертера под дутьем 0,75 составляет
0,0013-0,75 = 0,000975 = 9,75- 10~4 часа.
Общее время дутья с учетом переработки дополнительного
количества белого матта
(9,75 + 0,81) • 10-4 = 10,56-10 4 часа.
Фактическая степень использования конвертера под дутьем
во втором периоде при этих условиях составит
10,56 • 10~4 081
13 • 104
что согласуется с данными практики.
Таким образом, переработка дополнительного количества бе-
лого матта при условии повышения степени использования кон-
вертера под дутьем во II периоде с 0,75 до 0,81 по времени укла-
дывается в заданную суточную производительность по горячему
штейну. Поэтому найденное расчетом количество дополнитель-
ных холодных материалов можно принять как исходный пока-
затель для расчета увеличения суточной производительности кон-
вертера по черновой меди при обогащении дутья кислородом в
I периоде до 25% по объему.
Из горячего штейна и основного количества холодных мате-
риалов (30% от веса горячего штейна) будет получаться черно-
вой меди (см. табл. 123)
435 • -^2- = 127,5 т/сутки.
Из дополнительного количества холодных (29% от веса го-
рячего штейна), считая извлечение меди в белый матт 91% и из
белого матта в черновой металл 99%, получим металла
435-0,29-0,12-0,91 -0,99 = 13,6 т/сутки.
Всего получим черновой меди
127,5 + 13,6 = 141,1 т/сутки.
Таким образом, в результате обогащения дутья кислородом
до 25% суточная производительность рассчитанного конвертера
по меди возрастает со 117 до 141 т/сутки, т. е. на
—-~П- • 100 = 20,5%
117
по сравнению с работой на воздушном дутье
374 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
3. Переработка в конвертере медного концентрата
Для расчета переработки в конвертере сульфидного медного
концентрата совместно со штейном принимаем, что при загрузке
концентрата в конвертер протекают следующие процессы:
1) происходит термическая диссоциация высших сульфидов
халькопирита и борнита:
2CuFeS2 = Cu2S + 2FeS + S;
2Cu3FeS3 = 3Cu2S + 2FeS + S;
2) выделяющаяся элементарная сера лишь частично успе-
вает окислиться кислородом дутья, остальная сера выделяется в
газовую фазу и уходит из конвертера в виде пара. Для расчета
примем, что окисляется в конвертере только 25% серы, получен-
ной в результате диссоциации сложных сульфидов;
3) сернистое железо и полусернистая медь, образующиеся
от диссоциации халькопирита и борнита, расплавляются за счет
запаса тепла в ванне конвертера и образуют штейн.
Примем, что 90% полусернистой меди, содержащейся в этом
штейне, извлекается в белый матт, а 10% увлекается со шлаком.
Также 10% FeS из штейна будет увлечено в шлак, а 90% долж-
но быть подвергнуто окислению и ошлакованию;
4) сера высших сульфидов, попадающих в ванну конвертера,
будет играть роль восстановителя по отношению к магнетиту.
Поэтому примем, что FeS, полученный в результате диссоциа-
ции концентрата, будет окисляться только до FeO с последую-
щим ошлакованием кремнеземом до файялита.
Обозначим х кг —• количество медного концентрата, необхо-
димое для поглощения избытка тепла, образовавшегося в ре-
зультате обогащения дутья кислородом.
На основании рационального состава концентрата (см.
табл. 128) находим, что в нем содержится 0,046% кг CuFeS2,
0,633 кг Cu3FeS3. Сумма шлакообразующих компонентов 0,32% кг.
При диссоциации CuFeS2 образуется, кг:
- 0,046% = 0,0199% Cu2S;
368
• 0,046% = 0,022% FeS;
368
• 0,046% = 0,0041% S.
368
При диссоциации Cu3FeS3 образуется, кг:
— 0,633% = 0,443% Cu2S;
688
Работа конвертера на дутье, обогащенном кислородом
375
—— • 0,633л = 0,161л' FeS;
688
• 0,633л = 0,030л S.
688
Всего вследствие диссоциации халькопирита и борнита обра-
зовалось, кг:
0,0199л + 0,443л = 0,4629л Cu2S;
0,022л + 0,161л = 0,183л FeS;
0,0041л + 0,030л = 0,0341л S.
Увлекается со шлаком, кг:
0,4629л-0,1 = 0,0463л Cu2S;
0,183л-0,1 = 0,0183л FeS.
Переходит в белый матт Cu2S, кг:
0,4629л —0,0463л = 0,4166 л.
Подвергается окислению FeS, кг:
0,183л-0,9 = 0,1647л;
в нем, кг:
°’1647- • 55,9 = 0,105л Fe;
88
-°’164 — • 32,1 = 0,0597л S.
88
На окисление железа до FeO требуется кислорода
——— 0,105л = 0,03л кг.
55,9
Образуется FeO
• 0,105л = 0,135л кг.
55,9
Количество шлака, образующееся от переработки концен-
трата, по собственным шлакообразующим компонентам, с уче-
том увлечения в шлак FeS и Cu2S и FeO от окисления FeS
(0,32 + 0,0183 + 0,0463 + 0,135)л = 0,5206л кг.
Количество окисляющейся серы:
Элементарная сера........... 0,25-0,0341 х = 0,00853 х
Сера из FeS............................... 0,05970 х
Всего...................... 0,06823 х кг
376 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
На окисление серы до SO2 требуется кислорода
0,06823% 9О . ппсаоо
——----- 32,1 = 0,06823% кг.
32,1
Образуется SO2
0,06823% п 1ОСЛС
—------• 64,2 = 0,13646% кг
32,1
ИЛИ
-0,13646х • 22,4 = 0,0477% нм3.
64
Общий теоретический расход кислорода на окисление железа
и серы
0,03% + 0,06823% = 0,09823% кг.
При 95% использования требуется кислорода
0,09823% л то л л-го ч
------— = 0,103% кг, или 0,072% нм3.
0,95
При 25% кислорода дутья необходимо подать
0,072% п Ооо о
—-----------------------— 0,288% нм3.
0,26
Избыток кислорода
0,103% —0,09823% = 0,00477% кг, или 0,0033% нм3.
Азота с дутьем поступит
0,288% —0,072% = 0,216% нж3.
Всего газов от концентрата
0,0477% + 0,0033% + 0,216% + 0,0089% = 0,2759% нм3.
Составляем тепловой баланс переработки концентрата в кон-
вертере.
Приход тепла
1. Избыточное тепло 6570 ккал.
2. Тепло дутья
0,288% • 0,31 • 60 = 5,35% ккал.
3. Тепло окисления железа до FeO
63 700 люк юл
-----• 0,105% = 120% ккал.
55,9
4. Тепло окисления серы до SO2
70 963 • 0,06823%= 151% ккал.
32,1
Работа конвертера на дутье, обогащенном кислородом
377
5. Тепло ошлакования FeO до файялита
11 9^° • 0,105% = 11,2л; ккал.
111,8
Расход тепла
1. Тепло расплавленной C112S
0,4166%-0,18- 1250 = 93,7% ккал.
2. Тепло шлака
0,5206% • 0,3 • 1200 = 187% ккал.
3. Тепло газов, ккал:
SO2 .............. 0,0477 х 0,536 • 1000 = 25,5 х
Оа................ 0,0033% • 0,353 - 1000 = 1,16%
N2................0,216% -0,334.1000= 72%
S2 ............... 0,0089х 0,400 • 1000 = 3,56%
Н2О...............0,031 х .0,410.1000= 12,7%
Всего тепло газов '............. 114,92%
4. Тепло эндотермических процессов:
а) диссоциация высших сульфидов (расчет по сере при q =
= 400 ккал!кг S):
^дис — 0,0341% -400 = 13,64% ккал\
б) диссоциация FeS' (расчет по железу):
0,105% = 42,6% ккал-,
Я1К 55,9
в) испарение влаги концентрата:
Qncn = 0,025% • 600 = 15,0% ккал.
Уравнение теплового баланса:
6570 + 5,35% + 120% + 151% + 11,2% = 93,7% + 187% +
+ 114,92% + 13,64% + 42,6% + 15%.
Решая это уравнение, находим % = 37 кг.
На это количество концентрата в соответствии с ранее сде-
ланным расчетом требуется подать дутья в количестве
0,288%=0,288 • 37 = 10,6 шА
При пропускной способности конвертера 470 нм^]мин времяг
необходимое для подачи дополнительного количества дутья:
10,6- = 0,000377 часа.
470 • 60
Определяем окончательное балансовое время I периода пере-
работки штейна совместно с концентратом при обогащении
дутья кислородом:
378 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
гдУтья = 0,00297 + 0,000377 = 0,00335 часа,’
, 0,00335 ллллл'7
г' = ——— = 0,00447 часа.
0,75
В результате сокращения времени переработки штейна про-
изводительность конвертера по штейну для варианта загрузки
концентрата составит
ллл 0,0047 ,оп ,
400 -------= 420 т/сутки,
0,00447
20
т. е. увеличивается на ----100 = 5°/о-
400 •
Из этого количества штейна и соответствующего ему коли-
чества холодных оборотов (30% от веса горячего штейна) полу-
чено черновой меди (см. табл. 124)
.оп 0,02932 ,
420 • —------= 123 т/сутки.
0,100
Количество концентрата, перерабатываемого в конвертере:
- в?- - . 420 = 155 т/сутки
или 37% от веса горячего штейна.
После переработки 37 кг концентрата получено дополнитель-
но белого матта
0,4166-37 = 15,4 кг.
В соответствии с материальным балансом II периода на это
количество белого матта нужно подать воздуха
15,4-0,639 = 9,86 нм3.
При подаче через фурмы 470 нм3/мин воздуха дополнитель-
ное время дутья во втором периоде составит
—— == 3,50 • 10~4 часа.
470 • 60
Вместе с основным временем дутья во II периоде (9,75- 104
часа) время дутья с учетом переработки дополнительного коли-
чества белого матта составит
(9,75 + 3,50) • 10-4 = 13,25- 10~4 часа.
Фактическая степень использования конвертера под дутьем
во II периоде при этих условиях будет
= 1,02^ 1,0,
13 10~4
Технические показатели
379
что можно считать приемлемым, поскольку во II периоде про-
цесс ведется практически без остановок дутья.
Таким образом, переработка дополнительного количества бе-
лого матта, полученного из концентрата, при условии повышения
степени использования конвертера под дутьем во II периоде с
0,75 до 1,0 по времени укладывается в заданную суточную про-
изводительность по горячему штейну.
’ Поэтому найденное расчетом количество концентрата, пере-
рабатываемого в конвертере вследствие применения в I периоде
дутья, содержащего 25% кислорода, можно принять как исход-
ный показатель для определения прироста производительности
конвертера по черновой меди.
Из концентрата будет получено дополнительно меди (считая
90% извлечения из концентрата в белый матт и 99% — из белого
матта в черновой металл):
155 • 0,37 • 0,90 • 0,99 = 47 т/сутки.
Общее количество меди при переработке штейна с присадкой
концентрата
123 + 47 = 170 т/сутки.
По сравнению с работой на воздушном дутье вариант работы
конвертера в I периоде при обогащении дутья кислородом с при-
садкой медного концентрата обеспечивает увеличение произво-
дительности конвертера по меди со 117 до 170 т/сутки, или на
— -100 = 45%.
117
§ 12. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
Технические показатели работы конвертера на воздушном
дутье определяются непосредственно из сводного материального
баланса процесса (см. табл. 123).
Выход черновой меди от веса горячего штейна
0,02932 А ОАОО ,
—------= 0,2932 m m.
о,1
Выход шлака
0,10997 , .
—------=1,1 m/m.
0,1
Расход дутья
162,00 1СКЛ 3,
----------= 1250 нм* т.
1,29 • 0,1
Расход кремнистого флюса
0,030 п .
—-----------------------= 0,300 т т.
0,1
380 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
Показатели при обогащении дутья в первом периоде до 25%
для варианта переработки дополнительного количества холодных
оборотов определим дополнительным расчетом.
Выход черновой меди от веса горячего штейна
- — - — 0,325 m/m.
435
Основное количество конвертерного шлака 1,1 т/т. За счет
дополнительного количества холодных получено шлака
0,894х = 0,894 • 29 = 26 кг = 0,026 т
на 0,1 т горячего штейна.
Дополнительное количество шлака
0.026 „
—---=0,26 т/т.
о,1
Общий выход конвертерного шлака
1,1 + 0,26= 1,36 т/т.
При 25% кислорода в дутье I периода его расход
29,4-22,4 ооС 3,
•-----------— 825 нм? т.
0,1.32-0,25
Дополнительно для переработки холодных материалов расхо-
дуется дутья 0,256х = 0,256 • 29 = 7,4 нм? на 0,1 т штейна или
7 4
= 74 нмЧт штейна.
о,1
Общее количество дутья в I периоде
825 4- 74 = 899 ял3/т.
Во II периоде дутье воздушное.
На основании материального баланса II периода находим,
что на 1 т меди во втором периоде расходуется дутья
34,5 • 1000 ...
-—!------= 900 нм5 т.
1,29 • 29,64
Выход меди 0,325 т/т штейна, расход дутья на это количество
меди составит во II периоде
900 • 0,325 = 293 нм5.
Таким образом, общий расход дутья на оба периода
899 + 293 = 1192 нл?1т штейна.
Расход кремнистого флюса принимается без изменения 0,3 т/т
штейна.
Показатели работы конвертера при обогащении дутья в I пе-
риоде для варианта переработки медного концентрата следую-
щие.
382 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна Таблица 129 Технические показатели работы конвертера, перерабатывающего медный штейн
Значения показателей для трех вариантов работы конвертера
Показатели на воздушном дутье в дутье 25% О2 перераба- тываются холодные обороты в дутье 25% О2 перераба- тываются хо- лодные оборо- ты и медный концентрат
Содержание меди в штейне, % . . . Производительность конвертера по штейну, т/сутки Производительность по черновой ме- ди, т/сутки Количество перерабатываемых холод- ных материалов: а) холодных оборотов: т/сутки % от горячего штейна .... б) медного концентрата: т/сутки % от горячего штейна .... Число операций за сутки Размер конвертера, м Число фурм: установленных одновременно работающих . . Диаметр фурменных труб, мм . . . Пропускная способность конвертера по воздуху, нм3/мин Удельная нагрузка на фурмах, нм?/см1- • мин Давление дутья на коллекторе, ати Состав конвертерных шлаков, %: Си ’ . . SiOg Извлечение меди в черновой металл,%: из штейна и холодных оборотов из концентрата Расход дутья, отнесенный на 1 т штейна, нмЛ/т Расход кремнистой руды на 1 т штей- на, т/т Выход черновой меди, т/т Выход шлака, т/т 28,0 400 117 120 30 1,5—2 2,5 24 90 1250 0,3 0,293 1,1 28,0 435 141 257 59 2 3,96X9,15 50 42 46 470 0,67 1,2 90 1192 0,3 0,325 1,36 28,0 420 170 126 30 155 37 2 89 1295 0,3 0,405 1,292
Технические показатели
383
Выход черновой меди от веса штейна
170 = 0,405 m/m.
420
Основное количество конвертерного шлака 1,1 т/т.
В результате переработки концентрата получено шлака
0,520бх = 0,5206- 37 = 19,2 кг = 0,0192 т на 0,1 т горячего штейна.
Дополнительное количество шлака
Общий выход конвертерного шлака
1,1 + 0,192 = 1,292 т/т.
Расход дутья на штейн и холодные обороты в I периоде
825 нм3/т штейна.
Дополнительное количество дутья на переработку концен-
трата в I периоде 0,288х=0,288 • 37 = 10,6 нм3 на 0,1 т штейна,
или 0,6 = 106 нм3/т штейна.
0,1
Общий расход дутья в I периоде
825 + 106 = 931 нм3/т штейна.
Во II периоде дутье воздушное. При выходе меди 0,405 т/т
и расходе дутья на 1 г меди 900 нм3 во II периоде потребуется
дутья
900 • 0,405 = 364 нм3/т.
Общий расход дутья на оба периода
931 + 364 = 1295 нм3]т штейна.
Расход кремнистого флюса принимается без изменения 0,3 т/т
штейна.
В табл. 129 дана сводка технических показателей процесса
конвертирования найденных расчетом, а на рис. 37 показан эскиз
запроектированного конвертера.
ЛИТЕРАТУРА
ПО КОНВЕРТИРОВАНИЮ ШТЕЙНОВ
1. Д. А. Диомидовский. Цветные металлы, 1931, № 6.
2. Д. А. Диомидовский. Печи цветной металлургии, Металлургиздат,
1956.
3. Д. А. Диомидовский. Металлургические печи для производства
цветных металлов, 1961.
4. Л. М. Шалыгин. Бюллетень ЦИИН ЦМ, 1960, № 15.
384 Расчет процесса и печи для конвертирования медного штейна
5. Л. М. Шалыгин. Записки Ленинградского горного института,
т. XXXII, выл. Ill, 195G.
6. X. К. Аветисян. Металлургия черновой меди, Металлургиздат, 1954.
7. Р. Раддл. Физическая химия пирометаллургии меди, Металлургиздат,
1955.
8. В. И. Смирно в. Металлургия меди и никеля, Металлургиздат, 1950.
9. А. А. Цей д лер. Металлургия меди и никеля, Металлургиздат, 1958.
10. Л. М. Шалыгин, В. Б. Мей еров и ч. Цветные металлы, 1960, № 7.
11. X. К. Аветисян и др. Теория и практика бессемеровских медных штей-
нов, ОНТИ, 1934.
il2. В. Я. Мостович, Д. Г. Новиков. Пирометаллургия меди, Метал-
лургиздат, 1944.
13. А. Н. Вольский. Основы теории металлургических плавок, Металлург-
издат, 1943.
14. С. Н. Б а р а б о шк ии. Бессемерование медных штейнов, ОНТИ, 1936.
15. В. А. Ванюков, Д. И. Лисовский. Исследование работы конвер-
теров Балхашского завода, Сборник трудов Минц|ветметэолота име-
ни Калинина, Металлургиздат, 1946.
ГЛАВА IX
РАСЧЕТ ПРОЦЕССА И ПЕЧИ ДЛЯ КОНВЕРТИРОВАНИЯ
НИКЕЛЕВОГО ШТЕЙНА
§ 1. ЗАДАНИЕ
Рассчитать конвертер для переработки никелевого штейна в
количестве, т/сутки: горячего 150, холодного 60 (40% от горя-
чего).
Состав материалов и продуктов, %: горячий штейн 16 N1;
0,6 Со; 62,4 Fe; 19,0 S; 2,0 прочих; холодный штейн 10 N1; 0,3 Со;
69,7 Fe; 18,0 S; 2,0 прочих; файнштейн 78 Ni; 0,4 Со; 0,3 Fe;
19,0 S; 2,3 прочих; кварцит 95,0 SiCV
Кроме горячего и холодного штейнов, в конвертере перера-
батываются холодные оборотные материалы в количестве, необ-
ходимом для обеспечения оптимального теплового режима про-
цесса.
Требуется определить расчетом эффективность применения
для конвертера фурм усовершенствованной конструкции.
§ 2. рациональный состав штейна и шлака
Рациональный состав файнштейна (табл. 130) рассчитан на
основании заданного элементарного состава. Принято, что все
железо в файнштейне находится в виде FeS, кобальт связан в
CoS, остальная сера приходится на NisS2. Оставшийся никель
находится в металлической форме.
Таблица 130
Рациональный состав файнштейна, кг
Соединение Всего Ni Со Fe S Прочие
Ni3S2 69,71 * 51,1 18,61
' CoS — 0,4 — 0,22 —
FeS 0,47 — — 0,3 0,17 —
NimeT 27,0 27,0 .— — — —
• Прочие 2,20 — — — — 2,2
Всего: 100 78,10 0,4 0,3 19 2,2
25 Заказ 761
386 Расчет процесса и печи, для конвертирования никелевого штейна
Рациональные составы горячего и холодного штейнов
(табл. 131 и 132) рассчитаны исходя из следующих положений.
Таблица 131
Рациональный состав горячего штейна, кг
Соединение Всего Ni Со Fe s Прочие
NigS2 14,28 10,47 — — 3,81 —
CoS 0,93 — 0,6 — 0,33 —
FeS 40,86 — — 26,0 14,86 —
FeMeT 36,40 — — 36,4 — —
NiMeT 5,53 5,53 — — — —
Прочие 2,0 — — — — 2,0
Всего: 100 16,0 0,6 62,4 19,0 2,0
Таблица 132
Рациональный состав холодного штейна, кг
Соединение Всего Ni Со Fe S Прочие
Ni3S2 8,92 6,54 — — 2,38 —
CoS 0,46 — 0,3 — 0,16 —
FeS 42,56 — — 27,10 15,46 —
42,60 — — 42,60 — —
3,46 3,46 — — — —
Прочие 2,0 — — 1 — 2,0
Всего: 100 10,0 0,3 69,70 18,0 2,0
Таблица 133
Суммарный рациональный состав смеси холодного
и горячего штейна, кг
Соединение Всего Ni Co Fe s Прочие
NigSjj 17,85 13,09 4,76
CoS 1,12 — 0,72 -—— 0,40 —
FeS 57,87 — — 36,85 21,02 —
Ремет 53,42 — — 53,42 — —
^мет 6,91 6,91 — — — —
Прочие 2,83 — — —- — 2,83
Всего; 140 20,00 0,72 90,27 26,18 2,83
89
387-
Рациональный состав штейна и шлака
Весь кобальт связан с CoS, а
отношение количества никеля,
связанного в Ni3S2, к количеству
никеля, находящегося в металли-
ческой форме, принято таким же,
как для файнштейна. На основа-
нии этого определено количество
Ni3S2 и NiMeT. Оставшаяся от
CoS и Ni3S2 сера связана с же-
лезом в FeS, остальное железо
находится ,в металлической фор-
ме в виде ферроникеля.
Для удобства дальнейших
расчетов в табл. 133 представлен
суммарный рациональный состав
смеси из 100 кг горячего штейна
с 40 кг холодного штейна.
Все дальнейшие расчеты вы-
полняются исходя из полученных
140 кг смеси штейнов.
Для упрощения расчета ра-
ционального состава конвертер-
ного шлака принято, что все
шлаки от начала до конца про-
цесса по основным компонентам
имеют одинаковый состав и раз-
личаются лишь по содержанию
кобальта.
На основании данных практи-
ки приняты следующие показате-
ли по шлакам.
Содержание никеля 0,9%,
причем весь он находится в ви-
де Ni3S2 в корольках штейна.
В виде корольков штейна в шла-
ки увлекается также и FeS. Со-
держание FeS в шлаках опреде-
ляется из отношения Ni3S2 : FeS,
которое принимается для шлаков
таким же, как для суммарного
состава смеси штейнов.
Содержание SiO2 в конвертер-
ных шлаках в соответствии с
данными практики (табл. 134)
принято 28%.
По содержанию магнетита в
25*
38&8
Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
шлаках конвертирования никелевых штейнов достаточно надеж-
ных данных в литературе не приводится. Поэтому для обоснова-
ния содержания 'магнетита в шлаках рассчитываемого процесса
следует воспользоваться ориентировочными данными ряда авто-
ров, исследовавших шлаки конвертирования медных и медно-
никелевых штейнов. Из этих данных (см. рис. 15) можно уста-
новить, что 28% SiOg в конвертерном шлаке соответствует 10—.
17% магнетита.
Учитывая, что конвертирование никелевых штейнов протекает
обычно при более высокой температуре, чем конвертирование
медных и медноникелевых штейнов, следует принять для него
шлаки с минимальным содержанием магнетита—10%.
Так как кварцевый флюс имеет высокое содержание SiO2,
конвертерные шлаки будут получаться близкими к теоретиче-
скому составу, т. е. состоящими в основном из трех компонен-
тов — FeO, SiO2 и РезО4. Примем сумму FeO + SiO2 + РезО4 =
= 93%. Тогда содержание FeO в шлаке составит 93—28—10 =
= 55%.
Примем также, что вся закись железа связана с кремнеземом
в файялит 2FeO SiO2. Остающийся от файялита избыточный
кремнезем условно считаем свободным.
Рассчитанный на основании изложенных соображений рацио-
нальный состав конвертерного шлака приведен в табл. 135.
Таблица 135
Рациональный состав конвертерного шлака без учета кобальта, кг
Соединение Всего Ni Fe s SIO, o, Прочие
NigS2 1,23 0,9 0,33 .— —
FesO4 10,00 — 7,24 — — 2,76 —
2FeO-SiO2 78,00 — 42,80 — 23,00 12,20 —
FeS 4,00 — 2,54 1,46 — — —
SiO2 5,00 — — — 5,00 — —
Прочие 1,77 — — — — — 1,77
Всего: 100,0 0,9 52,58 1,79 28,00 14,96 1,77
§ 3. ПОВЕДЕНИЕ КОБАЛЬТА И РЕЖИМ КОНВЕРТИРОВАНИЯ
Как установлено исследованиями процесса конвертирования,
распределение кобальта по продуктам зависит от содержания
железа в штейновой массе. Для возможно большей концентра-
ции кобальта в шлаках последних сливов вначале продувку ве-
дут до бедной массы, содержащей не менее 20—30% Fe. На
Основные реакции процесса
389
основании этого принимают условное разделение процесса на
два периода: период набора с получением массы, содержащей
25% Fe, и период варк,и файнштейна с полным удалением
железа.
В соответствии с практическими данными примем следующее
распределение кобальта по продуктам конвертирования, %: в
файнштейн 15; в шлаки периода набора 50; в шлаки периода
варки файнштейна 34; в пыль 1,0.
§ 4. ОСНОВНЫЕ РЕАКЦИИ ПРОЦЕССА
Отличительной особенностью никелевых штейнов является
значительное содержание в них металлической фазы — ферро-
никеля. Термодинамическими расчетами и экспериментами до-
казано, что при совместном присутствии в расплаве металличе-
ского и сернистого железа начальная стадия процесса окисления
протекает как совокупность реакций окисления металлического
железа.
Без кремнекислоты
3Fe 4-2О2 = Fe3O4. (1)
При наличии кремнекислоты
2Fe -J- О2 + SiO2 = 2FeO • SiO2. (2)
В этой стадии процесса, как показывают исследования
(рис. 38), в газах практически не содержится SO2.
После выгорания основной массы металлического железа
начинает окисляться сернистое железо. В газах этой стадии про-
цесса обнаруживается значительное содержание SO2. По-види-
мому, при окислении сернистого железа никелевого штейна неко-
торая часть серы окисляется также и до SO3, аналогично про-
цессу переработки медных и медноникелевых штейнов. Однако
данных об экспериментальном определении содержания SO3 в
газах конвертирования никелевых штейнов нет. Можно лишь
предполагать, что в этих газах содержание SO3 будет ниже, чем
при продувке медных или медноникелевых штейнов, поскольку
температура процесса здесь выше, а с повышением температуры
усиливается диссоциация SO3 по реакции
SO3-SO2 + V2O2.
• Исходя из приведенных соображений, для упрощения расчета
можно принять, что вся сера сернистого железа никелевого штей-
на будет окисляться только до SO2. В этом случае процессы
окисления FeS можно представить реакциями:
Без кремнекислоты
3FeS + 5О2 = Fe3O4 + 3SOa. (3)
390 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
В присутствии кремнекислоты
2FeS + ЗО2 + SiO2 = 2FeO • SiO2 + 2SO2. (4)
В результате протекания в конвертере указанных четырех
реакций, сопровождающихся периодическим удалением окислен-
Время дутья, мин.
Вис. 38. Экспериментальные данные о составе газов
.конвертирования .никелевого штейна
который, как показывает его расчетный рациональный состав
(см. табл. 130), состоит из Ni3S2, NiMCT и небольшого количества
примесей.
Для дальнейших расчетов в табл. 136 приведены тепловые
эффекты основных реакций конвертирования.
§ 5. РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ПЕРИОДА НАБОРА
1. Окисление железа ферроникеля
Из данных табл. 133 следует, что окисление кислородом
дутья должно подвергнуться 53,42 кг железа ферроникеля.
В конвертерном шлаке (см. табл. 135) окисленное железо со-
ставляет 7,24 + 42,80 = 50,04%.
Расчет технологического процесса периода набора
391
Таблица 136
Тепловые эффекты реакций конвертирования никелевых штейнов
Реакция Уравнения реакций Тепловой эффект реакции ккал/кг-молъ Количество тепла на 1 кг Fe, ккал/кг
1 3Fe + 2О2 = Fe,O4 267000 1590
2 2Fe + О, + SiO2 = 2FeO- SiO, 139300 1244
3 3FeS + 5O2 = Fe,O4 + 3SO., 411720 2451
4 2FeS + 3O2 + SiO,=2FeO-SiO2+2SO2 235780 2105
Считая, что все металлическое железо штейна окисляется и
переходит в шлак, получим выход конвертерного шлака от окис-
ления железа ферроникеля
49
• 100 = 106,8 кг.
50,04
В этом количестве шлака содержится железа в виде магне-
тита 106,8-0,0724 = 7,72 кг; в виде закиси (файялита)
106,8-0,428 = 45,7 кг.
Необходимое количество кислорода для окисления железа
до магнетита по уравнению реакции (1)
- 7,72 = 2,95 кг.
167,7
Для окисления железа до закиси по реакции (2) кислорода
необходимо
16 - • 45,7 = 13,05 кг.
55,9
Всего теоретически необходимо кислорода на окисление же-
леза ферроникеля
2,95 + 13,05 = 16 кг.
При степени усвоения кислорода ванной 95% практическое
количество кислорода
———= 16,9 кг, или 11,83 нм3.
0,95
Избыток кислорода 16,9—16 = 0,9 кг, или 0,63 нм3.
Воздуха необходимо
392 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
В табл. 137 приведены результаты расчета количества и со-
става газов при окислении железа ферроникеля.
Таблица 137
Количество и состав газов
при окислении железа ферроникеля
Газ Вес, кг Объем, нм3 О/ /О (объемн.)
О2 № 0,9 56,6 0,63 45,3 1,5 98,5
Всего: 57,5 45,93 100,0
2. Окисление сернистого железа
до содержания в массе до 25% Fe
Из табл. 133 следует, что после окисления железа феррони-
келя в массе остается сернистого железа 57,87 кг или железа
в виде FeS 36,85 кг (63,7% от веса FeS). Обозначим:
х кг — количество FeS, которое нужно окислить до содер-
жания в массе 25% Fe;
0,637х кг — количество окисляющегося железа.
Поскольку окисленное железо в шлаке составляет 50,04%
(см. табл.' 135), выход шлака при окислении сульфида железа
будет
• 100 = 1,274 кг.
50,04
Обозначим: А кг —• вес железа в обогащенной массе;
В кг — вес массы, остающейся после периода на-
бора.
Тогда по условиям ведения процесса —- = 0,25.
Как было вычислено выше, в результате окисления железа
ферроникеля из 140 кг смеси штейнов образовалось 106,8 кг
шлака.
При окислении железа FeS образовалось шлака 1,274 х кг.
Как следует из табл. 135, в шлаке содержится 2,54% Fe в виде
FeS. Следовательно, оо шлаками будет увлечено железа в виде
FeS
(106,8+1,274 х) -0,0254 кг.
Окислиться должно 0,637 х кг железа из FeS. При начальном
количестве железа в штейне в виде FeS 36,85 кг (в 140 кг сме-
си штейнов) вес железа, оставшегося в массе:
А = 36,85—0,0254 (106,8+1,274 х)—0,637х= (34,14—0,6693х)кг.
Расчет технологического процесса периода набора 393
В результате окисления и ошлакования железа феррони-
келя и сульфидного железа и удаления серы в газы первоначаль-
ный вес смеси штейнов уменьшается на 53,42+х кг.
В виде корольков штейна в шлаки уходит (в соответствии с
табл. 135 и весом шлака):
(106,8+1,274 х) -0,0123 кг Ni3S2;
(106,8+1,274 х) -0,04 кг FeS.
Кроме того, как принято выше, в шлаке периода набора ухо-
дит 50% всего кобальта. Приняв условно, что в шлаках перио-
да набора кобальт содержится в форме CoS, получим, что в
шлаки уходит
1,12-0,5=0,56 кг CoS.
Таким образом, вес массы, остающейся в результате периода
набора:
5= 140—(53,42+х) — (106,8+1,274 х) (0,0123 + 0,04)—0,56=
= 80,44—1,067 х.
/I
Как выше принято— = 0,25, или
34,14 — 0,6693% _ Q 25
80,44— 1,067% — ’
откуда х — 34,9 кг.
Таким образом, окисляется FeS 34,9 кг (в нем железа
0,637 х = 22,2 кг).
За счет этого образуется шлака 1,274 х = 44,4 кг.
Общее количество шлаков периода набора
106,8+44,4=151,2 кг.
Остается массы
5=80,44—1,067 х=43,24 кг.
В ней железа в виде FeS
А = 34,14—0,6693 х = 10,74 кг,
или 10,74 =16,95 кг FeS.
0,637
В шлаки увлекается
151,2-0,0123=1,86 кг Ni3S2.
В массе останется
17,85—1,86=15,99 кг Ni3S2.
В шлаки увлекается 0,56 кг CoS.
В массе останется
1,12—0,56=0,56 кг CoS.
394 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
Металлическое железо из массы удалено полностью, метал-
лический никель считаем полностью сохраняющимся в массе
в количестве 6,91 кг, прочие из 140 кг смеси штейнов в количест-
ве 2,83 кг также считаем остающимися в массе.
Проверяем вес массы как суммы Ni3S2+CoS + FeS + NiMeT +
+прочие.
Получим вес массы:
15,99 + 0,56 +16,95+6,91 + 2,83=43,24 кг.
На основании проделанных расчетов определяем состав мас-
сы, получаемой в итоге периода набора (табл. 138).
Таблица 138
Количество и состав обогащенной массы на 140 кг смеси штейнов
(без холодных материалов)
Химические соединения Количество Ni Со Fe S Прочие
кг на 140 кг смеси штейнов % в массе Sa % в массе го % в массе го У % в массе го % в массе ГЦ % в массе
Ni3S2 CoS FeS NiweT Прочие 15,99 0,56 16,95 6,91 2,83 37,0 1,3 39,2 15,95 6,55 11,73 6,91 27,1 15,95 0,36 0,83 10,80 25 4,26 0,20 6,15 9,9 0,47 14,2 2,83 6,55
Всего: 43,24 100,0 18,64 43,05 0,36 0,83 10,80 25,0 10,61 24,57 2,83 6,55
В соответствии с рациональным составом шлака (см.
табл. 135) находим, что в 44,4 кг его содержится железа в ви-
де Fe3O4 44,4 • 0,0724 = 3,2 кг и в виде FeO 44,4 0,428 = 18,9 кг.
Подсчитываем количество кислорода, необходимое для окис-
ления FeS штейна до получения массы с содержанием железа
25%.
По реакции (3) расход кислорода по количеству окисливше-
гося железа будет
-^5- • 3,2 = 3,04 кг.
167,7
По реакции (4) расход кислорода по количеству железа
. 18,9 = 16,2 кг.
111,8
Всего теоретический расход кислорода
3,04+16,2=19,24 кг.
Расчет технологического процесса периода набора
395
При степени усвоения кислорода ванной конвертера 95%
практическое количество его
19 24
—= 20,24 кг.
0,95
Воздуха потребуется
20,24 сс о. 88,24 „
-----= 88,24 кг, или —!— — 68,5 нм?.
0,23 1,29
Определяем количество газов, образующихся при окислении
FeS.
Подается с воздухом азота
88,24—20,24=68 кг.
В газы попадает избыточный кислород
20,24—19,24=1,0 кг.
Образуется SO2:
по реакции (3)
2 = 3,66 кг\
3 • 55,9
по реакции (4)
-2-6-’— • 18,9 = 21,6 кг.
2 - 55,9
Всего SO2 в газах
3,66 + 21,6 = 25,26 кг.
Данные расчетов по количеству и составу газов от окисления
FeS штейна в период набора сведены в табл. 139.
Таблица 139
Количество и состав газов
при окислении сернистого железа штейна
в период набора на 140 кг смеси штейнов
Газ Вес, кг 'Объем, нм3 % (объемы.)
so2 25,26 8,85 13,9
N2 68,00 54,50 85,0
О2 1,00 0,70 1,1
Всего: 94,26 64,05 100,0
396 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
3. Расчет количества флюсов
Суммарное количество шлака при окислении железа ферро-
никеля и сернистого железа за период набора
106,8+44,2=151 кг.
При 28% SiO2 в шлаке и 95% SiO2 в кварцевом флюсе тре-
буется подать кварцита
151-0,28 .. г
----------= 44,5 кг.
0,95
4. Проверка извлечения кобальта в шлаки периода набора
Общее количество кобальта, поступившего в процесс с го-
рячим и холодным штейном:
0,60+0,12=0,72 кг.
В соответствии с принятым выше распределением кобальта
между продуктами плавки в шлаки периода набора перейдет ко-
бальта
0,5-0,72 = 0,36 кг.
Общее расчетное количество шлаков периода набора 151 кг.
Содержание кобальта в них
• 100 = 0,24%.
151
Полученное содержание кобальта в шлаках периода набора
согласуется с данными практики.
5. Расчет количества холодных материалов
Процесс конвертирования никелевых штейнов характеризует-
ся весьма высокой экзотермичностыо. Большой избыток тепла
приводит к чрезмерному повышению температуры в конвертере,
что оказывает разрушительное воздействие на огнеупорную фу-
теровку. Для снижения температуры в конвертер обычно в пери-
од набора загружают дополнительные холодные материалы раз-
нообразного состава.
Для простоты расчета принимаем, что эти материалы пред-
ставляют собой механическую смесь, состоящую на 30% из ко-
нечной массы периода набора и на 70% из конвертерного шлака
рассчитанного ранее состава.
При расплавлении эти материалы дадут соответствующие до-
полнительные количества массы и шлака, не участвуя в химиче-
ских процессах.
Расчет технологического процесса периода набора 397
Для ориентировки в выборе необходимого количества холод-
ных материалов используется график (рис. 39), построенный на
основании теоретического теплового расчета процесса перера-
ботки горячего никелевого штейна при различной загрузке хо-
лодного никелевого штейна. Расчет выполнен для штейнов,
имеющих состав, аналогичный тому, который указан в задании.
В расчете приняты следующие условия: температура жидких
продуктов процесса 1300°, температура газов 1100°, потери тепла
Рис. 39. Расчетная
диаграмма для опреде-
ления количества
холодных материалов
при конвертировании
никелевых штейнов
количество «модного штейна, % от
горячего
во внешнюю среду 15% от суммарного тепловыделения процес-
са. Результаты выполненного теоретического расчета подтверж-
даются данными заводской практики.
На основании приведенного графика можно принять, что для
рассматриваемого случая переработки горячего штейна при за-
грузке 40% холодного штейна от веса горячего необходимое ко-
личество дополнительных холодных материалов того условного
состава, который был рекомендован выше, составляет примерно
62% от веса горячего штейна, т. е. 62 кг на 140 кг смеси горяче-
го и холодного штейна.
Состав холодных материалов, условно принятых как меха-
ническая смесь, состоящая на 70% из конвертерного шлака и на
30% из обогащенной массы, приведен в табл. 140.
От расплавления этих холодных материалов образуется
18,6 кг обогащенной массы и 43,4 кг конвертерного шлака. Та-
ким образом, с учетом переработки в конвертере холодных ма-
териалов за период набора будет получено: обогащенной массы
43,24+18,6 = 61,84 кг\ конвертерного шлака 151,0+43,4=194,4 кг.
398 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
Расчет условного состава холодных материалов
о а Ег 1,23 0,66 1,89
С е 6,55 1,53 3,0
к* 6,5 6,5
о 14,96 10,49
о 12,16 12,16
со ° СО см 19,65
1 4,56 0,78 5,34
со э 24,53 1,79 сч CD СО
CJ и £ 4,65 22,81 27,46
25,0 52,58 44,3
О 0,16 01 ‘0 0,26
О s'* со со 0,24 0,42
ье 8,0 0,39 8,39
Z 43,09 0,90 13,52
и К CD 00 43,4 62,0
о и О' со О 100 '
о
3 к к о к S о и X с В 5 м 2 и * > 1 Обогащенная мае 3 • к СР СР со со t? к а о д л СР S и
6. Материальный баланс
периода набора
Результаты всех выполнен-
ных по периоду набора расче-
тов сведены в табл. 141 мате-
риального баланса.
Составление баланса при
условии правильного выполне-
ния расчетов не вызывает за-
труднений. Невязка может
выявиться лишь в графе «про-
чие», поскольку содержание
прочих в исходных материа-
лах и в продуктах процесса
принималось произвольно.
В этом случае производится
корректировка содержания
прочих в шлаке, в результате
чего уточняется количество и
состав шлака.
6. РАСЧЕТ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО
ПРОЦЕССА ПЕРИОДА ВАРКИ
ФАЙНШТЕЙНА
1. Расчет количества
шлака и файнштейна
В результате периода на-
бора получено 61,84 кг обога-
щенной массы. Исходя из ее
рационального состава (табл.
138) находим, что в указанном
количестве обогащенной мас-
сы содержится:
61,84-0,392 = 24,2 кг FeS
(в том числе 15,4 кг Fe);
61,84-0,370 = 22,8 кг Ni3S2.
В соответствии с рацио-
нальным составом конвертер-
ного шлака (см. табл. 135) в
нем содержится железа в
сульфидной и окисленной фор-
ме 52,58%, а также 1,23%
Ni3S2.
I
Материальный баланс периода набора без учета пылеуноса
Ф к О''
о Е ел У
o'-
CJ
Z то
и
о c\i ье
о
со па У
о?
Q1 ЬЙ
о
U, oi
О
и <0
“т-"
Z <и
Вес <и ье
прихода и rt •=£ О К
S л и! О.
6
•LIU 6Х
о
S
Е
ОООО [ СЧ СЧ СО Ю ю СО 1111 со —1
СО СП ю О 0Q со СЧ I СП ,10 .87 1 I 1 1 97
сч о—<сч со xF сч СО
1 1 1 1^ 1 1 1111
124,60 1 124,60 1 1 124,60 124,60 124,60
СП о 1 1^14 96' 1 I 1 1
10 23 xF
xF 1 1 "8 1 ~ со 1 X со о со со | СП ю 64
со г- со со XF Со СЧ СЧ —• XF 43,
ю 1 11 1 ° 1111
СП ио ’—'СП 28
Z 12,16 42,25 xF XF ю 54,41 1111 54,41
СЧ | 1 СО СП ш г- 1111
СП 00 00 24. 1
СО xF 4^°? 1 1 сч ю Ю xF со со СО | | со СЧ ю
СП ь- ю СО ' О Ю СО сч сч СО
xF Г- СО [ | 00 О LQ 1 1 ! 1
СЧ GHxF СО СО xF Ст Ю СЧ СЧ LO
Г- со xF 00 XF со О ,46 ,27 73
СЧ г- Г"- 1 1 СО сч сч 117 с ю о 1111 ‘ill
сч 1 1 СО xF СО СЧ 1'11
ООО О О
СЧ СО о — СЧ | | 98 Ю xt1 1111 СО СП
ООО О О О о
СЧ OOLO | । СО ОСО сп О СП со о 1111
о О СП °-°с2 | [ о 1111 СП СО
СО xF 00 28 СО —1 СЧ 00 сч
О О О О xF оооюь- сч 00 СО со О О со СЧ СО СП ь- сч
о осч xf О xF со xF со 408 . xF СО СП LO xF —1 СЧ СЧ IQ ▼“—4 V—t 408,
Штейн горячий . . Штейн холодный Холодные обороты Кварц Воздух 1 Всего . . Обогащенная масса Шлак 1 Газы: и - • - о СО С1 g О С41 wZO о <и И Всего . .
СЧ СО xF ю ' СЧ СО
400 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
Считая, что все железо массы 'перейдет в шлак, определяем
выход шлака периода варки:
15,4 по о
----’--= 29,3 кг.
0,5258
С этим количеством шлака увлекается:
29,3-0,0123=0,36 кг Ni3S2.
В файнштейн перейдет
22,80—0,36 = 22,44 кг Ni3S2,
что соответствует количеству никеля в форме Ni3S2
- 22,44 = 16,48 кг.
240,3
Кроме того, в файнштейн из массы без потерь, как принято,
перейдет весь металлический никель в количестве
61,84-0,16 = 9,90 кг.
Всего в файнштейн переходит никеля
16,48+9,90=26,38 кг.
При 78,1% Ni в файнштейне выход файнштейна
= 33,8 кг.
0,781
В конвертерный шлак увлекается
29,3-0,04=1,17 кг FeS.
Количество FeS, окисляющегося по реакциям (3) и (4),
24,2—1,17=23,03 кг
ИЛИ
В
табл.
• 23,03 = 14,63 кг Fe.
88
соответствии с рациональным составом шлака (см.
135) находим, что в нем содержится железа:
Р виде FeO ..............29,3 • 0,428 = 12,51 кг
» » Fe3O4............... 29,3 - 0,0724 = 2,12 »
Всего железа в виде
окислов
14,63 кг
2. Расчет количества воздуха и газов
По реакции (3) окисляется 2,12 кг Fe.
Расходуется кислорода на это
J60_. 2,12 = 2,03 кг.
167,7
Расчет технологического процесса периода варки файнштейна 401
Образуется
—• 2,12 = 2,43 кг SO,.
55,9
По реакции (4) окисляется 12,51 кг Fe.
Расходуется кислорода
—— • 12,51 = 10,72 кг.
- 111,8
Образуется
—• 12,51 = 14,31 кг SO2.
111,8 -
Суммарно на реакции (3) и (4) требуется кислорода
2,03+10,72=12,75 кг;
образуется по обеим реакциям
2,43+14,31 = 16,75 кг SO2.
При 95% усвоении кислорода ванной конвертера практиче-
ский расход кислорода
12,75 .п
—;—= 13,40 кг.
0,95
Избыток кислорода
13,4—12,75 = 0,65 кг.
Воздуха на период варки файнштейна потребуется
Поступит азота с воздухом
58,3—13,4=44,9 кг.
Количество и состав газов периода варки файнштейна приве-
дены в табл. 142. •
i Таблица 142
Количество и состав газов периода варки файнштейна
Газ Вес, кг Объем, нм* % (объемы.)
soz 16,74 5,87 13,9
N2 44,90 36,00 85,0
о2 0,65 0,45 1,1
Всего: 62,29 42,32 100,0
28 Заказ 761
402
Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
3. Количество кварцевого флюса
В период варки файнштейна образуется 29,3 кг конвертерно-
го шлака. В этом количестве шлака содержится 29,3-0,28 =
= 8,2 кг SiO2.
ч 2
Необходимое количество флюса —— = 8,66 кг.
0,95
4. Содержание кобальта в файнштейне и шлаке периода варки
Содержащийся в обогащенной массе кобальт в количестве
0,51 кг распределяется между файнштейном и шлаком периода
варки в соотношении 14:35, т. е. от количества кобальта, со-
держащегося в массе, переходит в файнштейн
— •100 = 28,6%, или 0,51 - 0,286 = 0,146 кг.
49
Переходит кобальта в шлак
— • 100 = 71,4%, или 0,51 • 0,714 = 0,364 кг.
49
При выходе файнштейна 33,8 кг содержание кобальта в нем
100 = 0,43%.
33,8
При выходе шлака периода варки 29,3 кг содержание ко-
бальта в нем
• 100= 1,08%.
33,8
Полученное содержание кобальта в продуктах процесса со-
ответствует данным практики. Следовательно, исходные показа-
тели извлечения кобальта были приняты правильно.
5. Материальный баланс периода варки файнштейна
На основании выполненных расчетов составляется матери-
альный баланс периода варки файнштейна (табл. 143). При со-
ставлении баланса производится корректировка количества и со-
става шлака.
§ 7. СВОДНЫЙ МАТЕРИАЛЬНЫЙ БАЛАНС КОНВЕРТИРОВАНИЯ
В заключение технологических расчетов составляют сводный
материальный баланс процесса переработки никелевых штейнов
на файнштейн (табл. 144).
Материальный баланс периода варки файнштейна без учета пылеуноса
1 Прочие
то
С*
о
ТО
о со S?
то
то Ji
<и fc
то Je
о О о?
8
Z О'*
то ье
гз/ ‘ээд
1 Статьи прихода и расхода
•mi бх
ю 1ЛО 1
- е. |
CD ю
О со со
— | ю
xf
Q
О О
1 1 сь
1 1 xf1
Xf
О
23
О О
1 |Ч xf
со СО
•»—ч » ч
95,0
СО со
1 °11 со см со”
57
сч
id ю
«нЫ 1
ю ю
о 1—<
ч °-1 1
к Е 25
>-> 46 46
О 1D
О 4—и
с 83
«ч 1 1
о
0,511 0,51
о 1 1
СО xf
СМ СЧ
CD I I CD
CD СЧ 26
CD О 00 CD СО О ОО
•Ч «ч 1ч
—• СО ОО CD ID 00 OI
сЗ • • О •
сЗ 2 • • •
к • • о
. .
д
к . . си
CD f у
§ н * й
2^5 О « М \О И о
26*
Прочие ©^
C\J ье
Z ©°
С\1 ье
ei О О'-
r\j ье
о 09 ч©
*U
09
<u
£ ©^
cvt у
О О О'*
AJ ге
'2
гл *ээд
Статьи прихода и расхода
•UU
CM oo
Расчет конвертера
405
При составлении сводного баланса учитывают унос пыли,
который принят в количестве 1 % от веса твердых и жидких ма-
териалов, загружаемых в конвертер.
§ 8. РАСЧЕТ КОНВЕРТЕРА
1. Пропускная способность конвертера по воздуху
На основании сводного материального баланса находим
теоретическое удельное количество воздуха на 1 т штейна:
I7 220,04 1 о 1 к з /
kv_ =----------=1215 нм? т.
уд 0,14-1,29
Приняв по данным практики коэффициент использования кон-
вертера под дутьем k=Q,7, найдем потребную пропускную спо-
собность конвертера по' формуле (69):
V луул 210-1215
гконв —-----------------= 255 нм3 мин.
коив 1440А 1440-0,7
2. Удельная нагрузка фурм конвертера
Находится по формуле (70):
1 -7Л -. / Р1 7?ГИДР ., „
?=1,74р/ ---------нм?/см -мин.
Примем на основании данных заводской практики давление
воздуха на коллекторе pi = l,2 кг/см2, противодавление ванны
77гидр=0,3 кг)см2, значение показателя гидравлического сопро-
тивления применяемой в настоящее время воздухоподводящей
системы конвертера С=6,0:
q = 1,74 1/ 0,68 нм3/см2-мин.
6,0
3. Площадь сечения работающих фурм
F = 2^ = = 375 см2.
ф q 0,68
4. Число работающих фурм
Приняв на основании практических данных диаметр фурмен-
ных трубок rf=41 мм, получим по формуле (71) необходимое
число одновременно работающих фурм:
/гр = 127,2 = 127,2 • = 29.
d8 1680
406 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
5. Число установленных фурм
С учетом резерва 20% число установленных фурм по формуле
(72):
пуст = 1,2ир= 1,2 • 29 = 35.
6. Тип и размеры конвертера
Исходя из найденных значений площади сечения фурм F$ =
= 375 см2; диаметра фурмы rf=41 мм и числа фурм пуСт = 35, по
табл. 3 выбираем стандартный горизонтальный конвертер с раз-
мерами по кожуху 3,6 X 6,1 м и емкостью по файнштейну 40 т.
7. Расчет эффективности применения фурм
усовершенствованной конструкции
Как выявлено в результате исследований лаборатории печей
Ленинградского горного института, имеется возможность суще-
ственно увеличить пропускную способность фурм в результате
усовершенствования конструкции воздухораспределительной си-
стемы конвертера. Предложена конструкция, имеющая показа-
тель гидравлического сопротивления С=3.
Определим по формуле (70) удельную нагрузку фурм при ис-
пользовании усовершенствованной конструкции воздухораспре-
делительной системы.
q— 1,74 ~ 0,96 нм9/см2‘мин.
Тогда суммарное рабочее сечение фурм составит
F = 2б6 СЛ12_
ф 0,96
Рабочее число фурм
п.. = 127,2 • = 20.
р 1680
Установленное число фурм
Пуст = 1,2 • 20 = 24.
Таким образом, при использовании усовершенствованной кош
струкции воздухораспределительной системы заданную произво-
дительность конвертера можно обеспечить при меньшем числе
фурм. В результате облегчится обслуживание конвертера и улуч-
шатся условия службы огнеупорной кладки. Если же сохранить
рассчитанное выше число фурм пуст = 35, то использование усо-
Расчет конвертера
407
вершенствованной конструкции воздухораспределительной си-
стемы позволит увеличить производительность конвертера на
единицу времени дутья пропорционально повышению удельной
пропускной способности фурм, т. е. на
0,96 — 0,68 _ 100
0,68
41%.
8. Определение числа операций
При определении числа операций следует ориентироваться
не на количество файнштейна, а на количество обогащенной мас-
сы, накапливаемой в конвертере за период набора.
При заданной производительности конвертера 210 т/сутки по
горячему и холодному штейну обогащенной массы будет по-
лучено
2Ю Sli?! = 92,5 т/сутки.
ч 140
Емкость конвертера по файншгейну и по массе будет пример-
но одинакова, поскольку удельные веса этих продуктов разнят-
ся незначительно.
При этих условиях число операций в сутки составит
—= 2,3 « 2.
40
9, Проверка размеров горловины
По формуле (73) для суточной производительности Л =
= 210 т/сутки при коэффициенте использования конвертера под
дутьем /г = 0,7 секундное количество газов при /=1000°
V А Еуд3(273 +I) 210 • 1090 • 1273 . 3
V, — ——----------—-----------------= 17,6 лг/сек.
86 400fe • 273 86 400 • 0,7.273
Общее удельное количество газов V™ получено сложением
количества газов по отдельным периодам операции переработки
штейна (см. табл. 137, 139, 142) и делением суммы на 0,14.
Для выбранного стандартного конвертера
Ггорл=1,7.1,9 = 3,23 м2.
Скорость газов в сечении горловины
w, — —=- 17,6 = 5,5 м/сек.
Г горл 3,23
Поскольку скорость газов находится в пределах, допускае-
мых практикой, стандартные размеры горловины приемлемы и
не нуждаются в изменениях.
408 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
§ 9. ТЕПЛОВОЙ БАЛАНС КОНВЕРТЕРА
Исходными данными для расчета теплового баланса конвер-
тера являются материальные балансы по периодам (см.
табл. 141 и 143), тепловые эффекты реакций (см. табл. 136),
температуры и теплоемкости материалов и продуктов (табл. 145).
Таблица 145
Температуры и теплоемкости материалов и продуктов
процесса конвертирования никелевых штейнов
Материалы Температура, °C Теплоемкость кка.л[к.г, °C
ериод набора в период вар- ки файнштейна
Горячий штейн 1000 — 0,2
Воздух 60 60 -—
Обогащенная масса 1250 1250 0,2
Шлаки 1250 1350 0,3
Г азы 1000 1200 —
Файнштейн .— 1350 0,2
Внутренняя полость конвертера . . 1250 1350 —
Наружная поверхность кожуха кон- вертера 200 300 —
Балансовое время, т. е. время переработки 140 кг штейна,
находится из суточной производительности:
т = ~24 . 0,14 = 0,016 часа.
210
Время периода набора и периода варки файнштейна нахо-
дится из соотношения количеств воздуха, подаваемого в соответ-
ствующий период:
В период набора воздуха израсходовано. . 161,74 кг... 74%
В период варки файнштейна.......... 58,30 » ... 26%
Итого............... 220,04 кг... 100%
Отсюда
=;0,74т = 0,74 • 0,016 = 0,012 часа;
т2 = 0,26т = 0,26 • 0,016 — 0,004 часа.
А. Тепловой баланс периода набора
Приход тепла
1. Тепло горячего штейна:
Quit ^hit * Сшт •
QU.T — ЮО • 0,2 • 1000 = 20000 ккал.
Тепловой баланс конвертера
409
2. Тепло воздуха
QB = VB • св • /в.
Из табл. 141 находим объем воздуха, израсходованного за
период набора:
1/ 161,94 1ОС з
=-------— = 125 нм,
1,29
QB = 125 • 0,31 • 60 = 2330 ккал.
3. Тепло окисления железа ферроникеля.
По реакции (1) окисляется до Fe3O4 7.72 кг Fe:
Q' = 7,72- 1590=12300 ккал.
По реакции (2) окисляется до FeO и шлакуется кремнеземом
45,7 кг Fe:
Q" =45,7-1244 = 57000 ккал.
В'Сего от окисления железа ферроникеля с учетом тепла шла-
кообразования
QPe=69300 ккал.
4. Тепло окисления сернистого железа.
По реакции (3) окисляется до Fe3O4 3,2 кг Fe:
Q'=3,2-2451 = 7850 ккал.
По реакции (4) окисляется до FeO и шлакуется кремнеземом
18,9 кг Fe:
Q” = 18,9 • 2105 = 39900 ккал.
Всего от окисления сернистого железа с учетом тепла шлако-
образования
ОГ „ = 47750 ккал.
v геъ
Всего приход тепла составляет
20000+2330+69300 + 47750= 139380 ккал.
Расход тепла
1. Тепло обогащенной массой
Qm — Gm ' См ‘ ^м,
QM = 61,84 • 0,2 • 1250 = 15500 ккал.
2. Тепло шлака
Qllljl = Gjuji • Сщл * бил,
<2шл= 194,64-0,3-1250=73200 ккал.
3. Тепло газов
Ч-аз =(^s<)2 Cso2 + VN2 • CN2 + C02)tTaa =
= (8,85 • 0,536 + 99,8 • 0,334 + 1,33-0,353) 1000 = 38500 ккал.
10 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
4. Потери тепла во внешнюю среду:
а) потеря тепла поверхностью кожуха
Фкож ' Q ‘ ^КОЖ " ^11
где q — удельный тепловой поток, ккал/м? • час, находится
по графику (ом. рис. 5);
FKow. — общая теплоотдающая 'поверхность кожуха конвер-
тера с учетом ребристости, м2.
Геометрический размер поверхности цилиндра размером
3,6X6,1 за вычетом поверхности горловины составляет
F=3,14 • 3,6 (1,8 + 6,1) —3,2 = (88—3,2) «85 м2.
Приняв коэффициент ребристости /<=1,3, получим
fKOH< = 85.1.3=110 м2.
По графику (ом. рис. 5) для /ЬОж = 200° находим
д=3500 ккал)м2 • час, откуда
QK0JK = 3500 • 110 • 0,012 = 4600 ккал-,
б) потеря тепла излучением через горловину размером 3,2 м2
С?горл q ' ^горл ’
где q — удельный тепловой поток, излучаемый открытым отвер-
стием, ккал!м2• час, находится по графику рис. 36.
Приняв коэффициент диафрагмирования с учетом частичного
прикрывания горловины напыльником Ф = 0,7 для /=1250° по
графику (см. рис. 36), находим 9=180000 ккал/м2 • час, откуда
<2гоРЛ = 180 000 • 3,2 • 0,012 = 6900 ккал.
Всего потери тепла во внешнюю среду составляют
4600+6900=11500 кал.
Всего расход тепла
15500+73200 + 38500 +11500= 138700 ккал.
По разности прихода и расхода неучтенные потери и невяз-
ка баланса
139380—138700 = 680 ккал.
Результаты расчетов теплового баланса периода набора све-
дены в табл. 146.
Б. Тепловой баланс периода варки файнштейна
Приход тепла
1. Тепло обогащенной массы (сохраняется от периода набо-
ра) 15500 ккал.
Тепловой баланс конвертера
411
Тепловой баланс периода набора
Таблица 146
Приход тепла
Расход тепла
№ пп. статьи прихода ккал % № пп. статьи расхода ккал %
1 Тепло горячего 1 Тепло обогащенной
штейна .... 20000 14,4 массы 15500 11,1
2 Тепло воздуха . . 2330 В6 2 Тепло шлаков . . 73200 52,5
3 Тепло окисления 3 Тепло газов . . . 38500 27,6
железа феррони- 4 Потери во внеш-
к ел я 69300 49,7 нюю среду . . 11500 8,3
4 Тепло окисления и 5 Неучтенные потери
ошлакования сер- и невязка балан-
нистого железа 47750 34,3 са 680 0,5
Всего . . 139380 100, G • • 139380 100,0
2. Тепло воздуха:
из табл. 143 Увозд = -^^ = 45 нм3,
1,29
QB = 45 • 0,31 • 60 = 840 ккал.
3. Тепло окисления сернистого железа.
По реакции (3) окисляется до Fe3O4 2,12 кг Fe:
Q' = 2,12 • 2451 = 5200 ккал.
По реакции (4) окисляется до FeO и шлакуется кремнезе-
мом 12,51 кг Fe:
Q" = 12,51 • 2105 = 26 400 ккал.
Всего от окисления сернистого железа выделяется тепла
Q Fes = 5200+26400=31600 ккал.
Всего приход тепла
15500 + 840+31600=47940 ккал.
Расход тепла
1. Тепло файнштейна
Сф ~ £ф
<2ф=33,8 -0,2-1350=9150 ккал.
2. Тепло шлака
Сшл=32,71 -0,3-1350=13200 ккал.
412 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
3. Тепло газов (количество газов из табл. 143)
Qra3= (5,87 • 0,546 + 36 • 0,340 + 0,45 • 0,359) 1200= 18100 ккал.
4. Потери тепла во внешнюю среду:
а) кожухом конвертера:
Схож ~ Ч^ктк. т2"
По графику (см. рис. 5) для /кож=300о, <7 = 7000 ккал/м2 • час,
QK0IK = 7000 • ПО • 0,004 = 3100 ккал;
б) излучение горловиной:
./Лорл Я'^горл ' т2"
По графику (см. рис. 36) для /=1350; Ф = 0,7 находим q =
= 230000 ккал!м2 • час-.
Сгорл = 230000 • 3,2 • 0,004 = 2950 ккал.
Всего потери во внешнюю среду
3100+2950=6050 ккал.
Всего расход тепла
• 9150 + 13200 +18100+6050=46500 ккал.
По разности прихода и расхода тепла неучтенные потери и
невязка баланса составляют
47940 — 46500 — 1440 ккал.
Результаты расчетов теплового баланса периода варки файн-
штейна сведены в табл. 147.
Таблица 147
Тепловой баланс периода варки файнштейна
Приход тепла Расход тепла
№ пп. статьи прихода ккал % № пп. статьи расхода ккал %
1 Тепло обогащенной 1 Тепло файнштейна 9150 19,2
массы 15500 32,3 2 Тепло шлака . . . 13200 27,5
2 Тепло воздуха . . 840 1,9 3 Тепло газов . . . 18100 38,0
3 Тепло окисления и 4 Потери во внеш-
ошлакования сер- нюю среду . . . 6050 12,6
нистого железа 31600 65,8 5 Неучтенные потери
и невязка . . . 1440 2,7
Всего . . 47940 100,0 Всего . . 47940 100,0
Расчет воздухоподводящей системы и воздуходувок
413
Для общей оценки тепловой работы конвертера составлен
также сводный тепловой баланс процесса (табл. 148).
Таблица 148
Сводный тепловой баланс процесса переработки никелевого штейна
на файнштейн
Приход тепла Расход тепла
№ пп. статьи прихода ккал % № пп. статьи расхода ккал %
1 Тепло горячего 1 Тепло файнштейна 9150 5,3
штейна .... 20000 11,6 2 Тепло шлака . - . 86400 50,3
2 Тепло воздуха . . 3170 1,8 3 Тепло газов . . . 56600 33,0
3 Тепло окисления и 4 Потери во внеш-
ошлакования нюю среду . . . 17550 10,2
железа ферро- 69300 40,3 5 Неучтенные потери
никеля .... и невязка . . . 2120 1,2
4 Тепло окисления и
ошлакования сернистого желе- за 79350 46,3
Всего . . 171820 100,0 Всего . . 171820 100,0
§ 10. РАСЧЕТ ВОЗДУХОПОДВОДЯЩЕЙ СИСТЕМЫ
И ВОЗДУХОДУВОК
1. Выбор схемы воздухопроводов и расчет их диаметров
Воздух к конвертерам подводится либо по индивидуальной
схеме: воздуходувка — конвертер, либо по параллельной схеме:
воздуходувные машины — общий воздухопровод — конвертеры
(рис. 40).
Для больших конвертерных цехов при условии правильной
организации работы конвертеров и строгом соблюдении графика
операций параллельная система более экономична, поскольку
она обеспечивает уменьшение непроизводительных потерь воз-
духа при остановках конвертеров, которые при индивидуальной
системе воздухоснабжения весьма велики.
Длина воздухопроводов, их расположение зависят от плани-
ровки территории завода, сечение же их должно быть рассчита-
но по допустимой скорости движения воздуха, которая обычно
принимается в пределах 15—25 м/сек.
Для рассчитываемого случая примем, что цех оборудован
шестью одинаковыми 40-т конвертерами, из которых в работе
одновременно находятся пять. Подвод воздуха—-параллельный
по схеме б (рис. 40).
414 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
Общее количество воздуха, необходимое для работы пяти
конвертеров составит:
Нобщ = 5 • 255 = 1270 нл?/мин.
Необходим резерв на возмещение потерь воздуха на неплот-
ностях воздухоподводящей системы. По данным практики, эти
потери составляют до 20—30% от количества воздуха, подводи-
мого к фурмам.
НЕОЗД = 1,25 • 1270 = 1600_>и3/лшн.
Из приложения 19 находим, что нужное количество воздуха
могут обеспечить две воздуходувки 920—33—2 производитель-
ностью по 820 нм?! мин при давлении до 1,3 ати.
Примем скорость воздуха в воздухопроводах
wtt р = 20 м/сек.
Расчет воздухоподводящей системы и воздуходувок
415
Диаметр воздухопровода на участке от воздуходувки до об-
щего воздухопровода определим по формуле
d= 1,13
77TI
; , Р
При давлении воздуха 1,3 ати и температуре /в = 60° рабочий
расход воздуха от каждой машины составит:
v = _^возд (273 + /в)
*’р 60.273(1 +р)
V 820(273 + 60) __ .
V t п =----5---!—— — 7,3 мА сек.
1'р 60 • 273.2,3
Диаметр воздухопровода
dt = 1,
— 0,68 м » 0,7 м.
Диаметр общего воздухопровода определим, исходя из усло-
вия одновременной подачи через него воздуха от обеих воздухо-
дувок:
V°6£ = р = 2 • 7,3 = 14,6 м3/сек.
Диаметр воздухопровода
d2 = 1
= 0,97» 1,0 м.
Диаметр воздухопроводов, по которым воздух подается от
общего воздухопровода к конвертерам, определим из количест-
ва воздуха, подаваемого на один конвертер:
vkohb=,J640J = 5 5 hmS
"5.60’
или
I /КОН В 5,5(273 + 60) оп ,3
Vt п = ————!—— — 2Д м^сек.
' 273(1 + 1,3)
Диаметр воздухопровода
d3
= 0,43 » 0,45 м.
2. Расчет сопротивления воздухоподводящей системы
Примем наибольшую длину воздушной трассы от воздуходув-
ки до общего воздухопровода Lr = 100 м, длину участка общего
воздухопровода до наиболее удаленного конвертера L2 —50 м и
длину подводящего воздухопровода Л3=10 м.
416 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
Потеря напора на трение о стенки воздухопроводов при
ыцр =20 м!сек\
^тр
^1 ^2
wt,p
2g
Коэффициент потери напора от трения g=0,04. Действитель-
ный удельный вес воздуха
273 ( । 1 on 273 • 2.3 ос , ч
(р + 1) = 1,29 • — = 2,5 кг
273 4- 1----------------273 4- 60
кР = То
Рис. 41. Пространственная схема
воздухоподводящей системы кон-
вертера:
I, II, III, IV — участки воздухопрово-
да; I, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, — местные со-
противления
, п пл / 100 г 50 . 10 \ 400 п R ллп
h.m = 0,041-------------------------• 2,5 = 440 мм вод. ст.
г₽ I 0,7 1,0 0,5 ] 19,6
Потеря напора на преодоление местных сопротивлений опре-
деляется в соответствии с пространственной схемой воздухопро-
водов к одному из конвертеров (рис. 41).
Из схемы видно, что наиболее существенными местными со-
противлениями являются 4 поворота па 90° с закруглениями (/,
.2, 3, 6) и 4 поворота на 90° без закругления (4, 5, 7, 8).
Примем радиус закруглений на поворотах 1, 2, 3, 6 r=d; для
этого случая коэффициент местного сопротивления &=0,25; для
поворота без закругления k= 1,15. Потеря напора на преодоле-
ние указанных сопротивлений составит
(9 \
wt-p,
2g *<>₽/’
/гмес., — (4 • 0,25 + 4 • 1,15) • 2,5 = 290 мм вод. ст.
Примем дополнительно неучтенные потери напора 30% от
Су М М Ы Лтр ^мест •
Лнеучт = 0,3(440 + 290) =220 мм вод. ст.
27 Заказ 761
418 Расчет процесса и печи для конвертирования никелевого штейна
Общая потеря напора по всей трассе составляет
Е ЛПот=440+290+220 = 950 мм вод. ст., или около 0,1 кг!см2.
Расчет показывает, что при давлении дутья, создаваемом
воздуходувкой, 1,3 ати и потере напора на всей магистрали
0,1 ати давление воздуха на коллекторе конвертера составит
1,3—0,1 = 1,2 ати,
т. е. соответствует такому значению давления, которое обеспе-
чивает расчетную пропускную способность фурм.
§ 11. ТЕХНИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
В заключение всех выполненных расчетов составляется свод-
ка показателей работы конвертера:
Содержание никеля в штейнах, %:
в горячем ................................... 16,0
в холодном............................. 10,0
Производительность конвертера по штейну, т/сутки-
горячего...................................... 150
холодного ...................................... 60
Общая производительность по штейну, т/сутки . . 210
Производительность по файнштейну, т/сутки ... 50
Содержание никеля в файнштейне, %.......... 78,1
Количество нейтральных холодных материалов,
перерабатываемых в конвертере:
т/сутки............................................ 93
% от веса горячего штейна....................... 62
% от смеси штейнов........................... 44,3
Число операций за сутки.............................. 2
Вес файнштейна за одну операцию, т.................. 25
Размеры конвертера, м...........................3,6x6,1
Размер горловины, м.............................1,7x1,9
Число установленных фурм:
а) при старой конструкции фурм ................ 35
б) при усовершенствованной конструкции ... 24
Диаметр фурменных труб, мм.......................... 41
Удельная нагрузка на 1см2 сечения фурм, нмА [ см2 мин\
а) при старой конструкции фурм ...................0,68
б) при усовершенствованной конструкции фурм ... 0,96
Давление дутья на коллекторе, ати ........... 1,2
Извлечение никеля в файнштейн, % .......... 92
Извлечение кобальта, %: ,
в файнштейн..........................;...........14
в шлаки периода набора .......................... 47
в шлаки периода варки............................37
Расход воздуха на 1 т штейна, нм2/т..................1210
Расход кварцевого флюса на 1 т штейна, т/т . . s- . . 0,38
Выход файнштейна на 1 т штейна, т/т ........ 0,239
Выход шлака периода набора на 1 т штейна, т/т ... 1,38
Выход шлаков периода варки на 1 т штейна, т[т . . . 0,232
Всего выход шлаков на 1 т штейна, т/т................1,612
Эскиз конвертера дан на рис. 42.
ПРИЛОЖЕНИЯ
Приложения
421
Приложение 1
ТЕПЛОВЫЕ ЭФФЕКТЫ ОБРАЗОВАНИЯ СОЕДИНЕНИЙ ИЗ ПРОСТЫХ ВЕЩЕСТВ
В СТАНДАРТНЫХ УСЛОВИЯХ — А Н2°д8
Вещество — А «298 тыс. ккал/кг-моль — A #298 ТЫС. ккал/кг-моль
Карбонаты As2O5 (кр) 218,6
ВаО (кр) 133,4
СаСО3 (кальцит) 288,45 Bi2Os (кр) 137,9
СиСОз (кр) 142,2 СО (г) 26,416
FeCOs (сидерит) 178,70 СО2 (г) 94,052
MgCOs (кр) 266,0 СаО (кр) 151,9
МпСОз (кр) 213,9 СоО (кр) 57,5
Na2CO3 — а 270,30 CdO (кр) 60,86
РЬСО3 (кр) 167,3 Сг2О3 (кр) 269,7
ZnCOs (кр) 194,2 СиО (кр) 37,1
Си2О — а 39,84
FeO (кр) 63,7
Сульфиды Fe2O3 (гематит) 196,5
Fe3O4 (магнетит) 267,0
COS (г) 32,8 Н2О (г) 57,798
CS2 (г) 27,55 HgO (красн.) 21,68
CaS (кр) 115,3 MgO (кр) 143,84
CdS (кр) 34,5 МпО (кр) 92,0
CuS (кр) П.6 МпО2 (кр) 124,5
Cu2S — а 19,0 Na2O (кр) 99,40
FeS — а 22,72 NiO (кр) 58,4
FeS2 (пирит) 42,52 РЬО (Кр) 52,07
H2S (г) 4,815 SO2 (г) 70,96
MnS (кр) 47,6 SO3 (г) 94,45
Na2S 89,2 Sb2O3 (кр) 166,5
NiS (кр) 17,5 Sb2O5 (кр) 234,4
PbS (кр) 22,54 SiO2 (кварц) 205,4
Sb2Ss (кр) 35,7 SnO (кр) 68,4
SnS (кр) 18,6 SnO2 (кр) 138,8
ZnS 48,5 ТеО2 (кр) 77,69
Сульфаты ТЮ2 (рутил) 218,0
ZnO (кр) 83,17
A12(SO4)3 (кр) 820,98 ZrO2 (кр) 258,2
CaSO4 (ангидрит) 342,42
CuS04 (кр) 184,0
Na2SO4 — а 330,90
PbS04 (кр) 219,5 Г и д р а т ы
ZnSO4 (кр) 230
Окислы Си(ОН)2 (кр) 235,8
Mg(OH)2 (кр) 221,0
Ag2O (кр) 7,306 Fe(OH)2 135,8
А12О3 (корунд) 399,09 Fe(OH), 197,0
As2O3 (кр) 148 Ni(OH)2 128,6
Cu(OH)2 107,2
Приложение 2
ТЕПЛОВЫЕ ЭФФЕКТЫ РЕАКЦИЙ ОБРАЗОВАНИЯ СИЛИКАТОВ В КРИСТАЛЛИЧЕСКОЙ ФОРМЕ
Реакции образования Тепловой эф- фект реакции при стандар- тных условиях тыс. ккал Количество выделенного тепла на 1 кг кремнекис- лоты тыс. ккал Реакции образования Тепловой эф- фект реакции при стандар- тных условиях тыс. ккал Количество выделенного тепла на 1 кг кремнекис- лоты тыс. ккал
2Fe +• Si + 2О2 = 2FeO SiO, 340,0 6А1 + 2Si + 6 /2О2 = ЗА12О3 2SiO2 1804,0
2FeO-hSiO2= 2FeO'SiO2 8,0 0,133 ЗА12О3 + 2SiO2 = 3A12O3-2S1O3 185,9 1,545
Ca + Si -н 1 %O2 ~ CaO’SiOg 377,9 — 2Na + Si + 1 '/2O2 = Na2O -SiO2 371,2
CaO + SiO2= CaO-Si02 20,6 0,343 Na20-4-Si02 = N?20-SiO. Mn + Si + 1 >/2O2 = MnO-SiO2 66,4 1,105
Mg+ Si + 1/2O2 = MgO-SiO2 347,5 I— 301,3
MgO + SiO2 = MgO-SiO2 Очень малый — MnO + SiO2 = MnO-SiO2 3,9 0,065
МНОЖИТЕЛИ ДЛЯ ПЕРЕСЧЕТА состава твердого и жидкого топлива Приложение 3
Топливо или масса Множители для пересчета на массу
рабочую воздушно-сухую (аналитическую) сухую горючую органическую
Рабочая 1 100 — wa 100 — дар 100 100 100
100 — пуР 100 - шР — ДР 100 — даР — МР
Воздушно-сухая (аналити- ческая) 100 — а>Р 100 — 1 100 100 100
100 — wa 100 — ша — Да 100 — — Л4а
Сухая 100 — 100 100 — ша 100 1 100 100
100-дс 100 — Мс
Горючая 100-даР—ДР 100 — Wa — Дэ 100 — Дс 100 1 100 — Дс 100— Mz
100 100
Органическая 100 — ауР-.Мр 100 — wa — Д4а 100 — мс 100 100 — мс 100 - дс 1
100 100
Примечание. М — минеральная часть топлива, представляющая колчеданную серу SK и золу до ее прокаливания (больше чем А). Для
приблизительных подсчетов можно принимать М = А + S„,
ND •— Q ООО ООО СО 00 СТ СЛ ооооо ооооо 4ь со СО ND ND О Сл О Сл О ооооо 00 о Ob ND О ООООО СО СТ —-Э СТ СЛ ооооо Л WND- ООООО 1 1 II 1 ND СО 4ь СЛ ООООО Температура, °C
ООО ND ND ND СО СП СО -Д -О о о о о о СО СО СО 4ь 4ь О N0 О О СП •—• СО ND 4ь CT о о о о о СЛ (Л о о ND О Т- £ 4ь СТ Сл 4ь СТ О О ООО Vj 00 оо СТ ср -о ь—♦ Си CD 4ь СО СЛ 4b 00 О р ~ "со "о о "о о -q О ND СТ СО ND О СО О СО t—• t—• Н— t—• 'l-'l-ND ND Ъ ND <CT О 4ь CO 00 СЛ СЛ co "co"co 4b сл СЛ 4b с© СЛ >—* 00 ND СЛ CO СЛ 4b Удельный вес •(, кг!№ ФИЗ!
ООО ООО оо ООО о о О о о о о ооооо ° ° ООО о о Средняя теплоем- кость при постоян- S £ гп п
ND NO NO СТ СТ СТ CD СТ СО NO NO NO ND ND СС’Ч’ЧС'. О о о — о ~ ND ND ND ND ND си сл oi 4ь 4b СЛ CO О СТ СЛ ND ND ND ND ND >4. ►р» ф. 4b CO ND — ND ND ND ND ND 4ь 4b 4b 4b 4b — ~ — OO ND ND ND ND ND 4ь 4ь ООООО ND ND ND ND ND 4ь 4ь 4ь 4ь 4^ — — ND ND ND ном давлении ккал/кг'^ :кие па ПРИ Д1
ООСл СЛ 4ь 4ь co co co CO CO CO ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND i— i— i— Коэффициент тепло- и >
оо со со СП -о СО СО 4b ND CD CT CO ND *•— О CT <J СТ СТ Сл 4b 4b ОО CD ND i— •— О CO bo bo -NJ проводности X-1 О2, ь >
— 4b О ’-•] СП 4ь 00 ND CT 00 СЛ wo^o CD ND СЛ CO CO NO WOO CO CT co ND СЛ ккал/мчас-^С ЕТРЫ ДЛЯ 1НИИ 760 .
— СО СТ СО СО оо *0 О СП 4ь ф*. -N -q 00 со — CONDNDND*—* CO CO СЛ »—• CT -О Сл 4b co ND i—• О О CO_CD 00 00 “N “N CT СТ) СЛ СЛ 4b 4b Коэффициент тем- пературопроводнос-
со 4ь СП 4ь ел со 00 со to М СП СП to оо >- СЛ 4b -q CD 4b ND СТ О CO ~ 00 СЛ ND — О О ND О •— 4ь 00 ND ND CO <! co CO CT -N ND '“N ND СЛ CO >— ND “N ND 00 CO О СЛ CT CO “N CT ти a-10s, мг!час су; ММ Р'
СП СИ СИ 4ь 4b 4ь СО СО CO CO CO ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND ND >—« b—‘ I—* Коэффициент дина- ТОГО т. ст.
4ь ЪЪ СП NO О СП NO СО СТ СТ ND СТ СО О CO ND 0^10 О CO CD СП СЛ СП 4ь CO ND 00 О ND CO CO О О CO СЛ о СЛ о CO CD 00 00 -4 СЛ О СП О СЛ -N СТ) СТ СЛ О СЛ о СЛ со мической вязкости р.• 10е, K2'CeKjjA^ возд
177 199 222 •— »— СО СП СО •—> о СО СП 4ь ел- - СТ СП 4b 4b CO CO СЛ co о 4ь CO CO ND ND ND ND О -J СЛ CO NDNDND^-h- ND ‘ О СО “Ч Ст СТ СЛ 4b со ьо ю о О to ", <1 00 "о '„Я W СО о w Коэффициент кине- матической вязкости VXA
Vj со'н- - - - QC со Н- os СО оо О 4^ co о co CD СТ CO ь—• СЛ 4ь О 00 4ь . CD CO О СЛ CO ►— О О со С© О со ND -О СЛ СО О О — ND СТ О <СТ СТ> 00 v • 1 О’, м^/сек 1
ОО о ООООО О О О О О ооооо ООООО ООООО О О ООО Критерий Прандтля X с
NO ND 0* NO СО -а <ст ст •—• *— о СО оо -0 СО о СО -0 ст ст о ст о 00 00 О 4^ -о о СТ ст *ст ст о СТ 00 оо 00 СТ >— nd 4b СТ СТ СТ СТ) СТ <СТ СТ) со со со со со О ND 4b СТ 00 СТ -N “Ч СО О о О О СО — СО СЛ “N ~ ND ЙЙ ND СТ) СО СТ СТ Рг 4b
S3
а
£
О
I
£
а
424
Приложения
Приложение 5
ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ДЛЯ ДЫМОВЫХ ГАЗОВ ПРИ ДАВЛЕНИИ 760 мм
рт. ст. И ПАРЦИАЛЬНОМ ДАВЛЕНИИ =0,13; ₽ =0,11; РК1 =0,76
CiOg Ij 2О No
t, °C 7 кг]мг ср ккал]кг-”С Х-I О2 ккал]м- час-°С a-102 м?[час Р--10» кгсек]мг V.10* МЦсек Рт
0 1,295 0,249 1,96 6,08 1,609 12,20 0,72
100 0,950 0,255 2,69 11,10 2,079 21,54 0,69
200 0,748 0,262 '3,45 17,60 2,497 32,80 0,6?
300 0,617 0,268 4,16 25,16 2,878 45,81 0,65
400 0,525 0,275 4,90 33,94 3,230 60,38 0,64
500 0,457 0,283 5,64 43,61 3,553 76,30 0,63
600 0,405 0,290 6,38 54,32 3,860 93,61 0,62
700 0,363 0,296 7,П 66,17 4,148 112,1 0,61 •
800 0,3295 0,302 7,87 79,09 4,422 131,8 0,60
900 0,301 0,308 8,61 92,87 4,680 152,5 0,59
1000 0,275 0,312 9,37 109,21 4,930 174,3 0,58
1100 0,257 0,316 10,10 124,37 5,169 197,1 0,57
1200 0,240 0,320 10,85 141,27 5,402 221,0 0,56
Приложение 6
СРЕДНИЕ ТЕПЛОЕМКОСТИ ГАЗОВ с*., ккал] нм»-град
тура 1г °C О2 n2 СО н2 со2 Н2О | so2 | СН« | воздух | С2Н4 1 H2s
0 0,312 0,309 0,310 0,305 0,382 0,357 0,414 0,370 0,310 0,436 0,360
100 0,315 0,310 0,311 0,308 0,406 0,360 0,433 0,392 0,311 0,493 0,366
200 0,319 0,310 0,312 0,310 0,427 0,364 0,451 0,420 0,312 0,545 0,373
300 0,324 0,312 0,314 0,310 0,445 0,368 0,467 0,451 0,314 0,596 0,381
400 0,329 0,314 0,317 0,311 0,461 0,374 0,482 0,481 0,317 0,642 0,390
500 0,334 0,317 0,321 0,312 0,475 0,380 0,494 0,511 0,321 0,684 0,399
600 0,338 0,320 0,324 0,313 0,488 0,386 0,505 0,540 0,324 0,723 0,408
700 0,343 0,323 0,328 0,314 0,499 0,392 0,514 0,568 0,327 0,757 0,417
800 0,346 0,326 0,331 0,315 0,501 0,398 0,521 0,596 0,330 0,790 0,426
900 0,360 0,329 0,334 0,316 0,518 0,405 0,529 0,621 0,334 0,820 0,434
1000 0,353 0,332 0,337 0,318 0,526 0,412 0,534 0,645 0,337 0,847 0,442
1100 0,356 0,335 0,340 0,319 0,534 0,418 0,540 0,666 0,340 0,873 0,450
1200 0,359 0,338 0,343 0,321 0,541 0,424 0,544 0,684 0,342 0,896 0,456
1300 0,361 0,340 0,346 0,323 0,547 0,431 0,549 0,690 0,345 -— —
1400 0,363 0,343 0,348 0,325 0,553 0,437 0,554 0,707 0,347 — —
1500 0,365 0,345 0,350 0,327 0,558 0,443 0,559 0,724 0,351 — -—.
1600 0,367 0,347 0,352 0,328 0,563 0,448 0,564 — 0,353 — —
1700 0,369 0,349 0,354 0,330 0,567 0,454 0,569 .—. 0,355 — —
1800 0,371 0,351 0,356 0,332 0,571 0,459 — .— 0,357 — •—.
1900 0,373 0,352 0,358 0,334 0,575 0,464 — — 0,358 •— —
Приложения
425
Продолжение прилож. 6
Газ
Темпера- тура t, °C О2 N2 СО Н2 СО2 Н2О SO2 СН4 воздух С2Н4 H2S
2000 0,375 0,354 0,359 0,336 0,579 0,469 — 0,360 — —
2100 0,376 0,356 0,361 0,338 0,582 0,474 — — 0,362 — —-
2200 0,378 0,357 0,362 0,340 0,585 0,478 — — 0,363 —• —-
2300 0,380 0,359 0,363 0,342 0,588 0,482 — — 0,364 — —
2400 0,381 0,360 0,365 0,343 0,590 0,486 — •— 0,366 — —
2500 0,383 0,361 0,366 0,345 0,593 0,490 — — 0,367 — —
2600 0,384 0,363 0,367 0,347 0,602 0,494 — — 0,369 •—• ——
2700 0,386 0,365 0,369 0,349 0,605 0,498 — — 0,371 •—- —
2800 0,388 0,367 0,371 0,350 0,608 0,502 — — 0,372 — —
2900 0,389 0,369 0,373 0,352 0,611 0,505 — — 0,374 — —
3000 0,391 0,370 0,375 0,354 0,614 0,508 — — 0,375 — —
Приложение 7
ЗНАЧЕНИЯ (1 + Pi) и ---
\ 1 4~
Температура t °C 1 +₽i 1 I + Pi Температура t, °C 1 + ₽t 1 1 + Pi
50 1,18 0,847 1350 5,95 0,168
100 ’ 1,37 0,730 1400 6,13 0,163
150 1,55 0,645 1450 6,31 0,158
200 1,73 0,578 1500 6,49 0,154
250 1,92 0,521 1550 6,68 0,150
300 2,10 0,476 1600 6,86 0,146
350 2,28 0,438 1650 7,04 0,142
400 2,47 0,405 1700 7,23 0,138
450 2,65 0,377 1750 7,41 0,135
500 2,83 0,353 1800 7,59 0,132
550 3,01 0,333 1850 7,78 0,129
600 3,20 0,312 1900 7,96 0,126
650 3,38 0,296 1950 8,14 0,123
700 3,56 0,281 2000 8,33 0,120
750 3,75 0,267 2050 8,51 0,117
800 3,93 0,254 2100 8,69 0,115
850 4,11 0,243 2150 8,88 0,113
900 4,30 0,233 2200 9,06 0,110
950 4,48 0,223 2250 9,24 0,108
1000 4,'66 0,214 2300 9,43 0,106
1050 4,85 0,206 2350 9,61 0,104
1100 5,03 0,199 2400 9,79 0,102
1150 5,21 0,192 2450 9,97 0,100
1200 5,40 0,185 2500 10,16 0,098
1250 5,58 0,179 — — —
1300 5,76 0,173 •— — —
to
g
о
a
г
a
Приложение $
ПРИБЛИЗИТЕЛЬНОЕ ЗНАЧЕНИЕ ВЕЛИЧИНЫ ПОДСОСА ВОЗДУХА И ОХЛАЖДЕНИЯ ГАЗОВ ДЛЯ ГАЗОХОДОВ
МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ
Тип печей Величина подсоса возду- ха, % от объема отходя- щих печных газов Тип газоходов Падение температуры газов на 1 пог. м дли- ны газохода, °C
Шахтные печи и конвертеры 100-300 Футерованные газоходы с температурой газов, °C: 1400-1200 10
То же, с полугерметизнро- ванными колошниками и иапыль- никами 30-100 1200-1000 8
1000-800 5
То же, с герметизированными колошниками и напыльниками . о—зо 800-600 4
600-400 3
Отражательные печи .... 20—50 400—200 200-100 2 0,5—1
Обжиговые печи 20—40 Сухие пылеуловительные устройства (ка- меры, циклоны, электрофильтры) На одно устрой- ство 50—150
Электрические печи 10-30 Мокрые пылеуловительные устройства, кот- лы-утилизаторы, воздухоподогреватели Определяется по тепловому расчету
Приложение 10
ЗНАЧЕНИЕ КОЭФФИЦИЕНТОВ МЕСТНЫХ СОПРОТИВЛЕНИЙ
Сопротив- ление Эскиз k К какой ско- рости отно- сится k Примечания
Внезап- ное рас- ширение Н'-кУ Wt При Р2 = oo, k 1
Внезап- ное су- жение 'г 1 in О 11 wt
Резкий поворот на 90° — k = 1,5 — 2,0 wt Меньшее зна- чение k для круглых и квадратных каналов, а большее для щелевидных
Плавный поворот на 90° 0,4—1,0 Wf То же
Ниша —- 1 _ 0,1—1,0 wt
Шибер —“И 6 / Fi \z k = l — — 1 \ 0.7F2 / Wt
Слияние под уг- лом 90° Ц I 1гУ7| При = U>2 fe= 1,5
Развет- вление под уг- лом 90° «5 При = U>2 k= 1,0
Приложения
429
Приложение 11
СРЕДНИЕ ПРАКТИЧЕСКИЕ ЗНАЧЕНИЯ ПОТЕРЬ НАПОРА В ПЕЧНЫХ
СИСТЕМАХ ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Устройство Единица измерения потерь Потеря напора Устройство Единица измерения потерь Потеря напора
Прямые газо- ММ вод. ст. 0,1—0,3 1—3 25—50 25—40 50—80 Простые пыле- мм вод. ст. 5—10 10—20
ходы, борова, трубы Повороты, пе- на 1 пог. м мм вод. ст. уловительные камеры Камера с пере- на 1 сопр. То же
реходы, рас- ширения, сужения Котлы-утили- заторы Электрофиль- тры Циклоны и мультициклоны на 1 сопр. То же » » » » городками или с. большим чис- лом окон бун- керов Рекуператоры Фильтрующие пылеуловители Мокрые пыле- уловители Жалюзийные пылеуловители » » » » » » 30—50 50—200 50—100 30—40
Приложение 12
СХЕМЫ ПЫЛЕУЛАВЛИВАНИЯ ДЛЯ ПЕЧЕЙ ЦВЕТНОЙ МЕТАЛЛУРГИИ
Тип печи Производимые металлы Схемы пылеулавливания
Агломерационные машины Свинец 1. Циклон — полый скруббер — электро- фильтр 2. Циклон — рукавный фильтр
Никель Циклоны
Обжиговые печн Цинк, медь, никель 1. Газовый холодильник или камера — электрофильтр 2. Циклоны — электрофильтр
Алюминий, магний 1. Сухой электрофильтр — скрубберы — мокрый электрофильтр 2. Батарейные циклоны — сухой элект- рофильтр
Отражательные Медь, никель Котел-утилизатор — полый скруббер — сухой электрофильтр
печи Олово Полый скруббер — сухой электрофильтр
430
Приложения
Продолжение прилож. 12
Тип печи Производимые металлы Схемы пылеулавливания
Шахтные печн Свинец 1. Циклон — полый скруббер — сухой электрофильтр 2. Циклон — полый скруббер — рукавный* фильтр 3. Циклон — скруббер — мокрый электро- фильтр 4. Циклон — полый скруббер — скорост- ной пылеуловитель
Медь Циклон — полый скруббер — сухой электрофильтр
Никель Циклоны или камера — электрофильтр
Электропечи Медь, никель Камера — сухой электрофильтр
олово Полый скруббер — сухой электрофильтр
Конвертеры Медь, никель Камера или сухой циклон — сухой электрофильтр
Печи, дающие газы, содержащие мышьяк, селен, туман серной кислоты и др. Скруббер с насадкой — первый мок- рый электрофильтр — второй мокрый элек- трофильтр
Приложение 13
ХАРАКТЕРИСТИКА ЦИКЛОНОВ НИИОГаз и ЛИОТ
НИИОГаз ЛИОТ
диаметр циклона мм производительность, нм*/час, при сопро- тивлении 75 мм вод. ст. диаметр циклона мм производительность, нм?/час, при сопро- тивлении 55 мм вод. ст.
400 1690 552 1500
450 2140 762 3000
500 2648 960 4500
550 3200 1111 6000
600 3810 1226 7500
650 4460 1326 8500
J'OO 5180 _ 1441 10000
750 5950 1596 12500
800 6760 1761 15000
1100 12800 1886 17500
Приложения
431
Приложение 14
ТИПОРАЗМЕРЫ БАТАРЕЙНЫХ ЦИКЛОНОВ, ПРИМЕНЯЕМЫХ
ДЛЯ ОЧИСТКИ ГАЗОВ
Типоразмеры циклонов Число секций Число элементов в секции Общее число элементов
по глубине по ширине всего
БЦ-4Х12Х15 4 12 15 180 720
БЦ-4Х11 15 4 11 15 165 660
БЦ-4ХЮХ15 4 10 15 150 600
БЦ-4Х9Х15 4 9 15 135 540
БЦ-4Х8Х15 ' 4 8 15 120 480
БЦ-4ХПХ12 4 И 12 132 520
БЦ-4Х10X12 4 10 12 120 480
БЦ-4Х9Х 12 4 9 12 108 432
БЦ-4Х8Х12 4 8 12 96 384
БЦ-4Х9Х10 4 9 . 10 90 360
БЦ-4Х8Х10 4 8 10 80 320
БЦ-4Х7Х10 4 7 10 70 280
БЦ-4Х8Х8 4 8 8 64 256
БЦ- 4x7x8 4 7 8 56 224
БЦ-4Х6Х8 4 6 8 48 192
БЦ-ЗХ8Х7 3 8 7 56 168
БЦ-ЗХ7Х7 3 7 7 49 147
БЦ-ЗХ6Х7 3 6 7 42 126
БЦ-2Х8Х7 2 8 7 56 112
БЦ-2Х7Х7 2 7 7 49 98
БЦ-2Х6Х7 2 6 7 42 84
БЦ-2Х6Х5 2 6 5 30 60
БЦ-2Х5Х5 2 5 5 25 50
Примечание. Все секции составлены из циклонных элементов внутренним диа
метром 254 мм. Эти элементы оборудуются закручивающими аппаратами двух типов:
1) витковый закручивающий аппарат типа «винт»; 2) восьмилопастный закручивающий
аппарат типа «розетка». Второй тип обеспечивает меньшие габариты и вес циклонных
элементов при большей степени пылеулавливания. Недостатки второго типа — больший
коэффициент гидравлического сопротивления и повышенная забиваемость лопаток пылью.
При выборе типоразмера циклонов вначале определяют число циклонных элементов по об-
щему действительному объему газов, подлежащих очистке, принимая среднюю произво-
дительность одного элемента по газу -^€,2 м3/сек. Среднее гидравлическое сопротивление
батарейных циклонов можно принимать 70 мм вод. ст. Приблизительные габариты цик-
лонов в плане могут определяться по выражению
1= 290 п мм,
где п — число элементов по ширине или длине.
Высота циклонов от низа пылесборных бункеров до верха газосборной камеры м.
Батарейные циклоны рекомендуется применять для пыли крупнее 1 0 мк при температуре
газов не выше 400°.
432
Приложения
Приложение 15
ТЕХНИЧЕСКАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА рукавных фильтров
Число рукавов Размеры рукава, м Габаритные размеры установки, м Фильтрующая поверхность м2
длина ширина высота
Рукавные фильтры МФУ завода им. Воробьева
16 1,32 1,69 4,7 19,2
24 n 1Q х/9 9 2,09 1,69 4,57 28,8
32 U, 1оХ 2,61 1,69 4,57 38,4
48 3,69 1,69 4,57 57,6
Рукавные фильтры РФГ-У
56 3 2,25 7 112
84 4,5 2,25 7 168
112 6 2,25 7 224
140 0,22-3,1 7,5 2,25 7 280
168 4,5 4,5 7 336
224 6 4,5 7 448
280 7,5 4,5 7 560
Приложение. 16
ХАРАКТЕРИСТИКА электрофильтров
Тип электрофильтра Область применения Произво- дитель- ность по горяче- му газу тыс. м*/4ас Темпера- тура газа °C Скорость газа в электро- фильтре м,]сек
ГК-30, пластинча- тый, горизонталь- ный, сухой Газы цветной метал- лургии с большой запы- ленностью 20—30 г/нж8, а также для тонкой и трудно улавливаемой пыли 88-110 300—500 0,8-1,0
ХК-45 пластинчатый, вертикальный, су- хой То же, но для более крупной пыли • 20 375—400 0,7
ВГ-2 трубчатый, вер- тикальный, сухой Г азы цветной метал- лургии от обжиговых пе- чей, конвертеров и от- ражательных печей 60 400 1,0
ХР-2 трубчатый, вер- тикальный, сухой Газы цветной метал- лургии от плавильных печей 12 300-400 1,0
ВГ-16 пластинчатый, вертикальный, су- хой Газы цветной метал- лургии 43—58 275—500 0,75—1,0
Приложения
433
Продолжение прилож. 16
Тип электрофильтра Область применения Произво- дитель- ность по горя- чему газу тыс. м* /час Темпера- тура газа °C Скорость газа в электро- фильтре м/сек
ХМ пластинчатый, вертикальный, мок- рый, с защитой от коррозии свинцом Для увлажненных га- зов цветной металлур- гии, содержащих пары кислот, туманы и т. п. — 25—90 1,0
М трубчатый, верти- кальный, мокрый, с защитой от кор- розии свинцом То же 6—26 25-90 1,0
ДВ, ДВМ трубчатый, вертикальный, су- хой Для газов тепловых электростанций 400 • — 1,6—1,7
ДГП горизонтальный Различные вращаю- щиеся печи 110—180 200 0,9
24/3x3,5/325/6,5 горизонтальный Для цементных печей размером 4,5x170 м ус- танавливается 2 электро- фильтра 288 200 1,0
Приложение 17
ПРИМЕР ПОЛЬЗОВАНИЯ НОМОГРАММАМИ ДЛЯ ПОДБОРА
ВЕНТИЛЯТОРОВ (рис. 43—45)
Требуется подобрать вентилятор для Q=30000 м3! час. //=60 мм вод. ст.,
у= 1,2 кг/м3. Для выбора данного вентилятора пользуемся номограммой для
вентиляторов низкого давления (рис. 43).
Абсцисса для Q = 30000 пересекает линии вентиляторов № 9*/2 и 8.
Ордината пересечения с вентилятором № 9'/2 на абсциссе напора Н = 60 дает
к. п. д. 1]=0,565 и с № 8 т]=0,54, следовательно, вентилятор № 9И выгоднее.
Динамический напор № 9% равен 12 (пересечение указанной ординаты с кри-
вой динамического напора). Следовательно, статический напор будет Нст =
= 60—12=48 мм 'вод. ст. Число оборотов мотора:
А (по кривой) 4250
п —----------------=-----= 450 об/мнн.
№ вентилятора 9,5
Мощность на валу вентилятора:
Q Н 30000 • 60
N — —----------- =------------------ а: 8,8 кет.
3600 • 102 г, 3600 • 102 - 0,565
Мощность мотора должна быть на 10—20% больше с учетом передачи
и погрешностей расчета.
28 Заказ 761
5000
10000
15000
% 20000
^25000
<5? 30000
%35000
&
g 40000
§ 45000
<| 50000
55000
60000
65000
70000
75000
25000
50000
75000
100000
125000
150000
175000
Шкапа для вентиляторов
2 4 6 8 10 12 1416 18 20 22 24 26 28 30 32 34
Скорость воздуха в выходном отверстии, м/сек
Рис. 44. График для выбора вентиляторов среднего давления
28*
Рис. 45. График для выбора вентиляторов высокого давления
Приложения
437
Приложение 18
ХАРАКТЕРИСТИКА ДЫМОСОСОВ ПОДОЛЬСКОГО ЗАВОДА
С ДВУСТОРОННИМ ПОДВОДОМ ГАЗОВ
Тип дымососа Параметры при максимальном к. п. д. Примечание
произво- дитель- ность м*/час напор мм вод. ст. МОЩНОСТЬ мотора кет число обо- ротов ДЫ- Хмососа в минтту
Значение полного дав-
31Q000 425 750 730 ления и мощности при-
Д-300/400 246000 270 480 580 ведены к температуре га-
206000 188 280 485 зов 200° и давлению Р = = 760 мм рт. ст.
Д-20х2 242000 390 625 730
192000 245 230 580
Д-18х2 176000 315 320 730
140000 200 260 580
Д-15,5X2 113000 232 180 730
100000 310 180 970
75000 176 ПО 730
Д-13,5x2 59500 ПО 95 580
50000 80 17 485
Приложение 19
ХАРАКТЕРИСТИКА ЦЕНТРОБЕЖНЫХ КОМПРЕССОРНЫХ МАШИН
НЕВСКОГО ЗАВОДА им. В. И. ЛЕНИНА
Тип машины Сжимаемая среда Произво- дитель- ность, отнесенная К началь- ным пара- метрам, м3/мин Конечное давление atna или мм вод. СТ. Число оборотов машины в минуту Тип привода Мощность привода кет
Воздуходувки и газодувки
6500-11-1 6400-11-1 3600-11-1 Газ от агломашин Воздух » 6500 6500 3600 1150 1,5 1,29 1475 3030 3000 Электро- мотор! Паровая турбина Электро- 2000 6500 2500
3500-14-1 Газ от агломашин 3500 1000 1500 То же 1300
I 438
Приложения
Продолжение прилож. 1g
Тип машины Сжимаемая среда Произво- дитель- ность, от- несенная к начальным парамет- рам, MS[MUH Конечное давление atna нли мм вод. ст, ( Число оборотов машины в минуту Тип привода Мощность привода кет
2700-32-1 1200-25-1 Воздух Коксовый 2150 1000 2,4 2500 2950 3400 Паровая турбина То же 7100 760
1200-25-2 газ То же 1000 2500 3870 Электро- 1100
мотор 1500
1200-25-3 Воздух 790 1,55 3000 То же
,1200-26-1 » 1150 2,2 4350 » » 2500
1100-11-2 Генератор- 1100 1200 2975 » » 400
ный газ 290
1100-12-2 То же 1000 750 2950 » »
1050-11-1 Сернистый 1100 2000 2975 » » 700
1050-12-1 газ То же 1100 2350 2975 » » 700
1050-13-1 » » 1100 2800 2975 » » 700
1000-11-1 Газ от агло- 1000 900 1475 » » 260
машин 3400
920-33-3 Воздух 690 2,9 5200 » »
920-33-2 » 820 2,3 4350 » » 2500
750-23-1 Коксовый 600 2400 4200 Паровая 485
газ турбина 700
750-23-2 То же 600 2400 4800 Электро-
мотор 400
700-11-1 Сернистый 700 2200 2975 То же
газ 2975 400
700-12-1 То же 700 1900 » »
700-13-1 » » 700 2600 2975 » » 400
670-24-1 Воздух 670 2,05 4800 » » 1500
660-21-1 Нитрозный 660 1,7 5130 » » 1500
400-12-2 Сернистый 415 1800 2975 » » 250
газ 400
360-21-1 Полуводяной • 375 4000 6290 » »
360-22-1 Воздух 280 2,4 7775 » » 700
360-22-2 » 230 1,8 6290 » » 400
0-325-11 Полуводяной 325 2800 7525 » » 290
200-11-1 газ Сернистый 200 1800 7000 » » 125
газ 700
0-185-11 Дымовые 185 8,0 (при 12000 » »
газы начальном давлении *
6,5) 55
101-11-2 Сернистый 100 2000 7000 » »
газ
НО I
Приложения
439
Продолжение прилож. 19
1 Тип машины Сжимаемая среда Произво- дитель- ность, отнесенная к началь- ным пара- метрам, м*[мин Конечное давление ата или JMJW ВОД. СТ; Число оборотов машины в минуту Тип привода Мощность привода кет
г „ f К 4250-41-1 1 Воздух Ком 4000 п р е сс о р 3,8 Ы 3250 Паровая 17300
К 3250-41-1 » 3250 3,8 3250 турбина Паровая 12000
К 2500-42-1 » 2250 3,7 3000 турбина Электро- 9000
(» К 1500-61-1 » 1380 7,45 4450 То же 9000
1 К 500-61-1 » 525 9,0 7600 » » 3400
К 480-41-1 Нптрозный 480 ' 3,5 7850 » » 1750
К 425-41-1 газ Доменный 425 4,68 8350 » » 2000
! К 350-61-1 газ Воздух 370 7,35 8600 » » 2500
К 250-61-1 » 250 9,0 11000 » » 1750
П риложение 20
ХАРАКТЕРИСТИКА ФОРСУНОК В. Г. ШУХОВА
№ форсунки Выходные диаметры, мм Диаметры мазутопровода, дюймы Производительность, кг [час Вес форсунки, ке Длина форсунки, Мм
мазут пар при давлении мазута до 0,5 ати при давлении мазута 0,6—1 ати и пара или воздуха 3—5 ати при давлении мазута 2—2»5 ати и пара или воздуха выше 5 ати
1 2 3 4 , 5 6 7 8 < 2 3 4 5 6 7 8 10 13 16 4,5 5,5 7 8 9 10 11 13 16 20 56 И Уз Уз Уз Уз ’4 54 7« 7< 3 6 12 19 27 38 50 70 125 200 7 20 40 60 80 100 130 180 250 350 10 30 60 90 120 150 180 240 320 400 0,7 0,7 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 1,5 1,5 1,6 155 155 205 205 205 205 205 205 205 258
Приложение 21 ХАРАКТЕРИСТИКА ФОРСУНОК СТАЛЬПРОЕКТА 440 Приложения
№ форсунки Диаметр выходных отверстий, мм Диаметр воз- духопровода мм Производительность, кг[час Ход мазутного сопла, мм Вес форсунки, ks
мазут воздух давление воздуха 300 мм вод. ст. давление воздуха 700 мм вод. ст.
1 2 3 4 5 6 2,5 3 4 5 5 6 21 40 60 75 95 135 38 65 100 125 150 200 3,5 11 32 54 80 135 8 24 57 82 120 205 6 13 21,6 25 32 42 4,9 6,9 14,8 25,4 40,1 56,1
. Приложение 22 характеристика ТУРБУЛЕНТНЫХ ГАЗОВЫХ ГОРЕЛОК НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ ТИПА гтн ДЛЯ ГАЗА = 1000-1600 ккал/нм*'
№ горелки Габаритные размеры, мм Производитель- ность, нм* [час Минимальное давление перед горелкой, мм вод. ст. Вес установки горелки, кг
длина от поверх- ности стенки печи размеры окна в стенке печи наибольший на- ружный диаметр газ воздух
ГТН-1 ГТН-2 гтн-з ГТН-4 ГТН-5 ГТН-6 327 379 429 503 561 663 300 300 350 350 470 470 270 340 400 460 560 660 45—100 100-200 150-300 200—400 300-600 500-1000 100 100 100 100 100 100 150 150 150 150 150 150 67 93 121 133 238 340
L9<1~
Приложение 23
Размеры и производительность инжекционных одноступенчатых горелок для природного газа
конструкции Стальпроекта
Тип Размеры, мм Производительность при давлении газа
выходной диаметр диаметр газовой трубки дюймы общая длина горелки длина от поверхнос- ти стенки печи выходной диаметр газового сопла диаметр горелки 0,3 кг/см2 0,5 кг/см-
нм*/час мг-ккал/час нм*/час мг-ккал] час
Без водя- 32 Й 380 335 2,3 26 3,5 29,4 4,3 36,0
кого охлаж- дения голов- 37 1 424 374 2,6 30 4,4 37,0 5,6 47,0
ки 42 1 476 416 3,0 34 5,8 48,6 7,4 63,0
48 1И 545 474 3,4 39 7,5 63,0 9,5 79,7
56 1’/2 620 540 4,0 45 10,2 85,6 13,1 110,0
С водяным 65 1’/2 702 560 4,6 53 13,6 114,0 17,4 146,0
охлаждением 75 2' 805 652 5,3 61 18,1 152,0 23,1 194,0
головкн 86 2 926 756 6,1 70 24,0 202,0 31,0 260,0
100 2 1070 870 7,1 81 33,0 277,0 42,0 352,0
116 2’/2 1226 986 8,2 94 43,0 360,0 55,0 461,0
134 2% 1382 1096 9,5 108 58,0 486,0 74,0 620,0
154 3 1525 1295 10,9 125 76,0 638,0 98,0 824,0
178 3 1820 1420 12,6 144 102,0 856,0 131,0 1100,0
205 4 2100 1640 14,5 166 136,0 1140,0 173,0 1450,0
Примечание. Производительность горелок может быть значительно повышена при увеличении давления газа до
2—5 ат.
Приложение 24
ЭЛЕКТРОПЁЧНЫЁ трансформаторы
Тип трансформатора Мощность ква Первичное напряже- ние, в Ступени вторичногсГ напряжения в Напряжение, при котором мощность остается номинальной Вес т Габарит, м
ЭОЦН-16000/10 однофазный 8000 10500 366,5-344-325 307- 292-274 258-244-231,5—216 202-195-188,5-182,5 177-170,5-164—158,5 153—146—139,5 366,5-344—325 307—292 33 2x4, высота 6
ЭОЦН-8200/Ю однофазный 5500 10000 или 35000 210—203—196 189—184—178 172—168—163 158-154-150 146—142—139 135—132 На первых девя- ти ступенях
эоцнк однофазный 16000 10000 450-200 400 — —
ЭТЦП-5000/10 трехфазный 3500 6000 136,5-125-115,5-107,5 91 136,5 18,5 3,48x2,56 высота 4,22
ЭТМ-1800/10 трехфазный 1400 6000 10000 130—120—111 125-115-107 130 125 — —
ЭТМ-900/10 трехфазиый 900 1000 6300 10000 140-120-105-80,7 69,3/280- 240-220 161,4—138,6 (две группы) 162,4-139—120,4-93,6-80,2 первая группа ступеней, 81,2—69,5-60,2—46,8—40,1 вторая группа ступеней 140 162,4 7,9 1,7x2,85 высота до 3,68
Продолжение прилож. 24
Тип трансформатора Мощность кет Первичное напряже- ние, в Ступени вторичного напряжения в Напряжение, при котором мощность остается номинальной Вес т Габарит, м
ЭТЦНК-24000/35 трехфазный 15000 35000 368-123 368
ЭТЦ-15000/10 трехфазиый 12800 10000 185-130,5 185
ЭТЦП-21000/35 трехфазный 13750 35000 307-263-213-191 ,5—171 — 152-123—110,5 307 53 5x2,1, высота 5,8
ЭТМК-2700/10 трехфазный 2250 — 220-127 220 15,5 —
ЭТМК-4200/10 трехфазный 3500 — 220-127 220 23 3,12x4,32, высота 4,47
ЭТЦП-10000/10 трехфазный 8000—3620 10500 -204- 151-118/261-229 261 22,0 3,91x2,37, высота 4,36
ЭТЦП-10000/35 9000 10000 274-257-243-230 219-208-191-183 274 40,8 2,17x4,65, высота 5,35
ЭТМПК-4000/10 трехфазный 3000 6000 244-220—200-141—227 244 27,0 4,95x3,5, высота 4,3
ЭТМП-5000/10 трехфазный 1800 6000 160-148—136-124—112 160 — 4,0X3,0, высота 4,22
ЭТЦП-7500/6 трехфазный 5000 6000 133,5—118—106—96,5—89 133,5 21,2 3,67x2,515, высота 4,36
ЭТЦП-10000/35 трехфазный 10500 35000 158-105 158 — —
Приложение 25
ХАРАКТЕРИСТИКА МНОГОПОДОВЫХ ПЕЧЕЙ
Тип печей
Характеристика обжиг серного колчедана обжиг цинко- вых и медных концентратов обжиг медных и никелевых материалов
1 2 2 4 5
Поверхность рабочих подов, .и2 37 107 140 230 300
Число подов 5-1- 1 7+1 7 + 1 7+1 12+1
Диаметр кожуха, мм 1 3550 5400 6054 7500 6540
Высота кожуха, мм 3050 5050 6110 8780 11371
Расстояние между подами, мм — 320 450 — 700
Число дверок на один под — 4 4 — —
Диаметр вала, мм 358 600 900 1500 710
Длина рукояти, мм — 2168 2473 — 2650
Число гребков на рукояти — — 21/18 — 14
Производительность вентилятора, нм^/час 3600 4500 5000 5000 9000
Напор, мм вод. ст 300 350 350 300 400
Мотор печи, кет 4,5 4,5 4,5 6,8 11
Скорость вращения вала, об/мин 1 1 1 1—2 1-2
29 Заказ 761
Приложение 26
характеристика барабанных вращающихся печей для производства глинозема
Показатели Печи для спекания бокситовой шихты Печи для спекания нефелиновой шихты Печи для кальцинации глинозема
Размеры печей, м ......... 3,0x51,3 3,0X51,3 3,0X60 3,6/3,3/3,6X150 3,0/3,8x51,3 3,5/3,8x75
Производительность, т/час 12,0 14,5 16,0 31-32 8,5 14,0
Способ питания Распыл Распыл Налив Налив — —
Влажность, % 39,0 39,0 29,0 33,0 — —
Внутренняя поверхность печи, .и2 . 420 420 490 1460 450 740
Общая поверхность печи, включая цепи, .и2 — — 940 2610 — —
Длина зоны горения, м 12,7 12,7 12,7 15,7 14,7 15,6
Число оборотов печи п, об/мин . . 0,75-1,5 1—1,5 1,0—1,98 0,98—1,96 0,75-1,5 0,75—1,5
Угол наклона печи, % 3,0 3,0 2,2 3,0 2,5 3,0
Удельный расход тепла, ккал/кг . . 1750 1550 1320 1300 1400 1300
Часовой расход условного топлива, кг/час 3000 3200 3200 6150 1700 2600
Тепловые напряжения в зоне печи, ккал/м* - час ........... 310000 330000 330000 338000 116000 145000
Температура отходящих газов (в об- резе барабана), °C 300 300 350 200 350 250
Количество отходящих газов, нмР/час 48000 52000 48000 96000 28000 41000
Действительная скорость на выходе из печи, м/сек 5,1 6,25 5,25 5,4 2,8 2,5
Приложения
Продолжение прилож. 26
Показатели Печн для спекания бокситовой шихты Печи для спекания нефелиновой шихты Печи для кальцинации глинозема
Коэффициент заполнения печи, % . 10,5 7,0 н=1,0 п=1,5 12,7 8,5 н=1,0 п=1,5 18 9,0 н=1,0 п=2,0 13,8 6,9 п=0,98 н=1,96 11,0 7,3 н=1,0 п=1,5 9,0 6,0 н=1,0 п=1,5
Время пребывания материала в пе- чи, мин 120 80 м=1,0 п=1,5 120 80 п=1,0 п=1,5 190 95 п=1,0 п=2,0 290 145 н=0,98 и = 1,96 107 71 н=1,0 п=1,5 ПО 73 п=1,0 п=1,5
Отношение длины к диаметру, м/м 19,7 19,7 23,0 48,5 18,3 23,3
Удельная производительность печи по отношению к внутренней по- верхности, кг/м2-час ...... 28,8 34,5 32,8 22,6 18,9 18,9
Удельная производительность печи по отношению к общей поверхно- сти, кг/м2-час .......... — — 17,0 12,7 — —
Окружная скорость при пмакс, м/сек 0,23 0,23 0,31 0,37 0,24 0,27
Мощность электродвигателя, кет . 60 75 125 280 65,0 120
29*
Продолжение прилож. 26
Показатели Печи для спекания бокситовой шихты Печи для спекания нефелиновой шихты Печи для кальцинации глинозема
Холодильники
Тип и размеры, м Барабанный 2,2x23 Барабанный 2,2x23 Барабанный 2,3X30,7 Рекуператорный 1,3x6,0 10 шт. Барабанный 2,3x23,5 Барабанный 2,5X28,5
Угол наклона, % 5,0 5,0 5,0 — 5,0 5,0
Число оборотов в минуту 3,0 3,0 3,0 — 3,0 3,0
Время пребывания материала в хо- лодильнике, мин 12,5 12,5 16,2 — 8,9 10,3
Коэффициент заполнения, % . . . . 2,2 2,6 2,8 — 1,33 1,73
Внутренняя поверхность холодиль- ника, м2 160 160 220 246 170 224
Удельная производительность холо- дильника, кг/м2 -час 75,0 90,0 72,5 114 50 62,5
Мощность электродвигателя, кет. . 25 25 30 — 35 46
Приложения Приложения
Примечание. В настоящее время имеется тенденция к укрупнению размеров вращающихся печей: диаметра до 4—5 м-, длины
до 1 50—200 л.
448
Приложения
Приложение 27
ХАРАКТЕРИСТИКА барабанных вращающихся печей
ДЛЯ ОБЖИГА СУЛЬФИДОВ
Характеристика Тнп печей
1 2
Внутренняя поверхность футеров- ки, М2 105 200
Диаметр кожуха, м 2,1 2,8
Длина кожуха, м 21 24
Наклон печн, % 2,6 2,2
Расстояние между опорами, м ... И —
Скорость вращения, об/мин .... 0,6—2 0,2-2
Мотор печн, кет — 40
Тип холодильника Барабанный —
Перегребающие и теплообменные уст- ройства Нет Керамиковые и
* металлические лопасти
Приложение 28
ХАРАКТЕРИСТИКА печей для обжига
ВО ВЗВЕШЕННОМ СОСТОЯНИИ
Характеристика Тнп печей
для обжига серного колчедана для обжига цинковых концентратов
1 2 3
Объем рабочего пространства, м3 . . 100 100 100
Диаметр кожуха, м 4,2 4,2 6,5
Высота кожуха, м 10 10 8,8
Диаметр газохода внутренний, м . . 1,04 1,04 Печи переобору-
Диаметр горелки внутренний, м . . Число фурм для вторичного воздуха Диаметр фурм, м Подача аэросмеси 0,25 5 0,150 Нижняя 5 Верхняя до ваны из восьми - подовых механиче- ских печей, из ко- торых удалены че- тыре средних пода
Приложения
449
ХАРАКТЕРИСТИКА ПЕЧЕЙ ДЛЯ ОБЖИГА В КИПЯЩЕМ СЛОЕ ЦИНКОВЫХ КОНЦЕНТРАТОВ
Расход воздуха иа 1 лг площади пода в минуту, нл3 6,5 или 1,5 ннР/кг кон- центрата 5,1 или 2,2—2,06 нм?) кг концентрата 5,3 или 2,3—2,2 ил3/кг концентрата 5,2 или 1,7— 1,6 нм?/кг концентрата 6,1 или 1,95 нм?/кг кон- центрата
Содержание в газах SO2, 7о о.? 7,5-8,5 R—0 1 9,15
Число рузичпыл устройств 1-2 9 —‘ СЧ
Охлаждаю- щая поверхность 5,4 6,3 0 0 7 С с с о э 1 ч
Давление воздуха под решеткой мм вод. ст. S £ 7 с 1000-1100 800-1500 730—1160 1
Высота кипящего О 55 5 * с У С 1 с 1 а
Удельная производи- тельность по сырому концентрату ml м2’ сутки о сс ОО 1Г со с* 1 Ю СО С* з а э •< г э -я S‘t Л * X 1, ( I-
Площадь пода м* 1 Ю О- оо с О LQ. г- in со со о 33,0
450
Приложения
показатели работы
Тип И назначение обжиговых печей Содержание серы % Удельная производитель- ность, отнесенная к 1 м2 рабочей площади, т[ м2- сутки Удельная производи- тельность, отнесен- ная к 1 л3 рабочего объема, т/л<«- сутки
в ис- ходной шихте в огарке по удаляемой сере ПО исход- ной шихте по удаляе- мой сере по исход- ной шихте
Многоподовые пе- чн: для обжига медных и мед- но-никелевых концентратов . 20—32 10—22 0,08—0,20 0.7—1,3
для обжига цинковых кон- центратов , . . 30—32 1,5-5 0,035-0.080 1, 13-0,26 — —
для обжига сер- ного колчедана 40-50 2—4 0,06—0,12 0. 15—0.30 — —
для обжига ни- келевого файн- штейна и бот- тома 20—22 1.5-4 0,02—0,04 0, 14—0,18
для обжига оло- вянных концен- тратов .... 3—7 0,2—0.6 0,01-0,02 0, 13—0,25
Барабанные печи: для обжига сер- ного колчедана 40—50 2—4 0 04—0,08 0,10—0,20 — —
для второго об- жига никелево- го файнштейна и боттома . . . 1,5—4 0,05—0,6 0,013—0,018 0,4—0,6
Печи для обжига во взвешенном состоянии серно- го колчедана . . 40—50 2—3 0,24—0,6 0,6-1,25
То же, для цинко- вого концентра- та 32—32 1—5 — — 0,22—0,36 0,7-1,2
Печи для обжига в кипящем слое арсенопирнтного концентрата (содер> И MI 22 канне серы лиьяка) 5 0. 1—0, 15 0,6—0,8
То же, для цинко- вого концентра- та 30—32 2-3 1,2—1,5 3,8-6,5 0,18-0,45 (ДО 1,0) 0,6—1,5
То же, для медно- го концентрата 25-37 3—12 1—1,6 —
То же, для серно- го колчедана . , 48 0,5-1,5 8-10 20 2—2,3 —
Приложения
4 51
Приложение 30
ОБЖИГОВЫХ ПЕЧЕЙ
Степень десуль- фуризации, % Расход условного топлива, % от шихты Максимальная температура в печи, °C Бремя пребыва- ния метериала в печи, час. Содержание в от- ходящих газах SO,, % Температура от- ходящих газов, °C Число оборотов в минуту Толщина пере- гребаемого слоя шихты в печи, мм Средний объем- ный вес материа- ла в печи, mjM.3
30-75 0,1-2,0 700-850 1-3 3-8 300-500 1-2 50—130 1,4
80—95 2—5 700—1000 5-12 3-7 300—700 1 1_ 2 4 50—120 1,6
92—97 800—900 5—12 8—12 500—700 1 1 40—120 2.3
3 4
85—95 10—15 800—850 6-8 2—4 400—600 4 40—60 3,0
85—95 10-20 700—800 6—10 — 300—500 0,9—1,3 40—60 —
92-97 Нет 900—1000 — 10—12 900 — 1 3 — 2,3
95-99 20—30 1250—1350 3—6 0,2—0.8 800—1000 1 1 150—300 3,0
3,5 1,75
95-97 Нет 800-1000 3-6 сек. 10—14 900 — — —
80-95 х> 900—950 3-6 сек. 9—Ю 900 — — —
85-90 » 600 — 600 — — —
90 » 875 — 7—12 845 — — —
— — 700 — 6—12 — — — —
— — — — 14-16 — — — —
ХАРАКТЕРИСТИКА ОТ
Характеристика Тип печей
плавка концентратов рафинирование меди
1 2 3 1 поворотная печь 2 стационар- ная печь
Площадь пода, м2 160 240 330 10 40
Длина печи (внутр.), м . . 31,3 30,0 34,5 6,2 11,5
Ширина печи (внутр.), м . . 6,05 8,0 10,2 2.0 4,0
Высота от пода до свода, м 2,37 3,55 3,56 2,0 2,1
Глубина ванны, м 0,72 1,1 1,1 0,6 0,75
Емкость ванны по меди, т . — — — 20 200
Отопление Угольная пыль Угольная пыль Угольная пыль Мазут Мазут
ПОКАЗАТЕЛИ РАБОТЫ
Тип н назначение отражательных печей Удельная произво- дительность tn$ мг • сутки Действительная ско- рость газов в печи, я[сек Тепловое напряже- ние всего газового объема печи, тыс. ккал/м3- час
по твердой шихте по твердой и жидкой ших- те
Для плавки медных и медно- никелевых концентратов в сы- ром виде 2—4 2,5—5 6—8 120—200
Для плавки медных и медно- никелевых концентратов в обожженном виде 4—7 5—8 5-7 120—200
Печи стационарного типа для огневого рафинирования меди 4—6 — 6—8 150—200
Печи поворотного типа для огневого рафинирования меди 4—5 6—8 6—8 150—200
Приложение 31
РАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ
L Характеристика Тип печей
плавка концентратов рафинирование меди
1 2 3 1 поворотная печь 2 стационар- ная печь
i Число горелок 4 6 4 1 3
Свод Арочный динасовый Арочный динасовый Подвес- ной маг- Набивной магнези- Арочный динасо-
г 0,5 м 0,5 м незитовый 0,38 м товый 0,3 м вый 0,3 м
Стены Динас 0,60 м Динас 0,58 м Динас и магнезит 0,45 м Магнезит 0,5 м Динас 0,5 м
'4 Размеры газоотвода, м . . 3,36x2,0 3,5x2,3 4,27x2,45 0,7x0,7 2,0x1,0
5
Приложение 32
ОТРАЖАТЕЛЬНЫХ ПЕЧЕЙ
& О ИЗ р £1 Температура в печи, °C га - о S О газо- ст. поверх- к го-
га о вз tr S О а ф to о ФИ и га о X га
и*> - .« с fctca Е С tr Ф С С Е ч Е 3 к S ф к X ВЗ О 3 &
о вз s х ч й О ь n. tf « о ф . о, Ф _ S3 к ч О
о сад «со ч о § ВЗ СО « о О о со о S3
О. f- и и О S О. Й х г о-
15—30 1500—1600 1100—1300 13-15 0,25—0,5 1-3 40—45
9—15 1500—1600 1100—1300 15—17 0,5—1,25 1—3 27—30
12—16 1500 1300 14—17 — — —
20—40 1500 1300 14—17 — — —
ХАРАКТЕРИСТИКА ПЛАВИЛЬНЫХ
Тип пе
Характеристика плавка сульфидных медных и медноникелевых руд и концентратов плавка никелевых
1 3 4 1
Форма рабочего простран- ства Площадь пода, м2 Длина печи (внутр.), м Ширина печи (внутр.), м Высота от пода до свода (внутр.), м Глубина ванны, м. Емкость ванны по метал- лу, т Диаметр электродов, м Число электродов Расстояние между осями электродов, м Число печных трансформа- торов Мощность одного транс- форматора, ква Удельная мощность, ква[м2 Линейное напряжение, в Линейный ток, а Плотность тока на элек- троде, а/см2 Свод Толщина свода, м Стены Толщина стен, м Число газоотводов Диаметр газоотвода, м Прямо- угольная 58 11,2 5,2 ' 4,0 2—2,5 0,9 2,7—3,0 1 13000 24000 220 400 266—450 Прямо- угольная 118 21,5 5,5 3,5—4,0 2—2,5 1,05 6 3,0 3 6000 8000 150 200 250—420 Прямо- угольная 141 23,5 6,0 2,8 1—1,5 1,2 6 3,0 6 2000 85 400 50 Низ — магнезит, верх — хромит 2 1,2 Круглая 55 8,7 8,7 2,7 1,5 1,4 3 3,5 3 3000 160 207 70 35000 30000 2—2,5 Арочный шамотный 0,4 Низ — магнезит, верх — шамот 0,8—0,6 3 Прямо- угольная 23 7,3 3,6 2,1 0,915 3 2,08 1 3000 130
ПО 16250 90 40000
19250 2—2,5 Арочный шамотный 0,3 Низ— магнезит, верх — шамот 0,87— 0,69 2 1,0 16000 2—4 Арочный шамотный 0,3 Низ — магнезит, верх — шамот 0,87— 0,69 2 1,0
Приложение 33
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПЕЧЕЙ
чей
плавка оловянных концентра- тов и шлаков 1 плавка плавка плавка шлаков плавка металлов
экисленных РУД 2 свинцовых концентра- тов 1 цинковых концен- тратов 1 1 цниковис- тые шлаки от свин- цовой плавки 2 конвертер- ные ко- бальтовые шлаки 1 никель из закиси 2 медь катодная
Круг- лая 49 7,9 7,9 1,05 6 14000 285 Круглая 4,9 2,5 2,5 1,6 0,5 0,4 3 0,9 1 1000 205 110—140 70 4,8 Магнези- товый или ди- насовый Верх — магнезит, низ н под- угольные блоки 1 Прямо- угольная 53 13,0 4,5 2,5—3,2 1,0 4 2 2000 76 400 100 Магнези- товый Магнезит Прямо- угольная 30 8,4 3,6 0,6 3 1 6000 4500 200 150 Арочный шамотный 0,38 Шамот 0,6 Горизон- тальная цилин- дрическая 32 11,3 3,4 3,0 0,76 0,76 6 1,67 2 5000 310 280 90 30000 6-7 Шамот- ный или форсте- ритный 0,45 Шамот и уголь- ные блоки 1,2 2 Круглая 9,6 3,5 ' 3,5 2,25 ' 1,0 15 0,5 3 1,3 1 4500 470 266 НО Магне- зитовый Магнезит Круглая 3,1 1,75 1,75 1,6 0,7 5-6 0,3 3 0,74 1 2250 730 250 90 5200 6500 7—9 Арочный динасо- вый 0,25 Магне- зит 0,6 Круглая 10,5 3,7 3,7 2,5 30 0,46 3 1 6000 570 225 80 Арочный магнези- товый Магне- зит 0,45 1
ПОКАЗАТЕЛИ работы плавильных
Тнп н назначение электропечей Удельная производи- тельность т/м2 сутки X г sg р •£ <ь >> электроэнергии на 1 т шихты кет • ч/т Ко эффиц иенты
по твердой шихте по жид- кому шлаку термичес- кий к. п. д. и CXsS н и М w с О О q с» . о У косинус 9
Электропечи Для плавки сульфидных медных и мед- но-никелевых руд и концен- тратов 3—6 0,5—1,5 400—850 0,6— 0,8 0,8— 0,9 0,8— 0,95
Электропечи для плавки окисленных никелевых руд 2—3 — 700—1000 — —— •
Электропечи для плавки оловянных концентратов Электропечи для плавки обожженных свинцовых кон- центратов 6-8 3 — 950—1100 650 — — —
Электропечи для плавки обожженных цинковых кон- центратов 3—3,5 На 1 т цинка 3000 — 0,95
Электропечи для плавки шлаков, содержащих цинк, олово, свинец, кобальт, ни- кель и др. — 3—9 150—800 0,6— 0,8 0,8— 0,9 0,8— 0,9
Электропечи для плавки металлов (никель, медь и ДР-) 6—9 — Для меди 250, для никеля 1200—1400 —• 0,85 0,9
характеристика Шахтных печей Приложение 35
Характеристика Тип печей
печи для по- лупиритной плавки печь для медно-сер- ной плавки печь для вос- становитель- ной плавки окисленных никелевых руд печи для вос- становитель- ной плавки свинцового агломерата
Площадь печи на уровне фурм, м2 Ширина печи на уровне фурм, м Ширина печи на колошнике, м Длина печн, м Высота от лещади до колош- никовой площадки, м . . Высота от лещади до фурм, м Диаметр фурм, л 7,7 1,35 2,25 5,68 6,3 0,85 0,1 15,3 1,37 1,73 11,2 6,9 0,98 0,1 6,0 1,05 2,2 5,7 6,9 0,6 0,1 23,4 1,6 1,8 14,6 7,2 1,07 Щелевидные 0,1X1,2 6—10 (иног- да до 21) 1,2—1,6 4,5—10,0 5—6,5 0,8—1,1 0,06—0,125
ЭЛЕКТРИЧЕСКИХ ПЕЧЕН
Приложение 34
Температура в печи, °C Содержание в отходящих газах Унос пыли, % от шихты расход углеро- дистого восста- новителя, % от шихты Вр^я пребыва- ния шлака в пе- чи, час. Расход электро- дов, кг/т Продукты плавки
в ванне в газовом простран- стве so, со
1200— 1600 200— 600 0,5- 1,5 иногда 4—6 Нет 0,25— 0,5 0,5—1,5 10— 24 3—5 Штейн, шлак 0,15—0,20% N1-ф- ф Си
1450 Значи- тельное 3—12 5—10 Ферроникель 10 — 40% Ni, шлак 0,05—0,36% Ni, Черновое олово и
— — — — — 10—15 — — богатый шлак 25— 30% Sn
1200— 1300 — До 5% — — — — 7—9 Черновой свинец и шлак 2,7% РЬ
1350 — — Значи- тельное — — — На тонну цинка 7 Черновой цинк, чугун, шлак
1250— 1400 800— 1000 — 10—70 — 5—10 6—24 3—5 Черновые метал- лы или сила вы обедненные шлак
1200— 1600 600— 1200 15—30 До 2 До 50 от металла — 4 Черновой никель или красная медь
Продолжение прилож. 35
Тип печей
Характеристика печи для по- лу пиритной плавки печь для медно-сер- ЮЙ плавки печи для вос- становитель- ной плавки окисленных шкелевых руд печн для вос- становитель- ной плавки свинцового агломерата
Чис$ю фурм •Отношение площади фурм к площади печи Высота колошникового шат- ра м Число газоотводящих труб Диаметр газоотводящих труб 'Объем переднего горна по от- ношению к площади печи, м2/м2 .......... Глубина переднего горна, м Ширина переднего горна, м 39 0,04 4,7 2 1,9 От 4 От 1 От 3 72 0,037 4,6 3 1,8 До 5,5 До 1,6 До- 5,С 36 0,047 Гермети- ческий колошник 18 0,2x0,25 — — 16 0,08 3,6 4 1,5 Нет 0,035—0,07 3,5—4,0
и о SVh^W ‘ИЬЭП б нлхиш винэжиа'п’ члэМояэ ввн^эбэ ’’S 1 1Г 1 Д со СЧ - i 1 ' т—« .—< й—1
ЭЕЬ ‘иьэи s нлхит винвшчрэсй! виэЦб 9ОНЧ1Г9 ХИ£И1ГрИс1 п сс 3-5 о сх □ *? СО ю 1 3 — 01 1 юю w^*CO~
Ct ь; ХЕЬЕЛ XHtaBtfoxxo е вНойодоия эииЕжбайоэ к G S сг 9 , о <о 2 я ЕЗ ° л S о Й Е? О QJ О S' < , о s е н о 8 X А А W tr %
Эо ‘еоевл хиТпвйоххо ейАхейэшчэх 300-500 300—400 450 500-700 200-400 200-500
*3» О Д И Д ю я s oj ami -tw1ev *eotf -ифчиЛэ С с сс с с 1Г > с 1 £ о о о о оо со с —< — с о 0 0 L 0 0 1
Ьц й* Ь: д о Ф (- д к эъъ'ък1гу •вэмом 70—500 40—100 140—200 100—400 200-400 200-400
ч Дутье 'ЛЭ 'tfos WW ‘OHHaireEtf 700—2500 1500— 3000 700-1400 ЧИП КПП 5 8 ? — 3 i 5 о СО С с и с с с э 0 ч
о «1 Ч ft. ‘оа 'ЛЭЭЫПГОЯ С с£ 120 40—S0 С с с U в к > О э ю 1 D О СО с с с э ч
fc^ Щ ч <0 ч к д воздуха — wfsww‘iqi -хит iu i вн днн -наэанло 1 1 оо о о о с О О LC —’ СЧ 1700 800—1200 ОПП 1 чип О 1 ° 1 сч о о —< ОО I СО CN 1 — сч о > о о
о с: . о X CJ nJ ft, вя/«^« ‘вэяоя вз/ 1 ЕН нрш -НЭЭЭНЛО S S 1 1 о о —- сч —I ю в- 1 1 1 оо СО LO сх ч; 3
ГЫХИШ JLO % *ЕЭЯОЯ ftOXDEd о 1 сч с о О IV 10—50 20—30 12-15
тыги&э 'zw[ui ‘9ХХИШ ОН ЧЛ,Э0ИЧ1Г9 XHtfOH Е И -odn вви41гэ#д 1 S iS 1 ’Ф — с Ю 40—50 on ДА 3 с со 1 > о сч 50-60
Тип и назначение шахтных печей Печи для полупирит- ной плавки медных и медно-никелевых руд Печи для пипитной плавки медных руд Печи для медно-сер- ной плавки ной плавки медно-нике- левого файнштейна Печи для восстанови- тельной плавки окислен- ных никелевых руд Д«^Л DUtVidnUDH" тельной плавки свинцо- вого агломерата
Приложения
459
Приложение 37
СОСТАВ золы коксов из РАЗЛИЧНЫХ УГЛЕЙ. %
Кокс SIO2 А12О8 Fe2Oa СаО MgO PSO6 SO3
Донецкий (Горловка) 44 27 20 3 1,4 0,3 3
Донецкий (Ханжонковский) . . 35 18 26 11 0,6 0,4 9
Кузнецкий 56 25 7 4 1,7 0,8 3
Карагандинский 57 36 1,7 0,6 0,7 — —
Кизеловский 53 37 6,5 2 1.0 0,1 —
Магнитогорский 50 29 10 4 3,0 0,7 3
Приложение 38
ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ ОГНЕУПОРНЫХ МАТЕРИАЛОВ
к, ккал/м час • град
Огнеупорные изделия Температура, °C
300 1000
Шамотные 0,7—1,0 0,9—1,4
Магнезитовые 4—5 2—4
Динасовые 1—2,2 1,4—1,6
Высокоглиноземистые 1,0—1,5 1,20—1,8
Карборундовые 4—15 3—10
Циркониевые 2,5 1,6
Легковесные 0,08—0,7 —